В. Г. Лисиенко, Я. М. Щелоков,
М. Г. Ладыгичев
ВРАЩАЮЩИЕСЯ ПЕЧИ:
теплотехника, управление и экология
Справочное издание
в 2-х книгах
Книга 2
Под ред. акад. АИН,
докт. техн. наук, проф. В. Г. Лисиенко
т/
/т
"Теплотехник"
Москва, 2004

УДК 662.9 @83)
ББК 31.391
Л63
Л63 Лисиенко В. Г., Щелоков Я. М., ЛадыгичевМ,Г.Вршющиеся печи: теплотехника,
управление и экология: Справочное издание. В 2-х игах. Книга 2 / Под ред. В. Г.
Лисиенко. — М.: Теплотехник, 2004. — 592 с.
Впервые в отечественной практике сделана попытка обобщить все основные материалы по
вращающимся печам, которые по статистике особенно широко распространены на предприяти-
ях всех основных промышленных отраслей. Подробно «ванн конструктивные особенности
печей и вспомогательных элементов, условия их эксшдая. Отдельно рассмотрены вопро-
сы сжигания топлива во вращающихся печах, комплекс проблем вызванных огнеупорной и теп-
лоизоляционной футеровкой печей. Рассмотрены пробиютообмена в данном виде агрега-
тов, автоматического регулирования режимов их работы.
Ил. 220. Табл. 87. Библиогр. список: 66 назв.
Работа представлена в авторской редакции.
Риенко В. Г., Щелоков Я. М.,
ISBN 5-98457-018-1 (Кн. 2,2-й з-д) Ладыгичев М.Г., 2004 г.
ISBN 5-98457-016-5 © "Теплотехник", 2004 г.

ОГЛАВЛЕНИЕ
КНИГА 2
Часть IV.
ТОПЛИВОСЖИГАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА, ТЕПЛООБМЕН,
КОНТРОЛЬ И АВТОМАТИЗАЦИЯ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
Глава 1. Топливо и сжигающие его устройства 9
1.1. Основные характеристики факела 9
1.1.1. Устойчивость процессов горения и взрывобезопасность 10
1.1.2. Границы, зоны и длина факела 27
1.1.3. Радиационные характеристики факела 57
1.1.4. Положение факела относительно тепловоспринимающей
поверхности и кладки 84
1.1.5. Скоростные и другие аэродинамические характеристики факела 85
1.1.6. Экологические характеристики факела 88
1.2. Особенности сжигания топлива и процессов горения во вращающихся печах. 104
1.2.1. Особенности сжигания топлива во вращающихся печах 104
1.2.2. Особенности процесса горения топлива 105
1.2.3. Сжигание топлива во вращающихся печах 117
1.2.4. Топливо для вращающихся печей 128
1.3. Основные требования к топливному факелу во вращающихся печах 135
1.4. Основные характеристики газообразного топлива 138
1.4.1. Общие положения упрощенной методики
теплотехнических расчетов 139
1.4.2. Потери теплоты с уходящими газами 144
1.4.3. Потери теплоты вследствие химической неполноты горения 152
1.4.4. Коэффициент расхода воздуха 152
1.4.5. Совместное сжигание двух видов топлива 155
1.4.6. Расчеты при сжигании топлива на обогащенном кислородном дутье .. 157
1.4.7. Потери в окружающую среду 159
1.5 Горение природного газа во вращающихся печах 160
1.5.1. Образование газового факела во вращающихся печах
цементной промышленности 160
1.5.2. Газовые горелки, применяемые во вращающихся печах
цементной промышленности 166
1.5.3. Газомазутные горелки цементных печей 179
1.5.4. Горелочные устройства для вращающихся печей различного
технологического назначения 180
1.6. Физические и теплотехнические свойства мазута 218
1.6.1. Общие сведения 218
1.6.2. Физические свойства мазутов 222
1.6.3. Теплофизические свойства мазутов 224

1.7. Сжигание мазута во вращающихся печах 226
1.7.1. Подготовка мазута к сжиганию 226
1.7.2. Типы форсунок для сжигания мазута 230
1.8. Свойства твердого топлива 241
1.9. Сжигание твердого топлива во вращающихся печах 247
1.9.1. Общие сведения 247
1.9.2. Подготовка твердого топлива к сжиганию 251
1.9.3. Пылеугольные горелки 259
1.10. Совместное сжигание различных видов топлива 264
1.11. Дополнительное сжигание топлива 267
1.12. Математическое моделирование газодинамики во вращающейся печи 268
Глава 2. Теплообмен во вращающихся печах 278
2.1. Современные методы расчета теплообмена 278
2.1.1. Особенности представления теплофизической модели
энерготехнологических объектов 278
2.1.2. Уравнение распространения тепла в движущейся вещественной среде . 280
2.1.3. Уравнение неразрывности потока жидкости и уравнение движения .... 283
2.1.4. Уравнения осредненного турбулентного потока 285
2.1.5. Классификация методов расчета 288
2.1.6. Зональный метод расчета 289
2.1.7. Метод Монте-Карло для расчета угловых коэффициентов излучения
для энерготехнологических агрегатов 295
2.1.8. Метод Монте-Карло, основанный на принципе узлового разбиения .... 297
2.1.9. Обобщенный термодинамический подход как основа
детерминированной процедуры построения математической модели
объектов с распределенными параметрами 301
2.1.10. Основы построения и функционирования имитационно-
оптимизирующей модели процесса тепломассообмена 305
2.1.11. Динамический зонально-узловой метод (ДЗУ-метод) 307
2.2. Процессы теплообмена во вращающихся печах 312
2.2.1. Математические модели тепловой работы вращающихся печей 315
2.2.2. Сопряженный теплообмен открытых поверхностей слоя шихты
и футеровки с печным пространством 318
2.2.3. Теплоотдача от изотермической стенки к плотному слою
зернистой шихты 327
2.2.4. Температура поверхности футеровки при вращении печи 329
2.2.5. Теплоотдача конвекцией 332
2.2.6. Система двух дифференциальных уравнений теплообмена 336
2.3. Интенсификация теплообмена во вращающихся печах 342
2.3.1. Подача оборотной пыли или компонентов шихты в факел 343
2.3.2. Внутренние теплообменные устройства 344
2.3.3. Влияние кольцевого порога на движение и теплообмен шихты
(приближение весьма протяженного порога) 351
2.3.4. Подогрев дутья и обогащение его кислородом 356

2.3.5. Соотношения расходов и концентраций атмосферного воздуха
и технического кислорода 360
2.4. Математическое моделирование тепловой работы вращающихся печей 362
2.4.1. Тепловой и температурный режимы нагрева материала 362
2.4.2. Нагрев сыпучего материала в обжиговой вращающейся печи 365
Глава 3. Системы управления и автоматизации и альтернативные
варианты технологии 3 84
3.1. О вопросах организации управления технологическими производствами 384
3.1.1. АСУ ТП 384
3.1.2. Автоматизированные информационно-поисковые системы 388
3.1.3. Классификация АИС 392
3.2. Контролируемые параметры вращающихся печей 406
3.3. Измерение контролируемых параметров 412
3.4. Автоматическое регулирование режима работы вращающихся печей 424
3.5. Компьютерная система автоматического управления тепловой работы
вращающейся печи 431
3.6. Применение горелок большой мощности с управляемой длиной факела
и окислительной способностью атмосферы 434
3.7. Возможные альтернативные варианты технологии
вращающихся трубчатых печей 436
3.7.1. Шахтные печи металлизации 436
3.7.2. Технология получения вяжущих на конвейерной машине 446
3.7.3. Способ кальцинации глинозема в циклонном агрегате 448
Глава 4. Вопросы экологии и пылеосаждения
при работе вращающихся печей 452
4.1. Характеристики пылей и дымовых газов вращающихся печей 468
4.2. Технологические схемы очистоки от пыли газов трубчатых печей 468
4.3. Пылеулавливающие устройства вращающихся печей 480
4.4. Дымососы и вентиляторы 491
Заключение 498
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 1. Расчеты горения топлива 499
Приложение 2. Тепловой расчет и расход топлива 510
Приложение 3. Производительность и размеры вращающихся печей 524
Приложение 4. Средняя объемная теплоемкость газов в зависимости от
температуры в пределах 0-2000 °С, кДж/(нм3-°С) при постоянном давлении .. 535
Приложение 5. Некоторые физические свойства газов 536
Приложение 6. Расчет газовой горелки среднего давления 537
Приложение 7. Расчет корпуса печи на прочность и жесткость 541
Приложение 8. Расчет мощности, необходимой для вращения печи 580
Библиографический список 585

КНИГА 1
Предисловие
Введение. Трубчатые вращающиеся печи
8.1. Конструкции вращающихся печей
8.2. Развитие конструкций вращающихся печей
8.3. Движение слоя шихты во вращающихся печах
Часть I.
ВРАЩАЮЩИЕСЯ ПЕЧИ ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Глава 1. Типы и назначение вращающихся печей
химической промышленности
1.1. Печь с вращающимся барабаном общего назначения
1.2. Печь с вращающимся барабаном для обесфторивания фосфатов
1.3. Печь с муфельным вращающимся барабаном
1.4. Печь с вращающимся барабаном, обогреваемом снаружи
1.5. Печи для производства минеральных солей
1.6. Печь содовая
1.7. Печь тамбурная для получения плава хлорида бария
Глава 2. Расчет и исследование вращающихся печей
2.1. Определение основных размеров печи
2.2. Тепловой расчет
2.3. Определение мощности привода
2.4. Комплексное исследование тепловой работы вращающейся печи для окислительного
обжига хромистой руды
Глава 3. Подготовка печей к пуску
3.1. Подготовительные работы
3.2. Сушка и разогрев футеровки печи
3.3. Заполнение газопроводов и розжиг горелок
3.4. Заполнение мазутопроводов и розжиг форсунок
3.5. Подготовка к пуску печи с вращающимся барабаном общего назначения
3.6. Подготовка к пуску печи для обесфторивания фосфатов
3.7. Подготовка к пуску печи с муфельным барабаном
3.8. Подготовка к пуску печи с барабаном, обогреваемой снаружи
3.9. Сушка футеровки нагревательной камеры содовой печи
Часть II.
ВРАЩАЮЩИЕСЯ ПЕЧИ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ,
ОГНЕУПОРНЫХ И МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫХ ЗАВОДОВ
Глава 1. Вращающиеся печи цветной и черной металлургии
1.1. Применение вращающихся печей в цветной металлургии
1.2. Спекание глиноземсодержащих шихт
1.3. Кальцинация гидроксида алюминия
1.4. Получение губчатого железа
1.5. Технические характеристики вращающихся печей
1.6. Пример энергосбережения на вращающихся печах
1.7. Испытания переработки красных шламов во вращающихся печах
1.8. Комплексная металлургическая переработка отходов обогащения бокситов
и сопутствующих им руд

1 9. Способы и технологические схемы комплексной переработки железохромшикелевых
бурых железняков
1 Ю. Способ переработки никельсодержащего железорудного сырья
Глава 2. Вращающиеся печи огнеупорных заводов
2 1 Вращающаяся печь для обжига кусковых материалов
2 2. Движение материалов во вращающейся печи
2.3. Расчет основных размеров печи
2 4 Внешние теплообменники вращающихся печей
2 5. Вращающиеся печи для обжига глины
2 6. Вращающиеся печи для обжига магнезита и доломита
Глава 3. Вращающиеся печи в машиностроении
3.1. Барабанные печи
3.2. Барабанные электрические печи
3.3. Шнековые механизмы
Глава 4. Практика комплексного использования вращающихся печей
в алюминиевой промышленности
4.1. Прокаливание углеродосодержащих шихт
4.2. Агрегаты для производства извести
4.3. Охлаждение продуктов термической обработки
4.4. Моделирование и оптимизация процесса прокалки кокса во вращающейся печи
Часть III.
ВРАЩАЮЩИЕСЯ ПЕЧИ ЦЕМЕНТНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Глава 1. Типы вращающихся печей цементной промышленности
1.1. Внедрение вращающихся печей в цементную промышленность
1.2. Вращающиеся печи мокрого способа производства
1.3. Вращающиеся печи сухого способа производства
1.4. Длинные вращающиеся печи с внутренними теплообменными устройствами
1.5. Вращающиеся печи с конвейерными кальцинаторами (печи Леполя)
1.6. Вращающиеся печи с циклонными теплообменниками
1.7. Вращающиеся печи с реакторами-декарбонизаторами
1.8. Вращающиеся печи с концентраторами шлама
1.9. Вращающиеся печи других видов
Глава 2. Вспомогательное оборудование вращающихся печей
2.1. Теплообменники, встраиваемые в печь
2.2. Конструкции уплотнительных устройств
2.3. Устройства для питания печи сырьевой смесью
2.4. Грануляторы
Глава 3. Элементы конструкции вращающихся печей
3.1. Корпус вращающейся печи
3-2. Детали опорных устройств
J.3. Положение корпуса печи на опорных роликах
3.4. Приводной механизм вращающихся печей
лава 4. Холодильники вращающихся печей
4.1. Назначение холодильников
4-2. Барабанные холодильники

4.3. Многобарабанные рекуператорные холодильники
4.4. Колосниковые холодильники
Глава 5. Футеровка вращающихся печей
5.1. Общие сведения о строительных и футеровочных материалах
5.2. Основные правила кладки из керамического рядового изоляционного и огнеупорного кирпича
5.3. Футеровка вращающейся печи
5.4. Футеровка теплообменников и газоходов
5.5. Футеровка холодильников
5.6. Футеровка пылевых камер, головок, топок, газоходов
5.7. Производство футеровочных работ в зимних условиях
5.8. Применение блоков из бетона и кирпича для футеровки вращающихся печей
5.9. Торкретирование
5.10. Повышение срока службы огнеупорной футеровки вращающихся печей
Глава 6. О производстве цемента с использованием техногенных продуктов
6.1. Эмпирические формулы расчета производительности и мощности цементных печей
6.2. Состояние и развитие способов производства цемента
6.3. Сухой способ производства клинкера
6.4. Запечный декарбонизатор
Переводные коэффициенты в международную систему единиц (СИ)
Количество теплоты, 1 ккал = 4,1868 кДж
термодинамический потенциал 1 кДж = 0,23885 ккал
Тепловой поток, мощность 1 ккал/ч =1,163 Вт; 1 кал/с = 4,1868 Вт
1 Вт = 0,23885 кал/с = 0,859845 ккал/г
Энтальпия (теплосодержание), 1 ккал/м3 или ккал/кг =
удельная теплота = 4,1868 кДж/м3 или кДж/кг
1 кДж/кг = 0,23885 ккал/кг
Плотность теплового потока 1 ккал/(м2-ч) = 1,163 Вт/м2
1 Вт/м2 = 0,23885-10-4 кал/(см2-с) =
= 0,859845 ккал/(м2-ч)
1 кал/(см2-с) = 41868 Вт/м2
Теплоемкость 1 ккал/град = 4,1868 кДж/град
1 кДж/град = 4,1868 ккал/град
Удельная теплоемкость 1 кал/(г-град) = 1 ккал/(кг-град) =
= 4,1868 кДж/(кг-град)
1 кДж/(кг-град) = 0,23885 ккал/(кг-град)
Коэффициент теплопроводности 1 ккал/(чм2-°С) = 1,163 Вт/(м-К)
1 ВтУ(мтрад) = 0,859845 ккал/(м-ч-град)
Коэффициент теплопередачи 1 ккал/(ч-м2-°С) = 1,163 Вт/(м2-К)
(теплоотдачи) 1 Вт/(м2-град) = 0,23885-Ю4 кал/(см2-страд) =
= 0,859845 ккал/(м2-ч-град)
Давление и механическое 1 мм вод. ст. = 9,8 Па; 1 атм = 101,4 кПа
напряжение 1 кгс/мм2 = 9,806 Н/мм2; 1 кгс/см2 = 9,806 Н/см2

Часть IV.
ТОПЛИВОСЖИГАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА,
ТЕПЛООБМЕН, КОНТРОЛЬ И АВТОМАТИЗАЦИЯ
ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
Глава 1.
ТОПЛИВО И СЖИГАЮЩИЕ ЕГО УСТРОЙСТВА
1.1. Основные характеристики факела [60]
При рассмотрении процессов тепломассообмена в энерготехнологических
агрегатах и печах целесообразно придерживаться в основном системной клас-
сификации характеристик факела, которая ранее была введена В. Г. Лисиенко
и постоянно им совершенствуемая. В частности, применительно к современ-
ным условиям эта классификация должна быть дополнена такими важнейши-
ми характеристиками как экологические.
Приводимые характеристики факела — это сложные комплексные характе-
ристики, как правило, довольно тесно связанные между собой: 1) устойчи-
вость процесса горения и характеристики безопасности; 2) границы и длина
факела; 3) радиационные характеристики пламени; 4) положение факела от-
носительно тепловоспринимающей поверхности и кладки; 5) скоростные и
другие аэродинамические характеристики факела; 6) экологические характе-
ристики. Все указанные характеристики факела представляют большой инте-
рес для практики, так как их варьирование и оптимизация открывают возмож-
ности выбора наиболее рациональных режимов нагрева и плавления материа-
лов. Кроме того, эти характеристики напрямую используются в математичес-
ких моделях энерготехнологических агрегатов и печей, на основе этих моде-
лей как раз и появляется возможность детального исследования влияния этих
характеристик на процессы теплообмена.
Как уже отмечалось, в настоящее время наиболее широко в качестве топли-
ва применяется газообразное топливо — природный газ. Однако в ряде случа-
ев используется и жидкое топливо, в частности, мазут. Жидкое топливо явля-
ется также и рекомендуемым резервным топливом для промышленных печей.
Поэтому в данной главе детально рассмотрены в качестве основы газовые
факела и, кроме того, на этом фоне приведены особенности жидкостных (ма-
зутных) факелов.
При рассмотрении характеристики факела были в наибольшей степени ис-
пользованы те работы, в которых наиболее четко и последовательно обобще-

ны и приведены обзорные материалы теоретических и экспериментальных
исследований и практического опыта.
При этом в наибольшей степени рассматриваются характеристики широко
используемых в промышленности диффузионных факелов, хотя в ряде случа-
ев, особенно при рассмотрении устойчивости пламен и их взрывоопасное™,
затрагиваются и характеристики, так называемых, гомогенных, или кинети-
ческих факелов, т.е. факелов горения предварительно перемешанных топлива
и окислителя.
Характеристики факела рассмотрены, естественно, в самом сокращенном
виде и часто целенаправленно применительно к моделям, на базе которых воз-
можен анализ влияния характеристик факела на процессы тепло- и массооб-
мена.
1.1.1. Устойчивость процессов горения и взрывобезопасность
- Горение, взрыв и детонация в газовых смесях
Горение сможет развиваться только тогда, когда молекулы газа войдут в тес-
ное соприкосновение с молекулами кислорода воздуха, т.е. когда произойдет
их смешение (физический процесс), а затем те и другие молекулы получат
необходимую энергию для преодоления "химического барьера" и возможнос-
ти осуществления акта химического соединения. Иначе говоря, смесь газа и
воздуха должна нагреться до температуры воспламенения.
Процессы перемешивания топлива с окислителем и собственно горения,
организуются в технике как последовательно (в так называемых беспламен-
ных горелках), так и одновременно (в пламенных или диффузионных горел-
ках).
При сжигании газа имеется опасность перехода горения во взрыв с теми или
иными разрушительными последствиями.
Различают взрыв и, как его разновидность, детонацию. Когда говорят о взры-
ве, имеют в виду закрытый объем, наполненный взрывчатой смесью. Под де-
тонацией же подразумевают взрывной характер распространения пламени в
открытых сосудах, например, в трубах, т.е. в условиях постоянного атмосфер-
ного давления. В этом случае всегда возникает взрывная волна, распространя-
ющаяся со сверхзвуковой скоростью.
Взрыв и детонация возникают не всегда, а только при определенных услови-
ях, а именно при наличии:
1) хорошо перемешанной газовоздушной смеси определенного состава (см.
табл. 4.1);
2) запала;
3) достаточно большого объема, заполненного газовоздушной смесью;
10

Таблица 4.1
Пределы воспламенения различных газов в воздухе и кислороде
Газ
Водород
Оксид углерода
Метан
Этан
Пропан
Бутан
Ацетилен
Коксовый
Водяной
Сланцевый
Природный
Доменный
Процент газа в смеси с воздухом
нижний предел
4,1
12,5
5,3
3,2
2,1
1,8
2,5
5,6
6,2
10,7
4,5
35
верхний предел
74,2
74,2
14,0
12,5
10,1
8,4
80,0
31,0
72,0
32,8
17,0
74
Процент газа в смеси с кислородом
нижний предел
4,0
15,5
5,1
3,0
2,0
1,8
2,5
верхний предел
94
94
61
66
55
49
98
4) определенного состава газа, поскольку не все газы одинаково способны к
детонации; наиболее опасным в этом отношении является водород.
Закрытый объем, где, следовательно, возможно значительное повышение
давления, особенно благоприятствует перехо-
ду горения во взрыв; в очень малых объемах,
например в трубках малого диаметра, детона-
ция вообще невозможна; метан, например, не
дает детонации в трубках диаметром 3,5 мм и
меньше.
Объясняется это тем, что реакция при взры-
ве носит цепной характер, а цепи на холод-
ных стенках трубок или сосудов обрываются
и к тому же прогрев смеси до температуры
воспламенения в узких проходах при холод-
ных стенках очень затруднен.
Когда не обеспечена совокупность всех вы-
шеупомянутых условий, то происходит нор-
мальное горение, которым и пользуются в тех-
рис. 4.1. Максимальные скорости распространения пла-
мени газовоздушных смесей различных газов в зависимо-
сти от начальной температуры смеси: / — водород; 2 —
коксовальный газ; 3 — этилен; 4 — окись углерода; 5 —
метан; 6 — водяной газ; 7 — природный газ; 8 — генера- " 200 ±0 200 400 600
торный газ Температура смеси, °С
11

Таблица 4.2
Водород
Оксид углерода
Метан
Этан
Пропан
Бутан
Температура воспламенения горючих
Температура воспламенения, °С
от
510
610
545
510
500
430
до
590
658
850
595
590
570
Ацетилен
Коксовый
Водяной
Сланцевый
Природный
Доменный
газов
Температура воспламенения, °С
от
335
500
560
до
500
640
625
-700
560
530
800
680
нике. Детонация не возникает, например, при истечении газовоздушной смеси
с достаточной скоростью из холодной трубки. Подожженная смесь спокойно
горит в очень тонком слое коротким пламенем, образуя на конце трубки при
ламинарном движении горящий конус. В этом случае вычисляют так называе-
мую нормальную скорость распространения пламени. Ее среднее значение и ,
м/с, определяют как частное от деления количества истекающего газа V, м3/с,
на поверхность горящего конуса F, м :
и = VIF.
D.1)
Измеренные этим динамическим методом нормальные скорости распрост-
ранения пламени показаны на рис. 4.1, из которого видно, что они растут при-
близительно пропорционально квадрату абсолютной температуры смеси и что
максимальной скоростью распространения пламени обладает водородовоздуш-
ная смесь. Это свойство водорода определяется его высокой теплопроводнос-
тью и малой плотностью.
В турбулентном потоке скорости распространения пламени могут быть зна-
чительно больше благодаря автотурбулизации фронта пламени. Поэтому ско-
рости истечения смеси в промышленных горелках берут более 10 м/с, чтобы
возможность хлопка и проскока пламени внутрь горелки была бы исключена.
Температура воспламенения взрывчатых газовоздушных смесей (табл. 4.2)
сравнительно невысока, а пределы воспламеняемости очень широкие, что еще
раз указывает на большую легкость воспламенения взрывчатых газовоздуш-
ных смесей.
- Условия воспламенения газовых смесей
Для того чтобы могли протекать реакции горения, необходимо создать усло-
вия для воспламенения смеси топлива и окислителя. Воспламенение может
быть самопроизвольным и вынужденным. Под самовоспламенением понима-
ется такое прогрессирующее самоускорение химических реакций, в результа-
12

которого медленно протекающий в начальной стадии процесс достигает
fi льших скоростей, и на завершающей стадии протекает мгновенно.
Вынужденное воспламенение (зажигание) обусловлено внесением в реаги-
пующую смесь источника теплоты, температура которого выше ее температу-
оы воспламенения. Газовоздушная смесь, не воспламеняющаяся при низкой
температуре, может воспламениться при повышенной температуре, когда со-
здаются благоприятные условия для возникновения активных центров в ре-
зультате потери устойчивости сложных исходных молекул веществ.
Процесс воспламенения характеризуется тем, что имеются определенные
границы (пределы), вне которых воспламенение не наступает ни при каких
условиях. Известно, что газовоздушные смеси воспламеняются только в том
случае, когда содержание газа в воздухе находится в определенных (для каж-
дого газа) пределах. При незначительном содержании газа количество тепло-
ты, выделившейся при горении, недостаточно для доведения соседних слоев
смеси до температуры воспламенения, т.е. для распространения пламени. То
же наблюдается и при слишком большом содержании газа в газовоздушной
смеси. Недостаток кислорода воздуха, идущего на горение, приводит к пони-
жению температурного уровня, в результате чего соседние слои смеси не на-
греваются до температуры воспламенения.
Этим двум случаям соответствуют нижний и верхний пределы воспламеня-
емости (см. табл. 4.1). Поэтому кроме перемешивания газа с воздухом в опре-
деленных пропорциях должны быть созданы начальные условия для воспла-
менения смеси.
Окисление горючих газов возможно при низких температурах, но тогда оно
протекает чрезвычайно медленно из-за незначительной скорости реакций. При
повышении температуры скорость реакции окисления возрастает до наступ-
ления самовоспламенения (вместо медленного окисления начинается процесс
самопроизвольного горения). Значит, нагретая до температуры воспламене-
ния горючая смесь обладает такой энергией, которая не только компенсирует
потери теплоты в окружающую среду, но и обеспечивает нагрев и подготовку
газовоздушной смеси, поступающей в зону горения, к воспламенению.
Температура воспламенения газа зависит от ряда факторов, в том числе от
содержания горючего газа в газовоздушной смеси, давления, способа нагрева
смеси и т.д., и поэтому не является однозначным параметром. В табл. 4.2 при-
ведены значения температуры воспламенения некоторых горючих газов в воз-
Духе.
В практике встречаются два способа воспламенения горючих смесей: само-
воспламенение и зажигание. При самовоспламенении весь объем горючей га-
зовоздушной смеси постепенно путем подвода теплоты или повышения дав-
ления доводится до температуры воспламенения, после чего смесь воспламе-
13

няется уже без внешнего теплового воздействия. В технике широко применя-
ется второй способ, именуемый зажиганием. При этом способе не требуется
нагревать всю газовоздушную смесь до температуры воспламенения, доста-
точно зажечь холодную смесь в одной точке объема каким-нибудь высокотем-
пературным источником (искра, накаленное тело, дежурное пламя и т.д.). В
результате воспламенение передается на весь объем смеси самопроизвольно
путем распространения пламени, происходящего не мгновенно, а с опреде-
ленной пространственной скоростью. Эта скорость называется скоростью рас-
пространения пламени в газовоздушной смеси и является важнейшей харак-
теристикой, определяющей условия протекания и стабилизации горения. Ус-
тойчивость работы горелок, как будет показано ниже, связана со скоростью
распространения пламени.
Разбавление горючих газов балластными примесями (N2, CO2 и т.д.) ухудшает
условия их воспламенения. Как видно из табл. 4.1, разбавление чистого кислоро-
да азотом воздуха сужает концентрационные пределы воспламенения. При этом
нижний предел почти не изменяется, в то время как верхний предел воспламене-
ния значительно снижается.
Пределы воспламенения газовоздушных смесей расширяются с повышением
температуры, влияние же давления носит более сложный характер. Повышение
давления выше атмосферного для некоторых смесей (например, водорода с воз-
духом) сужает пределы воспламенения, а для других (смесь метана с воздухом)
расширяет. При давлении ниже атмосферного верхний и нижний пределы сбли-
жаются, т.е. концентрационные пределы воспламенения сужаются.
В табл. 4.3 приведены пределы воспламенения и соответствующие им зна-
чения коэффициента расхода воздуха а и теплоты сгорания газовоздушной
смеси.
Таблица 4.3
Коэффициент расхода воздуха и теплота сгорания,
соответствующие пределам воспламенения
Газ
Водород
Оксид углерода
Метан
Этан
Пропан
Бутан
Этилен
Пропилен
Бутилен
Нижний предел
воспламенения
об. %
4,1
12,5
5,3
3,2
2,4
1,9
3,0
2,0
1,7
а
9,8
2,9
1,8
1,9
1,7
1,7
2,2
2,2
2,0
Верхний предел
воспламенения
об. %
74,2
74,2
14,0
12,5
9,5
8,4
29,0
11,1
9,0
а
0,15
0,15
0,65
0,42
0,40
0,40
0,17
0,37
0,35
Высшая теплота сгорания
газовоздушной смеси,
МДж/м3
k
0,52
1,56
2,12
2,26
2,43
2,47
1,91
1,88
2,09
а=1,0
3,77
3,73
3,79
3,98
4,06
4,19
4,15
419
4,17
/в
9,44
9,34
5,57
8,79
9,59
11,24
18,40
10,40
11,12
Низшая теплота сгорания
газовоздушной смеси,
МДж/м3
/„
0,44
1,56
1,91
2,05
2,24
2,28
1,78
1,76
1,97
а= 1,0
3.18
3,73
3,41
3,64
3,75
3,87
3,90
3,92
3,92
/¦
7,97
9,34
5,03
8,06
8,83
10,38
17,25
9,73
10,40
14

Поеделы воспламенения технических газов, состоящих из смеси различных
горючих компонентов и не содержащих балластных примесей, определяются
по правилу Ле Шателье:
/ = -
100
D.2)
"V М
де / верхний или нижний предел воспламенения газовой смеси, состоящей
из п горючих компонентов, %; ах, а2, ..., ап — содержание горючих компонен-
тов в газовой смеси, %; /,, /2,..., 1п — верхний или нижний предел воспламене-
ния отдельных горючих компонентов, %.
Коэффициент расхода воздуха, соответствующий верхнему или нижнему
пределам воспламенения газовоздушной смеси, определяется по формуле
<x = A00-/)/(/Z0), D.3)
где Lo — теоретическое количество воздуха, необходимое для полного сгора-
ния, м /м .
Для определения пределов воспламенения технических газов, содержащих
инертные примеси, необходимо при использовании формулы D.2) учитывать
16
50 40 30 20 10
4, об. %
Рис. 4.3. Зависимость пределов воспламенения
"с< •*• Зависимость пределов воспламенения ,.„. .,^„„.^.и ..^~«
4' Н2 и СО от добавки N2 и СО2 к горючему С,Н6 и С3Н8 от добавки N и СО2 к горючему газу:
аТ*~Н2 + N2; 2 — Н2 + СО2; 3 — СО + N2; 1'— С2Н6 + N2; 2 — С2Н6 + СО2; 3 — C3Hg + N2;
15

'6 7 8 9 72 76 80 Н2, об. %
Рис. 4.4. Зависимость пределов воспламе-
нения водородно-воздушных смесей от на-
чальной температуры
экспериментальные данные по зависи-
мости пределов воспламенения от со-
держания балластных компонентов в
газе. На рис. 4.2 и 4.3 представлены гра-
фики, показывающие изменения преде-
лов воспламенения воздушных смесей
некоторых горючих газов при добавке к
ним азота, двуоксида углерода и водя-
ного пара.
Одновременно по этим графикам мож-
но определять количество инертного
газа, которое необходимо подмешать к горючему, чтобы данная смесь не мог-
ла воспламениться. Так, для метана, например, необходимо на один объем до-
бавить шесть объемов азота.
Для того чтобы определить пределы воспламенения газа, содержащего инер-
тные примеси, необходимо сгруппировать горючие компоненты с инертными
попарно и для каждой такой пары определить пределы воспламенения, пользу-
ясь рис. 4.2 и 4.3. Затем по формуле D.2) можно определить предел воспламе-
нения сложного газа.
Для определения концентрационных пределов воспламенения забалласти-
рованных газов используется также формула
=/[1 + 8/A-8)]-100
100 +/8/A-б) '
D.4)
где 8 = СО2 + N2.
На рис. 4.4 представлена зависимость пределов воспламенения водородно-
воздушных смесей от начальной температуры.
Как видно из графика, повышение температуры значительно расширяет пре-
делы воспламенения. Следовательно, подогревом исходной смеси можно вли-
ять на границы воспламенения.
- Устойчивость процессов горения
Устойчивость горения является важнейшей характеристикой процесса, обус-
ловливающей, с одной стороны, форсировочные возможности топочного уст-
ройства, а с другой — его безопасную работу при различных нагрузках. В
практике сжигания газа часто приходится сталкиваться с нарушением устой-
чивой работы горелок, вызываемым либо отрывом пламени от насадки горел-
ки, либо проскоком пламени в ее смесительную часть.
Различают несколько режимов поведения пламени у огневых отверстий: от-
рыв, проскок (называемый обратным ударом) и устойчивое горение. Проскок
16

зможен только пламени предварительно подготовленной горючей смеси, а
ыв может быть также и диффузионного.
Теоретические и экспериментальные исследования устойчивости процесса
пения направлены, с одной стороны, на получение необходимых данных по
устойчивости горения, а с другой стороны, на разработку расчетных моделей
щи аналитического определения этих характеристик.
В свете современных воззрений устойчивость горения тесно связана со ско-
ростью распространения пламени в газовоздушной смеси.
Рассмотрим условия, при которых пламя сохраняет устойчивость, т.е. оста-
ется неподвижным относительно устья горелки. Известно, что в зоне горения
устанавливается динамическое равновесие между стремлением пламени про-
двинуться навстречу потоку газовоздушной смеси и стремлением потока от-
бросить пламя от горелки. Однако указанное явление наблюдается в опреде-
ленном (очень узком) интервале скоростей истечения газовоздушной смеси из
горелки. Когда скорость распространения пламени в какой-либо точке фронта
горения превысит скорость истечения газовоздушной смеси, возникает про-
скок пламени. А в тех случаях, когда скорость газовоздушной смеси во всех
точках фронта горения превышает скорость распространения пламени, про-
исходит отрыв пламени.
На рис. 4.5 показан характер кривых стабильности пламени, получаемые
обычно в исследованиях.
На этом рисунке схематично представлены кривые для кинетического, или
гомогенного и диффузионного факела, в координатах: скорость газовоздуш-
ной смеси wcm (или воздуха wb для диффузионного факела), при которой насту-
пает срыв горения, — газовое число (величина, обратная коэффициенту рас-
Ри 1,0 1/а 1/а
• 4.5. Характерные кривые срыва горения. Факел: а — гомогенный; б — диффузионный с!г> d2> of,
17

хода воздуха) для различных диаметров сопел d. Сопоставление обоих семейств
кривых показывает, что спадающие кривые предварительно подготовленного
пламени во всех случаях при коэффициенте расхода воздуха а = 1,0 имеют
максимум стабильности. В противоположность этому максимальные значе-
ния кривых стабильности, полученные при измерениях в диффузионных пла-
менах, перемещаются по оси абсцисс. Смещение этих кривых наряду с вели-
чиной скорости потока на границе погасания пламени зависит от поперечного
сечения потока.
По способу образования горючей смеси, как известно, различают гомоген-
ный, или кинетический факел — предварительно перемешанной смеси газа и
воздуха и диффузионный факел — смешивание в котором газа и окислителя
происходит в процессе горения в струях. В практике широко распространены
комбинированные факелы — с частичным предварительным смешиванием газа
и окислителя.
В то время как кинетический факел возникает в результате воспламенения
гомогенной смеси газа с воздухом, в диффузионном пламени образование го-
рючей смеси носит местный (локальный) характер. Местная структура факе-
ла зависит от соотношения расхода газа и воздуха. В решающих для стабиль-
ности пламени областях максимальной скорости срыва соответствует как раз
стехиометрический состав смеси. Ход кривых, однако, качественно подобен,
если скорость срыва потока выражать через обратную величину коэффициен-
та избытка воздуха.
Таким образом, устойчивая работа горелки наблюдается в диапазоне скоро-
стей
w < w < w , D.5)
пр отр v /
где w^, wOTp — скорость истечения газовоздушной смеси, при которой насту-
пает соответственно проскок или отрыв пламени.
Из факторов, влияющих на отрыв и проскок пламени, необходимо отметить:
состав газа и газовоздушной смеси, диаметр выходного отверстия насадка,
режим истечения смеси и конструктивные особенности горелок.
Таким образом, стабилизация пламени зависит от скорости газового потока,
геометрии огневого канала, состава газа, влияния стенки канала и скорости
распространения пламени. Одним из решающих факторов, влияющих на ус-
тойчивость пламени, является соотношение скоростей газового потока и рас-
пространения пламени в устье огневого канала. При этом особое значение
приобретает поведение пограничного слоя газового потока у стенки.
Если скорость распространения пламени в какой-либо точке его фронта пре-
вышает скорость потока горючей смеси, то оно перемещается навстречу дви-
жению смеси и может проникнуть в огневые отверстия. Если же скорость по-
18

тока горючей смеси во всех точках фронта
горения превышает скорость распростране-
ния пламени данной смеси, то оно отрыва-
ется от огневого канала и, передвигаясь
вдоль по потоку, гаснет. Часто при горении
"богатых" газовоздушных смесей, содержа-
щих избыток газа, устанавливается равно-
весное состояние пламени на некотором
расстоянии от устья огневого канала, т.е. оно
оторвано от огневого канала (рис. 4.6).
Это обусловлено увеличением скорости
распространения пламени за счет турбули-
зации пограничного слоя свободной струи
и диффузии окружающего воздуха.
Стабилизация открытого пламени зависит
от поведения его нижней кромки при взаи-
модействии со стенкой огневого канала и потоком газовоздушной смеси. Для
характеристики пределов стабилизации пламени наибольшее распростране-
ние получил градиент скорости w потока газовоздушной смеси у стенки огне-
вого канала:
Концентрация горючего газа
Рис. 4.6. Схема пределов устойчивости от-
крытого газового пламени: I — оторван-
ное пламя; II — начало отрыва; III — пла-
мя у устья горелки
g = lim(-dw/dr),
r->R
D.6)
где г — текущий радиус.
Проскок или отрыв пламени от устья огневого канала происходит в том слу-
чае, когда значение градиента скорости потока у стенки огневого канала g мень-
ше или больше некоторого критического значения градиента g^, характерного
для данного газа и данного состава газовоздушной смеси.
Для ламинарного потока в цилиндрическом канале радиусом R градиент ско-
рости потока у стенки огневого канала, в устье, находят в соответствии фор-
мулой D.6) путем дифференцирования уравнения Пуазейля:
где V—расход смеси.
Значения критических градиентов скорости отрыва g и проскока gnp опре-
деляют экспериментально.
При рассмотрении стабилизации открытого пламени кривая его скорости у
стенки, обусловленная охлаждением, имеет сложную форму. Но приближен-
но можно считать, что касание кривых скоростей потока и пламени происхо-
дит при условии
19

dwldr = и /у ,
н J прн'
D.8)
где у н — расстояние от стенки горелки, на котором локальная скорость пото-
ка w равна нормальной скорости распространения пламени ин, называемое
глубиной проникновения или глубиной проникания. При проскоке пламени
у приблизительно соответствует глубине проникновения гасящего влияния
стенки, т.е. расстоянию от стенки, на котором локальная скорость пламени в
результате ее гасящего действия становится меньше нормальной скорости. При
отрыве пламени на глубину проникновения оказывает влияние также степень
разбавления горючей смеси у основания пламени окружающим воздухом. В
случае "бедной" смеси разбавление вторичным воздухом приводит к сокра-
щению глубины проникновения, так как скорость пламени уменьшается, а в
случае "богатой" смеси, наоборот, к увеличению ее.
Использовав соотношения D.7) и D.8) и приняв, что
у = ка/и
J прн н
(где к—коэффициент пропорциональности), Н. Патнэм и Р. Дженсен получи-
ли безразмерное соотношение для оценки стабилизации пламени:
Ре~Ре
D.9)
где Ре = wdla и Рен = uHd/a — критерии Пекле соответственно для потока горю-
чей смеси и пламени.
На возникновение проскока и отрыва пламени оказывает влияние также со-
держание первичного воздуха в газовоздушной смеси (рис. 4.7).
20000
10000
6000
0,8 1,2 1,6 2,0 С
Рис. 4.7. Зависимость критического градиента g скорости потока при отрыве (/) и проскоке (/#)
пламени от концентрации газа С в долях от стехиометрической (// — зона устойчивого горения): 1 —
природный газ; 2 — пропан
20

_ Скорость распространения пламени
Условиями осуществления вынужденного воспламенения являются, как было
показано выше, наличие эффективного источника зажигания и способность
образовавшегося фронта пламени самопроизвольно перемещаться (распрост-
раняться) в объеме газовоздушной смеси. Этот процесс носит название рас-
пространение пламени.
Различают два режима стационарного распространения пламени: в покоя-
щейся или ламинарно движущейся среде и в турбулентном потоке. Первый
носит название нормального распространения пламеди, а второй — турбулен-
тного. Нормальное (ламинарное) распространение пламени зависит только от
молекулярных характеристик смеси. В режиме турбулентного распростране-
ния перенос теплоты, вещества и импульсов связан со свойствами турбулент-
ного потока, т.е. существенным образом зависит от гидродинамических ха-
рактеристик потока.
В разработке теории распространения пламени большая роль принадлежит
советским ученым Я. Б. Зельдовичу, Д. А. Франк-Каменецкому, К. И. Щелки-
ну, Е. С. Щетинкову и др.
Как и следовало ожидать, опыт показывает, что скорость распространения
пламени в смеси горючего газа с воздухом (или с кислородом) находится в
непосредственной связи с содержанием в ней горючего газа и при изменении
соотношения между компонентами сильно изменяется. Действительно, чем
интенсивнее тепловыделение в зоне реакции, тем быстрее при прочих равных
условиях должен протекать процесс передачи тепла от фронта пламени к со-
седнему, еще не воспламененному слою смеси. Но ведь количество тепла,
выделяемого при сгорании единицы объема смеси, различно для разных сме-
сей с воздухом одного и того же газа. Оно максимально при стехиометричес-
ком соотношении, когда выделяется все химически связанное тепло газа, и
уменьшается в обе стороны, как при уменьшении содержания горючего газа
по сравнению со стехиометрическим, так и при увеличении его. В первом слу-
чае уменьшается общий запас химической энергии в единице объема смеси,
во втором случае, хотя он и возрастает, но вследствие недостатка воздуха все
большая и большая часть его остается неиспользованной.
Итак, по мере уменьшения содержания горючего газа в смеси уменьшается
и скорость распространения пламени в ней. Наконец, при определенном для
каждой смеси составе, наступает такое положение, когда выделяющегося в
зоне горения тепла уже не хватает для подогрева последующих слоев до тем-
пературы воспламенения, и пламя перестает распространяться в смеси. Ана-
логично этому и чрезмерное увеличение содержания горючего газа в смеси
приводит в конечном счете к тому, что распространение пламени в ней пре-
кращается.
21

Вследствие этого зависимость скорости распространения пламени от кон-
центрации горючего газа в смеси всегда имеет вид кривой колоколообразной
формы, заканчивающейся с обеих сторон в точках, называемых концентраци-
онными преДелами воспламенения. На рис. 4.8 представлены кривые такого
вида для основных горючих компонентов газообразного топлива.
Эти кривь1е относятся к скорости равномерного распространения пламени в
трубке диаметром 25 мм. На графике видна резкая разница в величине макси-
мальной скорости распространения пламени для водорода, с одной стороны,
и окиси углерода и метана — с другой стороны. Эта резкая разница суще-
ственно скззывается на поведении различных газообразных топлив в процес-
се горения. В зависимости от содержания водорода в них приемы техническо-
го сжигания иногда существенно различаются.
Следует отметить, что распространение пламени в трубке диаметром 25 мм
дает скорость, отличную от нормальной скорости распространения пламени.
На рис. 4.9 даны соответствующие кривые для этой последней.
Как видя" из рисунка, общие закономерности остаются теми же, что и в
первом случае' разница состоит лишь в самой величине скорости.
Обращает на себе внимание то, что максимальное значение скорости рас-
пространения пламени в обоих случаях не соответствует стехиометрическо-
му соотноИ1ению между газом и воздухом. Максимум кривых всегда более
или менее смещен вправо, т.е. в сторону избытка содержания газа. Например,
для смесей водорода и окиси углерода с воздухом стехиометрическое содер-
0 20 40 60 80
Содержание горючих газов
в смеси с N2, %
Рис. 4.8. Зависимость скорости распростране-
ния пламени от состава смеси в трубке d =
= 25 мм: / — водород; 2 — окись углерода; 3 —
метан; 4 — этан
0 20 40 60 80
Содержание горючего газа
в смеси с N2, %
Рис. 4.9. Зависимость нормальной скорости распро-
странения пламени от состава смеси: / — водород;
2 — оксид углерода; 3 — метан; точки, соотвеству-
ющие стехиометрическому составу горючего газа:
4 — для оксидов Н, и СО; 5 — для метана
22

ание горючего газа равно 29,5 %, максимум же скорости распространения
ламени соответствует величине 57-58 %. Для метана (как и для других угле-
олородных газов) различие это не столь заметно, но все же имеется. Стехио-
етрическое содержание метана в смеси равно 9,5 %, максимальная же ско-
оость распространения пламени наблюдается при 10 %. Причина этого труд-
но объяснимого факта лежит в том, что, помимо теплового эффекта химичес-
кой реакции горения, на процесс распространения пламени влияет и ее кине-
тика, а оптимальные условия для скорости выхода продуктов реакции, выте-
кающие из конкретных кинетических уравнений горения, не соответствуют
стехиометрическому составу смеси.
Уменьшаясь по мере приближения состава смеси и к одному и к другому
предельному значению, скорость распространения пламени никогда не дости-
гает нуля, имея некоторую конечную величину для обоих предельных соста-
вов. Для различных газов скорости распространения пламени на концентра-
ционных пределах различны, так же, как они различны и для обоих пределов
одного и того же газа; но если воспользоваться понятием массовой скорости,
то картина получается иной. Величина иш сможет быть определена как объем-
ная скорость, так как ее размерность (м/с) может быть представлена в виде м3/
(м2-с). В отличие от нее массовая скорость ти = мнр имеет размерность кг/
(м2-с), так как р — плотность смеси, размерность которой кг/м3.
Кривые, составленные для массовой скорости распространения пламени,
имеют более симметричную форму, чем кривые для ин, и значения граничных
скоростей на обеих границах почти одинаковы для всех газов.
В отношении углеводородовоздушных смесей это положение приблизительно
справедливо и для объемных скоростей и , которые на концентрационных пре-
делах составляют величину порядка 15-20 см/с.
На величину скорости распространения пламени существенное влияние ока-
зывает давление смеси. Для окиси углерода и углеводородов с увеличением
давления она уменьшается, хотя необходимо отметить, что в опытах со сме-
сью окиси углерода с воздухом, проведенных при давлении ниже атмосфер-
ного, после обычного возрастания скорости с уменьшением давления на уча-
стке до р = 300 мм рт.ст. @,04 МПа) наблюдался резкий спад кривой.
Принципиально отличные результаты дает исследование указанной зависи-
мости для смесей горючего газа не с воздухом, а с кислородом. Так, было об-
наружено, что скорость распространения пламени в смесях окиси углерода с
кислородом не зависит от давления и остается постоянной во всем интервале
его изменения при опытах. В противоположность этому массовая скорость
изменяется в зависимости от давления по строго линейному закону.
Имеется мнение, что водородовоздушные смеси, которые являются быстро-
горящими, также в известной мере подчиняются этим закомерностям, харак-
терным для кислородных смесей. Так, для них массовая скорость распростра-
23

нения пламени возрастает с увеличением давления, хотя и слабее, чем прямо
пропорционально ему, как это имеет место для водородо-кислородных сме-
сей.
Естественно, что величина скорости распространения пламени сильно зави-
сит от начальной температуры смеси. По данным Пассауэра, эта зависимость
приближенно может быть описана уравнением (см. также рис. 4.1):
и = аТ'
D.10)
где TQ — начальная абсолютная температура смеси; а — постоянный для данно-
го газа численный коэффициент.
Легко видеть, что эта зависимость равнозначна прямой пропорциональнос-
ти массовой скорости распространения пламени от температуры:
тн = ЬТ0. D.11)
Таким образом, опираясь на экспериментальные значения скорости распро-
странения пламени, необходимо учитывать как давление, так и температуру,
при которой эти значения получены.
В табл. 4.4 приведены значения нормальных скоростей распространения пла-
мени смесей различных газов с воздухом.
Некоторый разброс абсолютных значений мн в табл. 4.4 объясняются погреш-
ностями при обработке экспериментальных данных или влиянием неучитывае-
мых факторов.
В практических схемах сжигание топлива осуществляется, как правило, при
развитом турбулентном режиме. Однако сведения о нормальной скорости рас-
пространения пламени, как будет показано ниже, имеют важное значение и
для турбулентного распространения пламени.
Таблица 4.4
Нормальная скорость распространения пламени в смесях горючих газов с воздухом
Газ
Водород
Оксид углерода
Метан
Пропан
Бутан
Ацетилен
Этилен
Стехиометрическая смесь
содержание, об. %
газа
29,5
29,5
9,5
4,03
3,14
7,75
6,54
воздуха
70,5
70,5
90,5
95,97
96,86
92,25
93,46
иИ, см/с
160-180
28-30
28-37
40,6-40,8
34
100-128
60-63
Смесь, в которой «„ имеет максимальное значение
содержание, об. %
газа
42-43
43-52,5
9,5-10,5
4,26
3,3
10-10,7
7,0-7,4
воздуха
57-58
47,5-57
89,5-90,5
95,74
96,7
89,3-90
92,6-93
Ин max, СМ/С
265-267
41-46
37-38
42,9-45,2
38^0
131-157
63-81
24

Влияние турбулентности на распространение пламени очень сложно, и до
сих пор нет единого мнения о процессах, протекающих в зоне турбулентного
готзения. Крайними точками зрения являются так называемые "поверхност-
ная" и "объемная" модели горения. Поверхностная модель К. И. Щелкина и
Я К. Трошина предполагает, что при турбулентном горении, так же как и при
ламинарном, существует фронт горения, причем имеется в виду горение тур-
булентных "молей" с их поверхности. Объемная модель горения Е. С. Щетин-
кова основывается на том, что турбулентность приводит к забрасыванию от-
дельных "молей" загоревшегося топлива в еще холодную смесь, и, наоборот, в
продукты сгорания поступают "моли" несгоревшей смеси. Следовательно,
фронт горения распадается на целый ряд отдельных очагов реагирования.
- Стабилизаторы пламени
Устойчивость пламени в большинстве промышленных горелок достигается
применением специальных стабилизаторов, которые имеют различное конст-
руктивное исполнение. Предотвращение проскока пламени достигается уве-
личением скорости выхода газовоздушной смеси из насадка горелки и отво-
дом тепла от него. Конструктивно это решается сужением насадка на выходе и
установкой теплоотводящих пластин, ребер, решеток с большим числом мел-
ких отверстий, а также воздушным и водяным охлаждением насадка. Для ста-
билизации пламени необходимо создать у устья горелки условия для надеж-
ного воспламенения газовоздушной смеси. Это достигается применением ста-
билизаторов и аэродинамическими методами. Наибольшее распространение
в качестве стабилизаторов получили керамические туннели, зажигательные
пояса, тела плохообтекаемой формы, а из аэродинамических методов — зак-
ручивание воздушного потока, создающее зоны рециркуляции продуктов сго-
рания около выходного сечения смесителя.
Все схемы осуществления рециркуляции в топочных устройствах условно
можно разделить на 3 группы:
• естественная рециркуляция (прямая струя с внезапным расширением и зак-
рученная струя);
• механическая рециркуляция;
• рециркуляционные вихри за телами плохообтекаемой формы.
Под кратностью рециркуляции понимается отношение рециркуляционного
расхода к расходу первичной смеси. Оптимальное значение кратности рецир-
куляции, обеспечивающее стабильность факела, зависит от многих факторов:
состава газа, способа его сжигания, конструкции топочного устройства и т.д.
В промышленных установках стабилизация пламени осуществляется часто
при помощи керамических туннелей (прямоточная схема с внезапным расши-
рением). Струя газовоздушной смеси, выходя из насадка горелки в туннель,
25

расширяется, так как диаметр туннеля выполняется обычно равным 2,5 диа-
метра насадка (D - 2,5d). В головной части туннеля между его стенками и
струей образуются вихревые зоны, в которые осуществляется рециркуляция
продуктов сгорания. Непрерывная подача к корню факела раскаленных про-
дуктов сгорания обеспечивает устойчивое зажигание газовоздушной смеси на
выходе из горелки. Раскаленные стенки туннеля уменьшают прямую отдачу
факела и приближают температуру туннеля к теоретической температуре го-
рения. А. М. Левин провел теоретическое исследование по определению оп-
тимального размера горелочного туннеля. Анализировалось влияние турбу-
лентного массообмена между транзитной струей и зонами рециркуляции на
скорость реакции и определялись условия, когда эта скорость будет макси-
мальной. При этом учитывалось, что рециркуляция продуктов сгорания к кор-
ню факела нагревает свежую газовоздушную смесь, но в то же время снижает
в ней концентрацию горючего и окислителя. В указанной работе найдена за-
висимость между значениями турбулентного массообмена и геометрически-
ми размерами туннеля и показано, что широко используемое в практике отно-
шение диаметров Did = 2,5 является оптимальным.
Устойчивость горения при стабилизации пламени с помощью плохо обтека-
емых тел достигается непрерывным поджиганием горючей смеси продуктами
сгорания, рециркулирующими в зоне, образующейся за телом. Устойчивость
процесса зависит в этом случае не только от источника поджигания, но и от
внешних условий, т.е. от того, какое количество теплоты получает свежая смесь
и как в связи с этим развиваются в ней химические процессы. Одним из опре-
деляющих факторов в процессе стабилизации является соотношение между
временем, необходимым для подготовки смеси к горению, и временем контак-
та горючей смеси с поверхностью зоны.
Стабилизация с помощью аэродинамических методов, например, методом
встречных струй, позволяет в широком диапазоне регулировать процесс горе-
ния, т.е. управлять факелом. Это связано с существенным отличием структу-
ры течения по сравнению с обтеканием тел плохообтекаемой формы. Прове-
денными исследованиями было установлено, что для плохообтекаемых тел
размеры зоны циркуляции не зависят от скорости набегающего потока. В то
же время увеличение скорости встречной струи позволяет сильно изменять
зоны циркуляции и тем самым количество возвращаемых к корню факела вы-
сокотемпературных продуктов сгорания.
Для предотвращения проскока пламени часто насадок горелки охлаждается
водой, воздухом или газом. При охлаждении уменьшается скорость распрост-
ранения пламени в газовоздушной смеси и тем самым уменьшается вероят-
ность проскока пламени в смесительную часть горелки. Имеются и другие
способы стабилизации факела, но они применяются только в специальных
газогорелочных устройствах.
26

1.1.2. Границы, зоны и длина факела
В данном параграфе и последующих параграфах в основном использованы
работы В. Г. Лисиенко с соавторами.
- Газовые факелы
В целом развитие газового факела определяется, как будет показано в даль-
нейшем, как характеристиками собственно газового потока, истекающего из
сопла (с диаметром выходного сечения Do), так и параметрами окружающей
обстановки, в том числе подачей интенсификатора, параметрами воздушного
потока и т.д. Примеры горелочных устройств газовых факелов приведены на
рис. 4.10 и 4.11.
На рис. 4.10 представлено газовоздушное сопло УГТУ-УПИ горелочного
устройства стекловаренной печи, а на рис. 4.11 — двухступенчатая горелка с
регулируемой длиной факела ФСГ-Р конструкции УГТУ-УПИ.
Рис. 4.10. Газовоздушное сопло горелочного устройства стекловаренной печи: / — подача газа; 2 -
подача интенсификатора компрессорного воздуха
Узел Л
Б-Б
Рис. 4.11. Конструкция горелки ФСГ-Р: а — общий вид горелки; 6 — вариант сопел переферийного
подвода газа; / — внутренняя газоподводящая труба; 2 — сопло центрального подвода газа; 3 —
наружная газоподводящая труба; 4 — сопла периферийного подвода газа
27

Рис. 4.12. Границы факела (на примере свободного факела природного газа Березово-Игримского
месторождения, скорость истечения газа w0 а 200 м/с): 1 — аэродинамическая граница; 2 — граница
зоны горения (по q3" = 2 %); 5 — граница зоны стехиометрических концентраций горящего факела
(по а = 1); 4 — то же, для негорящей струи природного газа; 1п — длина пути подсоса; / и IJ^_ —
стехиометрические длины горящего факела и негорящей струи; /. — полная длина факела; /, —
длина факела по среднему недожогу
При рассмотрении факела выделяют аэродинамическую границу и границы
зоны горения (рис. 4.12).
Аэродинамическая граница характеризуется значениями скорости продоль-
ного течения газа, равными нулю. В теории струй пограничного асимптоти-
ческого слоя назначается некоторая практически ощутимая величина скорос-
ти, например w = 0,5-1 м/с. При движении окружающей среды и циркуляции
продуктов сгорания в корень факела аэродинамические границы выделить еще
труднее: они становятся в значительной мере условными, определяемыми,
например, по смене направления потока.
Вследствие трудности оценки границ факела в реальных условиях действу-
ющих печей прибегают часто к физическому моделированию аэродинамики
на воздушных или водяных моделях. В настоящее время существенно про-
двинулся также математический аппарат расчета гидродинамики турбулент-
ных потоков в достаточно сложных условиях геометрической и аэродинами-
ческой обстановки, например, с использованием "К-Е"-моделей турбулентно-
сти. В рамках зонально-узлового метода расчета удается уже сочетать расчеты
процессов радиационного и сложного теплообмена с расчетами гидродина-
мики потоков.
Кривые изменения химического недожога и степени выгорания топлива по
длине диффузионного факела, как известно, имеют асимптотический харак-
тер (см. рис. 4.13), поэтому для оценки длины принято назначать некоторую
величину конечного химического недожога q*, которая практически мало вли-
яет на процессы теплообмена, например, q* = 2 %.
Эта же величина используется и для очерчивания зоны горения факела (см.
рис. 4.12, кривая 2). Химический недожог по оси факела характеризует пол-
ную длину факела I . Кроме этой длины, для расчета факела и в процессе теп-
28

О 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Относительное расстояние xlL
ф
0,8
0,6
0,4
0,2
-\
\
" 1-
- -
У
'
I
^ч
\
X
и
1
V
\
III
1
4 \
\:
IV
1 1
\
5 \
\
V
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Относительное расстояние xlL
Рис. 4.13. Изменение характеристик факела по длине рабочего пространства печи для факелов раз-
ной длины: а — безразмерный подсос воздуха в факеле аг; б — степень выгорания топлива к; в —
степень черноты еф: Ln' = (/„'/!,); 1 — 0,147; 2 — 0,294; 3 — 0,5; 4 — 0,698; 5 — 0,998; /Д: 6—1,2;
7 — 2,0; 8 — 2,5; 1в — характерный размер ванны печи (вдоль факела); I-V— расчетные (для зональ-
ной модели) участки по длине печи; /п' = /п - 2 м; степени черноты еф: 7-5 — светящийся факел; 9 —
несветящийся факел; о, »^х — границы соотвественно: длины пути подсоса /п, полной длины факела /
и полной длины факела / для кривой 2 при различном соотношении / //п, L — расстояние между
выходными сечениями горелок L = L + 4 м
лообмена используется стехиометрическая длина факела / и длина пути под-
соса /п. Стехиометрическая длина факела характеризует расстояние от среза
сопла до той точки на оси струи, в которой подсасывается теоретически необ-
ходимое для горения количество окислителя, т.е. коэффициент расхода возду-
ха на оси струи ат = 1. Длина пути подсоса используется в зональных расче-
тах теплообмена, где необходимо выделять зону горения (тепловыделения) и
зону продуктов горения. Под длиной подсоса понимают расстояние от среза
сопла до того поперечного сечения факела, в котором в среднем в зону горе-
ния подсасывается теоретически необходимое количество воздуха, т.е. <хг = 1.
В пределах стехиометрической длины выгорает подавляющая часть топлива
факела, при этом химический недожог топлива, рассчитанный в среднем на
все сечение струи, q± « 2 %, т.е. /сх а \A — длина факела, рассчитанная по
среднему недожогу д3). Как видно из рис. 4.12, величина /, отражающая ос-
редненный по зоне горения подсос, меньше величины /сх, отношение ljln «1,5.
Примерно в таком же соотношении находится полная длина факела /. и длина
факела, рассчитанная по среднему по сечению струи химическому недожогу /ф,
отношение
мерно в таком же соотношении, как и / и /
11,~ 1,4. Из этого следует, что величины /д и /п находятся при-
29

Границы и зоны факела, приведенные на рис. 4.12, получены по экспери-
ментальным данным для свободного факела природного газа при начальной
скорости истечения w0 = 200 м/с (в исследованиях Г. В. Воронова, В. Г. Лиси-
енко, Н. И. Кокарева и Б. И. Китаева).
Полную длину факела В. Г. Лисиенко рекомендовал выражать через стехио-
метрическую длину, которая может быть определена по аэродинамическим
данным и по данным воздушного моделирования. Это соотношение, равное
Р = /,//сх, как выяснилось, для свободного факела зависит в определенной мере
от скорости истечения газа w0. Так при определении полной длины факела
методом фотосъемки при сравнительно умеренных скоростях истечения газа
(w0 < 40 м/с) Р w 1,7-2,0, при сравнительно высоких скоростях wQ = 200 м/с
В камере сгорания величина Р зависит от коэффициента расхода воздуха,
подаваемого на горение а0. Для факелов различных горелок при сжигании
природного газа и пропан-бутана A < а0 < 1,15) получена величина р для
длины факела, определяемой через qJm = 2 %:
рф=1,43/[0,92-1,35(а0-1)]. D.12)
При а0 = 1,15 по формуле D.12) Р = 1,62, что входит в диапазон рекоменду-
емых значений.
Стендовые опыты со свободными и полуограниченными (сверху) факелами
природного газа свидетельствуют также о зависимости коэффициента Р от
условий предварительного перемешивания топлива и воздуха в горелке. На
горелке с регулируемой длиной факела (см. рис. 4.11) для длиннофакельной
ступени (обычная двухпроводная горелка, wQ = 130 м/с, и>в и 50 м/с) было по-
лучено значение Р ' = 1,64 (здесь р ' = /ф//нп; /нг — длина зоны интенсивного
горения, определяемая по максимуму температур). Так как длина /нг мало от-
личается от / , такой коэффициент можно считать укладывающимся в обыч-
ные рамки. Однако для короткофакельной ступени (при резком улучшении
смешения газа с воздухом в корпусе горелки за счет подачи газа перпендику-
лярно потоку воздуха через отдельные отверстия) уже был получен значительно
больший коэффициент Р ' = 2,9. Вероятно, этот эффект вызван тем, что длина
зоны догорания факела зависит от времени пребывания несгоревших молей
газа, а на короткофакельной ступени скорость вдоль оси факела растет.
В соответствии с методикой расчета В. Г. Лисиенко стехиометрическая дли-
на факела в условиях свободной струи (при наличии облегающего воздушно-
го потока и действии подъемных архимедовых сил) может быть определена
по формуле:
30

-1 +
Do
D.13)
где Z> — диаметр выходного сечения топливного сопла, м; /сх* — стехиомет-
рическая длина факела без учета действия подъемных сил (при Аг. —>• оо); Аг
модифицированный критерий Архимеда для факела; Z^ — геометрический
критерий
2DQ
Величина / * определяется по уравнению
1 _ 1 е
'сх ""'сх
D.14)
D.15)
где / св — стехиометрическая длина свободного факела при отсутствии обле-
гающего воздушного потока (потока окислителя)
D.16)
А"св — коэффициент, зависящий от структуры скоростного и концентрацион-
ного полей в выходном сечении сопла, при коэффициенте турбулентной струк-
туры факела а = 0,072 и kjk = 1,16 {к и кс — коэффициенты неравномерно-
сти полей скорости концентраций в выходном сечении сопла) Kcs « 5,7, для
равномерного поля скоростей и концентраций К = 6,61; Н — критерий нерав-
ноплотности струи
1 +
0,63(9-1)Сс:
D.17)
Со и Ссх — начальная и стехиометрическая массовая концентрация топлива,
кг/кг; v|/ — фактор неравноплотности, вызванной горением:
ч>ф = хф(рн/рф.га1п);
D.18)
Рн — плотность негорящей струи; р min — минимальная плотность в факеле
при горении; хф — коэффициент, равный 0,6-0,8; 0 — фактор начальной не-
равноплотности струи
31

е = Рв/р0, D.19)
(рв и р0 — плотности воздуха (окислителя) и горючего газа при действитель-
ных условиях); Kj — фактор, учитывающий влияние импульса облегающего
потока
D-20)
теитг — массовые расходы облегающего воздушного потока (окислителя) и
топлива; w — скорость облегающего потока. В формуле D.17) приближение
для S получено для высококалорийных топлив.
Для газового факела при отсутствии предварительного перемешивания топ-
лива с окислителем в горелке
a = LQQp+l, D.21)
где Lo — теоретически необходимое для полного сгорания топлива количе-
ство окислителя (воздуха), м3/м3 (при нормальных условиях); 0 = рв0/рг0 —
отношение плотности воздуха к плотности газа (при нормальных условиях)
— фактор молекулярной неравноплотности.
Тогда из формулы D.16)
La/D0 = KJHLfip+l). D.22)
При наличии облегающего воздушного потока (потока окислителя) моди-
фицированный критерий Архимеда для факела Аг находится по формуле:
kj Рв - Рф ЯМ) &j
где рв, р и р0 — плотность окружающей среды, средняя плотность газов в
факеле и начальная плотность при истечении из сопла; wQ — начальная ско-
рость истечения из сопла; g — ускорение силы тяжести, м/с ; число подобия
(критерий) Фруда для факела
ф %V D-24)
Вводя новый комплексный критерий влияния подъемных сил на факел
^ = ArVZ, D.25)
32

представим формулу D.13) в виде:
1 \
Л.
у- D.26)
Из формулы D.26) видно, что влияние подъемных сил на факел проявляется
через сложный критерий Рф, куда входит, кроме критерия Фруда, разность плот-
ностей воздуха (окислителя) и факела, коэффициент, учитывающий скорость
облегающего потока Кг и геометрический параметр Z , учитывающий вели-
чину продольной координаты — стехиометрической длины факела.
Определив значение /сх, через коэффициент р можно перейти к значению
полной длины факела:
'¦ = Рф'сх- D-27)
Аэродинамические формулы D.13), D.16), D.17) и D.26) определяют мно-
гие факторы, влияющие на длину факела, в частности, в них отражено влия-
ние скорости истечения газа на длину факела (через фактор \|/. и критерий
Ргф).
В эмпирических формулах для длины свободного факела обычно использо-
вали, кроме модифицированного критерия Фруда (введенного П. В. Левченко
и Б. И. Китаевым), еще теплоту сгорания топлива. В аэродинамических же
формулах D.16) и D.26) фигурирует видоизмененный критерий подъемных
сил, факторы концентрации CJCcx и неравноплотности. Таким образом, мос-
тика от эмпирических формул по длине факела к аэродинамическим не было
проложено. Вместе с тем, от эмпирических формул по расчету длины факела
целесообразно перейти к аэродинамическим полуэмпирическим формулам,
обрабатывая данные опыта с использованием найденных аэродинамических
комплексов и критериев.
В. Г. Лисиенко, В. М. Седелкиным и Л. И. Шибаевой были обработаны дан-
ные по длинам факелов многих газов, в том числе и водорода, в широком диа-
пазоне критерия Fr = 102-г-10б и были получены эмпирические формулы, в
которые входят уже чисто аэродинамические параметры. Наиболее удачно
имеющиеся данные по длине факела обобщены при введении в рассмотрение
критерия Аг и стехиометрической длины факела (/ С7?> = 20-^200; Аг =
61021
ф0ф'17(/схс7/HГ, D.28)
где величина /схс7?>0 рассчитывается по формулам D.16) и D.17) (без учета
действия подъемных сил), а критерий Аг. — по формуле D.23) при Kj = 1.
2. Лисиенко В.Г. и др. 33

Для свободного факела в соответствии с формулой D.23)
Q а з 3i. D.29)
ф 1 - Рф/рв 1-0,7 9
При этом в формулах D.16) и D.17) принимались значения К^ = 5,7; ц/ф = 2,8 и
значение CQ/Ca определялось по формуле D.21).
Обозначая величину Агф/(/,хсв/?>0) через Pv получаем
yD0=l,74P,°'17(r7D/76, D.30)
где Рх — видоизмененный комплексный критерий подъемных сил.
В соответствии с формулами D.13) и D.26) в формуле D.30) величина Р{
отражает действие подъемных сил, а величина /CXCB/DO — роль стехиометри-
ческой длины в формировании полной длины свободного факела.
В условиях рабочего пространства печи на длину факела влияет коэффици-
ент расхода воздуха (окислителя), угол наклона факела к ограничивающей
плоскости, угол встречи воздушного и газового потоков, стесненность факе-
ла, закручивание потоков, неравномерность поля концентрации топлива на
выходе из горелки. Обозначив соответствующие коэффициенты через Ка, Кт,
К
/.рпр = IJCK ККК К = 1.К.. D.31)
ф ф а Ш] у н закр дв ф X v '
Для условий камер сгорания ГТУ с уголковыми стабилизаторами шириной
ВСТ относительная длина факела
где KJ = (powQ)/(pBvfB); m = 0,5-ь0,7; а0 — коэффициент расхода (избытка) воз-
духа, т.е. при этом Л^ = \/а".
В условиях рабочего пространства печей и топок на стехиометрическую дли-
ну оказывает влияние подсос продуктов сгорания в факел, поэтому зона стехио-
к(етрических концентраций удлиняется (для обычно применяемых значений
коэффициентов расхода воздуха а0 = 1,07-^1,15 (примерно в 1,5 раза), т.е. для
этого случая К = 1,5. С учетом этого коэффициента дополнительно условия
стеснения, принимая во внимание данные А. Н. Пеккера, приводят к следую-
щей зависимости (Dk — диаметр камеры сгорания).
формуле
34
фгГ, D.33)
условный диаметр неограниченного факела, рассчитываемый по

ф ф11,2A + 1оер)-2,14
При отношении DJD% < 0,625 значение Кн = 1,0 = const.
Для многих крупных промышленных печей и агрегатов печей при относи-
тельно больших размерах камер сгорания можно пренебречь влиянием усло-
вий стеснения факела на его длину, т.е. принимать Кц=\.
В. Г. Лисиенко и Б. А. Фетисовым были получены данные о влиянии на дли-
ну факела природного газа при различных условиях смешения топлива с воз-
духом длины горелочного туннеля, а также плоскости, ограничивающей фа-
кел сверху. Увеличение длины туннеля горелки приводило к удлинению факе-
ла, отсчитываемого от среза горелки, примерно на 20 % на каждый калибр
туннеля. Приближение плоскости сверху на расстояние ближе 2 калибров тун-
неля приводило к некоторому удлинению факела — примерно до 25 %.
В зональных расчетах теплообмена, кроме полной длины факела, удобно
использовать длину пути подсоса /п, так как при этом приходится выделять
зону горения топлива (тепловыделения) и уже сгоревших продуктов и оцени-
вать подсос воздуха в эти зоны. При этом необходимо знание таких величин,
как интегральный подсос и степень выгорания топлива по длине факела.
Используя данные Г. В. Воронова о полном составе продуктов горения и тем-
пературах в поперечных сечениях факела, определили изменение различных
характеристик по длине факела. Были рассчитаны значения относительного
интегрального подсоса факела аг = G/Gicx (здесь G — расход газов в сечении
струи, Gb cx — расход воздуха, теоретически необходимый для полного сгора-
ния газа).
Для расчетов теплообмена особенно необходимо знание массообменных ха-
рактеристик для зоны горения. В нашем случае таким контуром может быть
граница зоны горения факела, условно ограниченная значением <у3 = 2 % (см
рис. 4.12, кривая 2). Для этого контура были подсчитаны: относительный под-
сос воздуха в зону горения аг, относительное количество избыточного воздуха
vh и относительный расход газов_У5:г (все величины в долях С?всх). Кроме того,
рассчитали величину а'г = аг/к (здесь к= 1 - цъ — интегральная степень
выгорания топлива), представляющую коэффициент расхода воздуха на долю
сгоревшего топлива.
Характерным для турбулентного диффузионного факела (см. рис. 4.13, а и б)
является специфическое, близкое к экспоненциальному закону нарастание от-
носительного подсоса в зону горения а по длине факела. Кривая выгорания к
отстает от кривой аг, что свидетельствует о наличии в зоне горения значи-
тельного количества непрореагировавшего воздуха (явление "переподсоса").
Коэффициент расхода воздуха на долю сгоревшего топлива аг наибольшей
2* 35

величины достигает в начале зоны горения факела, по длине факела значения аг
и избыточного воздуха v уменьшаются. Общий относительный расход газов в
зоне горения vXr, достигнув максимума, затем снижается по длине факела, что
связано с постепенным сужением границ зоны горения.
Длина пути подсоса /п(осг = 1) по этим данным
/ =0,66/ . D.34)
п ' ex v '
Полная длина факела, определяемая по интегральному недожогу, / примерно
в 1,5-1,6 раза больше длины /п. На расстоянии от сопла, равном /п, интеграль-
ный химический недожог топлива составляет около 20 %.
Таким образом, характерным для массообмена в зоне горения турбулентно-
го факела является экспоненциальный характер подсоса и наличие свободно-
го кислорода в зоне горения ("переподсос")- В пределах длины подсоса выго-
рает большая часть топлива (около 80-85 %). Эти явления подтверждаются
данными, полученными на действующих печах. При составлении моделей
теплообмена факельных процессов в энерготехнологических агрегатах эти важ-
ные закономерности необходимо учитывать. В. Г. Лисиенко и В. Б. Кутьиным
для характеристики процессов массообмена и горения вдоль факела было при-
нято текущее значение относительного подсоса в зону горения аг, и степени
выгорания топлива к в виде функций (см. также рис. 4.13, а и б):
-е ); D.35)
к = 1 - етх1, D.36)
где а0 — коэффициент расхода воздуха, подаваемого для горения топлива; т и
п — коэффициенты, являющиеся функцией длины факела; х — расстояние от
выходного сечения горелки. Коэффициенты тиив соотвествии с особеннос-
тями подсоса и горения факела принимали из следующих соображений. Счи-
тали, что в пределах длины пути подсоса /п (ограниченной значением аг = 1)
сгорает 85 % топлива, остальная часть топлива расходуется в зоне догорания.
Полную (по суммарному недожогу) длину факела принимали равной / =
= A,43ч-2,0)/п (при этом <73 = 1 - к = 0,02). Соотношение между длиной факе-
ла, определяемой по суммарному недожогу, и длиной пути подсоса примерно
соответствует соотношению между длиной факела, определяемой по недожо-
гу на оси, и стехиометрической длиной.
Характер кривых аг и к был показан на рис. 4.13, на котором /' = / - 2 м
B м — расстояние от начала факела до начала ванны), Ln' = ln'/Le (Le — длина
ванны печи).
36

На рис. 4.13, б кривые 1-5 характеризуют изменение степени выгорания топ-
лива по длине факела при отношении /ф//п = 1,43, при этом расчет проводился
по формуле D.36).
_ Особенности мазутного факела
В теории газового факела довольно подробно и конкретно описаны те зако-
номерности, которыми подчиняются процессы в этих факелах. Естественно,
при изучении вопросов организации мазутного факела следует в максималь-
ной степени использовать общие закономерности струй и газовых факелов и
при этом учесть особенности, свойственные мазутным факелам. К сожале-
нию, экспериментальных данных, касающихся диффузионных мазутных фа-
келов очень мало, потому что постановка экспериментов с мазутным факелом
значительно сложнее постановки экспериментов с газом. Сами процессы в
мазутном факеле гораздо сложнее: если в газовом факеле смешивается и го-
рит газ с окислителем, то в мазутном факеле происходят сложные процессы
распыливания жидкого топлива, испарения, пиролиза и горения капель, выде-
ления сажистого углерода, коксового остатка, их сгорание и т.д. Тем не менее
для диффузионных факелов жидкого топлива, представляющих двухфазные
горящие струи, требующих в процессе горения распыленного топлива струй-
ного смешения с окислителем, было предложено в первую очередь использо-
вать развитые выше аэродинамические подходы к расчету длин факелов.
За основу расчета была принята формула D.16) для стехиометрической дли-
ны свободного факела, полученная на основании аэродинамических законо-
мерностей неравноплотностных газовых струй. При этом исходили из того
факта, что факел жидкого топлива часто формируется с помощью пневмати-
ческих форсунок, которые создают двухфазные турбулентные струи с высо-
кими скоростями истечения, при которых влиянием подъемных архимедовых
сил можно пренебречь (в соответствии с формулами D.13) и D.26), и тогда
формула D.16) может быть принята за основу аэродинамического расчета.
Тогда для факела жидкого топлива отношение начальной и стехиометричес-
кой концентрации топлива по массе (соответственно Со и Ссх) можно считать
равным
+ р-(ппаР
.о + «р D 37)
где LQ — теоретически необходимое для горения жидкого топлива количество
окислителя (воздуха) при а = 1,0, м3/кг (при нормальных условиях); gp — удель-
ный расход распылителя, кг/кг; gplrap) — удельный расход распылителя — пара,
37

кг/кг. При использовании других распылителей, не являющихся топливным
балластом (компрессорный воздух, кислород) g = 0.
Тогда в соответствии с формулами D.16) и D.37) для определения стехио-
метрической длины мазутного факела в условиях свободной струи получаем
выражение
^ 57? оРво §v . D.38)
gv
При этом критерий неравноплотности Н для мазутного факела можно вы-
числять по упрощенному выражению (см. формулу D.17))
D.39)
В случае распиливания мазута природным газом (газомазутный факел) ве-
личина
где LJ — теоретически необходимое для горения газа количество окислителя
(воздуха) при а = 1,0, кг/кг; gr — удельный расход природного газа, кг/кг мазута.
Величину фактора неравноплотности горящей струи у для мазутного факе-
ла можно определить по выражению (см. формулу D.18))
ш, = кЛ(Г IT), D.41)
' ф <}Л max н'' ^ '
где Ттт — максимальная температура факела, К; Г — температура струи при
отсутствии горения, К.
В частности, для высокотемпературных печей, принимая Ггаах = 2273 К и Тн =
= 1073 К (равной температуре воздуха для горения) при % = 0,7 получаем
значение
1|/ф = 0,7-B273/1073) = 1,48.
Величину 8 в соответствии с формулой D.19) можно принять равной 6 = рн/
рр, где рн и рр — действительные плотности, соответственно, воздуха для го-
рения и распылителя на выходе из форсунки, кг/м .
При приложении формулы D.18) к мазутному факелу следует дополнитель-
но учесть особенности формирования аэродинамики и горения двухфазной
38

струи, создаваемой пневматическими форсунками, по сравнению с однофаз-
ной газовой струей. Некоторые особенности аэродинамики двухфазных струй
были установлены Г. Н. Абрамовичем. Он показал, что в зависимости от соот-
ношения количеств движения, вносимых в струю топливом и распылителем,
жидкая фаза будет или удлинять, или укорачивать факел по сравнению с дли-
ной факела однофазной струи. Поскольку у пневматических форсунок коли-
чество движения, вносимое топливом, невелико, то, жидкая фаза оказывает
незначительное влияние на процесс перемешивания. Однако это было бы спра-
ведливо, если бы поля концентраций однофазной и двухфазной струй, а также
углы раскрытия были совершенно тождественными. В действительности ука-
занное тождество далеко не всегда имеет место.
Коэффициент К = 5,7 в формуле D.16) был получен при определенном ко-
эффициенте турбулентной структуры струи и определенной структуре скоро-
стного и концентрационного полей в выходном сечении сопла. При этом по-
лучается, что угол раскрытия струи Р = 27°40', а поле концентраций в попе-
речных сечениях струи связано с полем скоростей соотношением
c/cm=(w/wm)ae D.42)
где пс = 0,5 — турбулентное число Прандтля; с и w — соответственно концен-
трация топлива и скорость на расстоянии у от оси струи; ст и wm — то же, на
оси струи.
Фактически же двухфазная струя формируется пневматическими форсунка-
ми, в которых используются высокие и даже сверхзвуковые скорости распы-
лителя, применяются смесительные устройства и, естественно, условия фор-
мирования струи могут отличаться от эталонных условий, указанных выше.
Величина К могла бы быть скорректирована на основании знания структу-
ры скоростного и концентрационного поля в выходном сечении сопла. Одна-
ко, например, для форсунок высокого давления получение этих величин со-
пряжено со значительными трудностями, хотя качественную картину распре-
деления жидкого топлива на выходе из сопел удавалось наблюдать.
Реально же осуществим путь корректировки величины коэффициента Ксв пу-
тем непосредственного изучения углов раскрытия струй, а также полей скорос-
тей и концентраций в поперечных сечениях струй, создаваемых форсунками.
В общем случае (при любой величине Р и п) коэффициент Кс% можно скор-
ректировать по приближенному выражению
К = - "&<*&12 . D.43)
39

Из этой формулы следует, что при увеличении угла раскрытия струи и умень-
шении величины пс, т.е. при уменьшении неравномерности поля концентра-
ций величина Ксв, а следовательно, и /сх уменьшается.
Таким образом, для использования расчетных формул необходимо знать,
какое поле концентраций топлива в струе и какой угол ее раскрытия дает та
или иная форсунка или горелка. Коэффициент, корректирующий расчетную
формулу, включен в качестве дополнительного сомножителя в величину К
[см. формулу D.31)] как коэффициент, характеризующий аэродинамические
особенности двухфазной струи данного типа форсунки или газомазутной го-
релки, который будет равен
К =К /5,7.
дв ев '
D.44)
Для улучшения процессов распыливания и создания эффективного мазут-
ного факела были рекомендованы мазутные форсунки УГТУ-УПИ с централь-
ной и периферийной подачей топлива и выхлопными трубами (рис. 4.14, а и
б) и газомазутная горелка форсунка с выхлопными трубами по обеим ступе-
ням распыливания (рис. 4.14, в).
—>
' X
-У \
-If-°-
\ '" \'
\
3
\
4
Р.
р
Т-
р
р
Рис. 4.14. Схемы исследованных форсунок высокого давления с выхлопными трубами:
Т— топливо; Р — распылитель; а — периферийная подача топлива (форсунка УПИ-К); б — цент-
ральная подача топлива (форсунка УГТУ-УПИ-Л); в — газомазутная горелка-форсунка с двухсту-
пенчатым распыливанием (УГТУ-УПИ-Л):
1 — сопло Лаваля; 2 — выхлопная труба; 3 — выхлопная труба первой ступени рассеивания; 4 —
выхлопная труба второй ступени рассеивания
40

Для газомазутных горелок суммарная длина выхлопных труб по обеим сту-
пеням распиливания /тр = /тр' + /тр" рекомендована равной /тр = 8-1 (Ютр". Опти-
мальная относительная длина IJD^ выхлопной трубы форсунок с переферий-
ной или центральной подачей топлива рекомендована в пределах /т /Dt =
= 54-Ю. В этом случае топливо более равномерно распределяется по сечению
струи, чем у эталонной струи, и обеспечиваются наибольшие скоростные ха-
рактеристики струи. Для этих форсунок величина Кдв = 0,8-Ю,9. При отсут-
ствии выхлопной трубы у форсунок с центральной подачей топлива (рис. 4.14,
$\ факел удлиняется, при этом Кт > 1,1. В частности на принципе изменения
длины выхлопной трубы форсунки УПИ-Л с центральной подачей топлива и
было предложено регулирование длины мазутного факела (см. рис. 4.14, б).
Оценка стехиометрической длины мазутного факела позволяет оценить про-
тяженность зоны перемешивания топлива с окислителем и выйти на опреде-
ление полной длины мазутного факела. Однако при этом остается проблема
оценки роли горения собственно капель жидкого топлива и его возможного
влияния на протяженность отдельных зон факела.
При этом исследователи пришли к выводу, что в зависимости от скорости
движения струи, дисперсности топлива и протяженности фронта пламени го-
рение капли в струе может протекать двумя различными путями.
1. Относительно мелкие капли могут полностью испаряться и смешиваться
вследствие диффузии с воздухом в зоне предварительного нагрева установив-
шегося фронта пламени, если его размеры достаточно велики. В этом случае
закономерности горения струи распыленного топлива весьма близки к зако-
номерностям горения газа.
2. Крупные капли могут пройти через фронт пламени (особенно если его
размеры малы, а скорость струи велика), лишь частично испарившись в зоне
подогрева. В этом случае вокруг каждой капли устанавливается диффузион-
ное пламя, а толщина общего фронта пламени будет увеличена — он будет как
бы размыт.
Результаты многих исследований показывают, что процесс горения капель
тяжелых жидких топлив состоит из следующих основных стадий: прогрева и
испарения капель, воспламенения и горения паров топлива с одновременным
пиролизом (термической диссоциацией) тяжелых углеводородов в паровой фазе
и выпадением свободного углерода и, наконец, прогрева и выгорания углерод-
ного остатка (сажи).
Интересной особенностью горения капель тяжелых жидких топлив являет-
ся ококсовывание поверхности капли в процессе горения с последующим выб-
росом газообразных компонентов или даже разрывом самой капли.
При нормальных условиях для воспламенения капель в высокотемператур-
ных печах представление о лимитирующей стадии процесса горения в мазут-
41

ном факеле можно получить сравнением длины пути, который проходит капля
за время своего сгорания, и стехиометрической длины / в пределах которой
на ось факела подсасывается теоретически необходимое количество воздуха
(ат = 1,0) и наиболее интенсивно развиваются процессы горения. Если в пре-
делах / можно ожидать завершения процессов нагрева и испарения капель, а
время их сгорания и догорания коксового остатка невелико, то это свидетель-
ствует о возможности использования закономерностей горения газового фа-
кела для приблизительного описания процессов в газомазутном факеле и, в
частности, о возможности использования расчетных формул для определения
/ и/..
сх ф
Чем больше стехиометрическая длина факела, выше температура в рабочем
пространстве печи и меньше размер капель (т.е. лучше распыливание), тем
больше вероятность того, что горение мазута будет протекать по первому пути,
т.е. длина факела будет определяться процессом турбулентного перемешива-
ния топлива с воздухом и величиной /сх.
Для высокотемпературных плавильных печей (сталеплавильные, стеклова-
ренные) в случае распыливания мазута перегретым паром и подогретым ком-
прессорным воздухом расчет дает Н я 2 и Н(С0/С,х) и 25-^-30 (см. табл. 4.5).
Например, для условий стекловаренных печей, если принять А"св = 5,7, то
/сх = A40-И 70)?>0. При?H = 0,015 м величина/сх = 2-^2,5 м и длина факела / и4-
5 м. В реальных условиях стекловаренной печи Kz « Ka, так как величины К} и
К близки к единице. При а = 1,2 величина Ка= \,5 и Iрлр = 6+7,5 м.
Как видим, для стекловаренных печей значения /сх и / близки к реальным
величинам, хотя, конечно, следует указать на приближенный характер исполь-
зуемых формул.
Высокая температура пламени приводит к существенной интенсификации
процессов испарения и горения капель жидкого топлива в факеле и догорания
коксового остатка. Уже весьма грубые расчеты времени, необходимого для
испарения капель, показывают, что капли успевают испариться, прежде чем
они достигают фронта пламени (зоны наиболее высоких температур). Соглас-
но экспериментальным данным Б. П. Жаркова, Л. В. Кулагина и С. С. Охотни-
кова, связь между начальным диаметром капли жидкого топлива dK и време-
нем ее испарения и горения тг можно представить в виде
xr = dK2[(l+mK)/Xr], D.45)
где Хг — константа горения (испарения), мм /с; тк — отношение времени сго-
рания коксового остатка к времени сгорания жидкой фазы.
В соответствии с этим уравнением время горения пропорционально квадра-
ту диаметра капли (закон В. И. Срезневского). Многие исследователи показа-
ли, что величина А. сравнительно мало зависит от природы жидкого топлива.
42

Для мазута многих марок, крекинг-остатка и гудрона константа горения
жидкой фазы капли оказывается примерно одинаковой, и составляет для оди-
ночных капель, горящих в воздушной атмосфере при отсутствии подогрева
воздуха, 0,62-0,68 мм2/с. Величина Хг, как свидетельствуют опыты, является
функцией температуры среды, содержания кислорода в газовой фазе, давле-
ния и других условий сгорания. Вблизи 800 °С величина Хг приблизительно
пропорциональна квадрату температуры. При уменьшении концентрации кис-
лорода в газе значения \ уменьшается.
Некоторые исследователи пришли к выводу, что скорость горения капель в
струе в 1,5-2 раза меньше, чем для одиночных капель. Это, по-видимому, яв-
ляется следствием влияния соседних капель и меньшей концентрации кисло-
рода в атмосфере, окружающей капли.
В формуле D.45) величина тк отражает относительное время выгорания кок-
сового остатка. В отличие от Хг, эта величина резко изменяется с переходом от
легких топлив к тяжелым. Так, для случая сгорания одиночной капли мазута
размером около 200 мкм в нагретом воздухе (до 700 °С) тк = 2-^2,5 и уменьша-
ется до 1-0,3 по мере укрупнения капли и увеличения температуры воздуха
(до 800-850 °С). Для крекинг-остатков величина тк почти в 1,5 раза больше,
чем у мазута, для дизельного топлива и керосина тк = 0. В соответствии с этим
и время горения при прочих равных условиях у капель керосина и дизельного
топлива в 2 раза меньше, а у крекинг-остатков в 1,5 раза больше, чем у мазута.
Соответственно меньше или больше получается и размер выделившегося кок-
сового остатка.
Величина Хг, как свидетельствуют опыты Л. В. Кулагина и С. С. Охотникова,
вблизи 800 °С приблизительно пропорциональна квадрату температуры. Ко-
эффициент тк уменьшается по мере укрупнения капли и ростом температуры.
Таким образом, температура пламени оказывает весьма существенное влия-
ние на время т . В случае мазутного факела пневматической форсунки для ка-
пель среднего размера (-200 мкм) по порядку величины, близкой к среднему
диаметру капель форсунок высокого давления, при температуре стенок каме-
ры сгорания не выше 950 °С время горения капли и догорания коксового ос-
татка тг = 0,034 с.
В высокотемпературных печах температурный уровень в 1,5-2 раза выше,
чем был достигнут на лабораторной установке. Если принять, что скорость
испарения пропорциональна квадрату температуры, то для факела, например,
стекловаренной печи получим хг = 0,01 с. При средней скорости 60 м/с, длина
пути горения капли /, « 0,6 м.
Для капель данного размера, в соответствии с исследованиями СП. Жарко-
ва, примерно треть времени т и длины / затрачиваются на испарение и горе-
ние жидкой фазы топлива, а остальная — на догорание коксового остатка.
43

Сопоставление полученных длин со стехиометрической длиной факела сви-
детельствует о том, что длина пути горения капли мазута на порядок меньше
стехиометрической длины факела. В реальных условиях рабочего простран-
ства стекловаренных печей можно таким образом полагать, что испарение кап-
ли не лимитирует процесс горения факела, а догорание коксового остатка лишь
ненамного увеличивает протяженность зоны интенсивного горения и полную
длину факела.
Вероятнее всего, что уже в пределах длины / обеспечивается испарение и
выгорание жидкой фазы капли, а вблизи границы /сх проходит в основном до-
горание коксового остатка.
Тем не менее, получаемая расчетом длина пути горения капли жидкого топ-
лива — вполне ощутимая величина. При ухудшении качества распыливания
топлива (например, при низком давлении и расходе распылителя, неудачной
конструкции форсунки), длина зоны горения может увеличиваться пропорци-
онально квадрату диаметра капли (см. формулу D.45)), что вызовет уже более
заметное увеличение длины зоны горения факела.
- Примеры расчетов параметров и длин факелов
и практические рекомендации
Расчетные формулы для определения длин факелов позволяют определить-
ся с основными параметрами, характеризующими протяженность зоны горе-
ния и проводить соответствующие расчеты, необходимые как для выбора па-
раметров горелочных устройств, так и для проведения зональных расчетов
процессов теплообмена.
Прежде всего, как чисто аэродинамические, так и полуэмпирические фор-
мулы (см. D.16), D.28), D.30), D.38)) свидетельствуют о том, что и у газовых
и у мазутных факелов длина факела пропорциональна диаметру выходного
сечения сопла.
С ростом скорости истечения теоретически вследствие влияния подъемных
архимедовых сил длина факела увеличивается, но для условий многих пламен-
ных печей и топок с учетом больших скоростей истечения и влияния облегаю-
щего воздушного потока значения критериев Fr и Агф, настолько велики, что
ролью подъемных сил уже можно пренебречь.
Для мазутных форсунок, как это следует из формулы D.38), длина факела
уменьшается с увеличением удельного расхода распылителя g . Увеличение
давления распылителя также приводит к уменьшению длины факела, так как
при этом (при том же удельном расходе распылителя) уменьшаются диаметры
критического D , выходного сечения Db сопла и диаметр выхлопной трубы
Д^, примерно равный выходному сечению сопла Do (см. рис. 4.14). Выбор
лучшей конструкции форсунки (например, применение форсунки с выхлоп-
44

ной трубой вместо форсунки Шухова (см. рис. 4.14)) дает уменьшение длины
факела (до 20-30 %).
Приведем пример расчета длин факелов природного газа и жидкого топлива
для условий регенеративных стекловаренных печей.
Расчет проводим в следующей последовательности. По формулам D.16),
D.21) и D.22) определяет относительную стехиометрическую длину факела в
условиях свободной струи IJ"/DQ. Далее с учетом скорости облегающего по-
тока и коэффициента Kj находим величину lj (см. формулы D.15) и D.20)).
Длину факела /. находим по формуле D.27) с учетом коэффициента Р В ус-
ловиях рабочего пространства печей длину факела /фрпр находим по формуле
D.31) с учетом всех корректирующих коэффициентов обстановки рабочего
пространства печи.
Газовый факел (факел природного газа). Принимается диаметр выходно-
го сечения горелки DQ = 0,025 м, коэффициент расхода воздуха а = 1,15 (см.
рис. 4.10). Для природного газа Lo = 9,51 м3/м3, рго = 0,755 кг/м , тогда 9 =
= 1,293/0,755 = 1,713 и LQQp + + 1 = 17,3. Температура подогрева воздуха / =
= 800 °С = 1073 К, фактор неравноплотности уф = 1,48.
Величина S = (уф/9I/2, 6 = QfJJT) = 1,713-B93/1073) = 0,468. Тогда S = A,48/
0,468)ш= 1,778.
По формуле D.16), принимая К = 5,7, получаем
ГВЮО = 5,7-1,778-17,3 = 175,3.
Величина Кр как следует из формулы D.20), равна
D.46)
Для стекловаренных печей можно принять фактические значения скоростей
истечения: газа wQ = 120 м/с, воздуха для горения vvb = 8 м/с.
Тогда величина
К, = , 1 =0,667.
Vl +16,3-1,15-8/120
По формуле D.15) величина / */?>„ = K.I CB/Dn = 0,667-175,3 - 116,9.
—__ СХ и J СХ и
При а0 = 1Д5 значение коэффициента Рф равно Рф = 1,62.
Тогда 1фШ0 = 1,62(Г//H) = 1,62-116,9 = 189,4.
При а = 1,15+1,2 значение К =1,5.
45

Тогда по формуле D.31) относительная полная длина факела в условиях ра-
бочего пространства печи
/.pnp/D = 1,5-189,4 = 284,1.
фи
При Do = 0,025 м полная длина факела в условиях стекловаренной печи со-
ставит /фрпр = 0,025-284,1 = 7,1 м.
Относительная стехиометрическая длина факела в условиях рабочего про-
странства печи
/ ID=Kl '/D= 1,5-116,9 = 175,4.
ex 0 a ex 0 ' ' '
Длина пути подсоса /п = 0,66/сх (см. формулу D.34)).
Тогда /п = 0,025-0,66-175,4 = 2^89 м.
Полученное значение / может быть использовано для определения коэффи-
циентов тип в формулах D.35) и D.36), а также и для построения графиков
кривых степени выгорания топлива к и относительного подсоса воздуха в зону
горения аг, необходимых для проведения зональных расчетов процессов теп-
лообмена.
Так, принимая величину к = 0,85 при х = /п = 2,89 м, из формулы D.36)
получаем
9,85)
— = 0,227.
х2 2,892
Из формулы D.35) при а0 = 1,15 и аг = 1 для х — /п = 2,89 м
1пA-аг/а0) 1пA-1/1,15)
=
П =
тх 0,227 • 2,89
По значениям типе использованием формул D.35) и D.36) строятся
графики к и ар по длине рабочего пространства печи (в функции х) — см.
рис. 4.13, а и б.
Оценим влияние подачи интенсификатора — компрессорного воздуха че-
рез кольцевую струю (см. рис. 4.10) на длину факела. Принимая параметры
торможения компрессорного воздуха: давления Рг = 0,589 МН/м2 F атм), тем-
пературы Тт = 293 К, получим значение скорости в выходном сечении сопла
Лаваля w0 = 485,5 м/с (см. расчет сопла Лаваля в следующем примере). При
относительном расходе интенсификатора gH = 0,55 м /м газа (при нормальных
условиях) получаем скорректированную величину Кг учитывающую подачу
двух спутных потоков:
46

= 0,473.
wr wr V 120 120
При этом /сх*/?>0 = 0,473-175,3 = 82,5; 1 Юо = 1,62-82,5 = 134,3; /фрпр/?>0 =
= 1,5-134,3 = 201,5; 1JDO= 1,5-82,5 = 123,8.
При том же диаметре выходного сечения сопла Do = 0,025 м полная длина
факела в условиях рабочего пространства при этом составит /рпр = 0,025 -201,5 =
= 5,04 м, а длина пути подсоса /п = 0,025-0,66-123,8 = 2,04 м.
Как видим, за счет подачи интенсификатора длина факела и длина пути под-
соса сокращаются в 7,10/5,04 = 1,41 раза (на 41 %).
Рассчитанные параметры факела соответствуют реальным величинам для
стекловаренной печи с подковообразным движением факела и длиной рабоче-
го пространства 9,5 м.
Мазутный факел. Форсунка УГТУ-УПИ-Л с выхлопной трубой, распыли-
тель — компрессорный воздух. Параметры торможения распылителя: давление
Рт = 0,589 МН/м2 F ата), температура — Г = 293 К.
Удельный расход распылителя g = 1 кг/кг. Диаметр выходного сечения фор-
сунки (диаметр выхлопной трубы) D = Dt = 20 мм (см. рис. 4.14, б).
Для компрессорного воздуха расчет параметров распылителя в выходном
сечении сопла Лаваля на расчетном режиме работы сопла (эти величины при-
няты за базовые в расчете) приводим с использованием газодинамических
функций (рис. 4.15).
Газодинамическая функция п(к) = Р 1РТ (здесь Я, — коэффициент скорости
распылителя в выходном сечении сопла Лаваля в расчетном режиме, Р =
= 0,0981 МН/м2 — давление окружающей среды) п(Х) = 0,0981/0,589 = 0,167.
Тогда по графику газодинамических функций для показателя адиабаты к = 1,4
(см. рис. 4.15) А, = 1,55. При этом значении X газодинамическая функция е(А.) =
= 0,278.
Плотность торможения распылителя рт = (Pt-\06)/RTt = @,589-106)/B87-293) =
= 7,00 кг/м3 (здесь R = 287 [(м-Н)/(кг-К)] — газовая постоянная. Плотность
распылителя в выходном сечении сопла Лаваля
рр = рт г(к) = 7-0,278 = 1,946 кг/м3.
Фактор начальной неравноплотности струи 6 = рв/р = 273рво/Гврр =
= [A,293-273)/( 10,73-1,946)] = 0,169. Тогда S = A,48/0,169)" = 2,96.
По формуле D.38) при LQ = 10,6 м3/кг для мазута стехиометрическая длина
эталонного факела (в условиях свободной струи)
47

п(Х), е(Х), х(Х)
1,0
0 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5 2,7 X
Рис. 4.15. Газодинамические функции п(Х), е(Х), х(Х) для расчетов сверхзвуковых и околозвуюэвых
течений газа: к — показатель адиабаты
rs/D0 = 5,7-2,96-[A0,6-1,293)/1] = 231,2.
Скорость истечения распылителя из выходного сечения сопла Лаваля (в рас-
четном режиме)
где w — скорость при критическом режиме, м/с:
"-и-.-'2-1-4
1,4 + 1
¦ 293 =313,2 м/с.
Тогда
= Xw = 1,55-313,2 = 485,5 м/с.
кр
Из формулы D.20) для случая мазутной форсунки высокого давления коэф-
фициент Kj при скорости воздуха для горения w = 8 м/с
1
I | L0pBOg0>vB L 10,6-1,293-1,15-8
gpWp i 1-485,5
= 0,891.
48

Величина
Ij/Do = KJJB/D0 = 0,891-231,2 = 206,0.
Принимая как в предыдущем примере Рф = 1,62, получаем /ф/?>0 = 1,62-206,0 =
= 333,7.
При величине Ка = 1,5 и Кдв = 0,85 получаем (см. формулу D.31))
/фрп7О0 = 1,5-0,85-425,5.
При DQ = D^ = 0,02 м величина /фрпр = 0,02-425,5 = 8,51 м.
Относительная стехиометрическая длина факела в условиях рабочего про-
странства печи
/ ID=KK I 'ID= 1,5-0,85-206 = 262,7.
ex 0 о дв ex 0 ' ' '
Длина пути подсоса /п = 0,02-0,66-262,7 = 3,47 м.
При х = /п = 3,47 м имеем:
i(h) кДж/кг
3800
3600
3400
3200
3000
2800
А
2600
2400
2200
2000
1800
-
/У /С<
Р&У
>&%
P^
у' У —-t<
<^
/ //
^-,
V
IA
//-/
///
'S /
/^—?
or,*
ЛоОу
>>^00
.'/oo^
^00
^ 5
0,9S
^
0?°v
5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0
S, кДж/(кгтрад)
*с* 4.16. iS (hS) — диаграмма; АБ — линия насыщенного пара

т = -
и = —
ln(l-ar/g0)_ ln(l-1/1,15)
mi 0,158-3,47
= 3,716.
В случае распыливания мазута паром в аналогичных расчетах вместо газо-
динамических функций рекомендуется использовать "г-5" ("Л-5") диаграмму
(рис. 4.16).
- Факельные аэродинамические характеристики
и эталонные длины факелов
С целью сравнения факелов при различных условиях сжигания природного
газа и мазута в табл. 4.5 приведены расчеты относительных стехиометрических
длин /"//)„ эталонного (свободного) факела (при Ксв = 5,7), а также значения
факельных аэродинамических характеристик @, CJCa, S) для этих случаев.
Как видим, для указанных высококалорийных топлив (при отсутствии подо-
грева и частичного сжигания топлива) величина фактора неравноплотности
Таблица 4.5
Расчетные факельные аэродинамические характеристики топлив,
применяемых для отопления печей, при различных условиях сжигания
Топливо
Природный газ газового
месторождения
Мазут, распиливаемый
в рабочем пространстве
печи,расход
распылителя gp = 1,0 кг
на 1 кг мазута, давление
распылителя
0,981 МН/м2A0ат),
температура Тперед
соплом
Мазут, предварительно
подготовленный
(газифицированный)
Условия сжигания топлива
Холодный газ низкого давления без
предварительной подготовки
Предварительно подготовленный
(реформированный) газ, коэффициент
расхода первичного воздуха <xi = 0,3
Распылитель:
Компрессорный воздух при Т, °С:
30
300
Перегретый пар при 300 °С
Кислород (без предварительного горения
в сопле) при 30 °С
Кислород (горение затягивается в сопло)
при 1700 °С
Природный газ при 30 °С
Продукты сгорания природного газа
(форсунки реактивного типа) при 480 °С
Коэффициент расхода первичного воздух
а, = 0,3
е
0,468
1,57
0,125
0,241
0,41
0,114
0,75
0,237
0,82
1,73
С0/Ссх
17,3
2,74
13,7
13,7
14,7
10,4
10,4
30,2
14,7
3,66
н
1,778
0,93
3,10
2,24
1,71
3,25
1,27
2,26
1,21
0,89
/cxC"/D
175,3
14,5
242,3
174,4
143,6
192,7
75,2
391,0
101,5
18,5
50

струи S намного превышает единицу. Это свидетельствует о необходимости
учета и дальнейшего уточнения этого фактора как при аэродинамических рас-
четах, так и при моделировании.
Применение подогрева распылителя — компрессорного воздуха приводит к
заметному укорочению факела. Перегретый пар при прочих равных условиях
дает более короткий факел, чем компрессорный воздух. Распыливание же ма-
зута природным газом дает наибольшую длину факела, и это понятно, так как
для сжигания природного газа как топлива требуется дополнительное количе-
ство окислителя (см. формулу D.40)).
Применение кислорода для распыливания дает существенный эффект по со-
кращению длины факела в случае предварительного сгорания топлива в сопле.
К наибольшему эффекту в отношении укорачивания факела приводит рас-
пыливание мазута продуктами сгорания в том случае, когда удается при помо-
щи форсунки организовать сжигание части топлива в ее корпусе и использо-
вать энергию этих высокотемпературных газов для распыливания и организа-
ции факела. При этом можно получить факел в 2-А раза короче, чем при рас-
пыливании мазута природным газом, паром или даже кислородом, но при ус-
ловии, что горение не затягивается в сопло.
Рассмотренные положения могут являться основой при конструировании го-
релок и форсунок "реактивного" типа, работающих с предварительным сжига-
нием высококалорийного газа в атмосфере кислорода, а также топливно-кисло-
родных горелок, работающих в режиме, когда пламя затягивается в сопло.
Отметим, что обогащение воздуха кислородом приводит к сокращению длин
факелов, как газовых, так и мазутных, так как пропорционально степени обо-
гащения величина LQ снижается (см. формулы D.21) и D.38)). Обогащение
воздуха кислородом, как известно, находит применение во вращающихся пе-
чах огнеупорной промышленности.
В случае применения частичного сжигания природного газа и мазута в спе-
циальных устройствах-реформаторах или газификаторах факельные аэроди-
намические характеристики существенным образом отличаются от соответ-
ствующих характеристик топлив без предварительного сжигания. При пред-
варительном частичном сжигании топлива увеличивается величина 0, снижа-
ются величины Е и CJCqx. В результате относительные длины факелов на по-
рядок уменьшаются по сравнению с обычными горелками и форсунками. Од-
нако, естественно, при этом требуются и другие условия сжигания: увеличе-
ние выходных диаметров сопел вследствие наличия значительного количества
продуктов сгорания, уменьшение расхода вторичного воздуха и т.д.
Такие устройства могут применяться для увеличивания светимости факела,
а также в плавильных печах для снижения влияния на ванну серы в мазуте.
51

- Учет особенностей горения полидисперсного топлива.
Традиционные методы расчета горения полидисперсного топлива
В целом ряде процессов определяющую роль играет кинетика тепло- и мас-
сообмена полидисперсной системы частиц с окружающей средой. К таким
процессам относятся испарительное охлаждение, широко используемое в ме-
таллургической промышленности, растворение твердых частиц с одно- и мно-
гокомпонентными веществами, экстрагирование веществ из твердых частиц,
горение распыленных жидких и твердых топлив в газообразной фазе. Вчаст-
ности, горение пылевидных частиц имеет место в сульфидном факеле медеп-
лавильных печей кислородно-взвешенной плавки.
Кроме того, к ним относятся гетерогенные химические реакции, происходя-
щие в разных фазах и сопровождающиеся появлением диффузионных и теп-
ловых потоков к частицам, и многие другие.
Кинетика взаимодействия отдельных частиц в этих процессах достаточно
полно изучена как теоретически, так и экспериментально. Скорости же тепло-
и массообмена системы частиц зависят не только от характера взаимодействия
со средой каждой частицы, но и от состояния среды, в которой они находятся.
В свою очередь, состояние среды зависит от кинетики процессов на каждой из
частиц. Поэтому задача о тепло- и массообмене системы частиц становится
нелинейной, даже если соответствующая задача для отдельной частицы была
линейной. Например, горение капельного или пылевидного топлива зависит
от состава газа, изменяющегося в процессе горения. Химические реакции оп-
ределяются концентрацией реагентов и продуктов реакции в среде, также за-
висящих от эволюции процесса и т.д.
В связи с этим вычисление ряда практически важных величин, таких, как
количество выгоревшего (испарившегося, растворившегося) вещества к опре-
деленному моменту времени, изменение концентрации окислителя (продук-
тов реакции) в среде и т.п. представляет большие трудности. Задача еще более
усложняется, если система частиц полидисперсна, и необходимо знать ее до-
полнительные характеристики; такие, как средний размер частиц, их поверх-
ность и объем, функцию распределения частиц по размерам и т.п., поскольку
они в сильной степени влияют на тепломассообменные процессы.
В большинстве работ, как правило, ограничиваются определением началь-
ной функции распределения частиц по размерам, на основании которой ведут
учет полидисперсности различными способами, в том числе по среднему раз-
меру частиц, по разбиению всего спектра размеров частиц на отдельные фрак-
ции, используют метод последовательных приближений при расчетах процес-
сов тепло- и массообмена и др.
Например, при расчетах характеристик тепломассообмена капель жидкости
в потоке горячего газа процесс рассматривается как совокупность таковых для
52

пельных капель; целесообразен также переход к монохроматическому дис-
огированию, так как расчет теплообмена между частицами и газом базиру-
тогда на закономерностях, установленных для единичной частицы; не-
прерывный спектр распределения капель можно заменить на число групп ка-
пель одинакового размера с последующим суммированием эффективности про-
цессов тепло- и массообмена. К этим работам примыкают и те, где учет поли-
дисперсности решается с помощью введения условий "монодисперсной" сис-
темы, усредненной различными способами по закону Розина-Раммлера или
введением среднего поверхностно-объемного диаметра частиц. Однако, эти
способы замены полидисперсной системы "монодисперсной" с каким-либо
средним размером частиц не могут зачастую интерпретировать реальный про-
цесс, и могут привести к существенным погрешностям. Это было показано
теоретически рядом авторов на частном примере испарения капель тумана и
численными расчетами испарения системы капель.
Для возможности приближения математической модели к реальному про-
цессу совместного реагирования частиц различной крупности со средой ис-
пользуется метод одновременного расчета всех характеристик горения для каж-
дого размера частиц. С этой целью полидисперсная пыль разбивается на опре-
деленное число фракций, а расчетный размер каждой фракции определяли как
средний в пределах каждой фракции. В результате для расчета горения полу-
чено несколько десятков уравнений, решение которых невозможно без при-
влечения вычислительных машин.
Аналитический расчет выгорания твердого топлива в неизотермическом трех-
мерном факеле проводиться, в частности, при большом числе допущений, ос-
новные из которых следующие:
• одномерное по длине факела горение;
• время прогрева и воспламенения пренебрежимо мало по сравнению с вре-
менем горения коксового остатка;
• влиянием зольности пренебрегается;
• влага не оказывает влияния на процесс горения;
• температура частиц принимается равной температуре газового потока;
• порядок химической реакции по кислороду равен единице;
• конечным "продуктом сгорания является оксид углерода СО2 (негорящий
пограничный слой);
• не учитываются восстановительные и внутренние реакции.
Скорость выгорания углерода вычислялась следующим образом:
Oc.J^Co, D.47)
S3

Важнейшей характеристикой горения является расход кислорода. При этом
его расход на выгорание кокса с учетом расхода на горение летучих:
G02 = 0,21[aF0 - F° - V°(l? - G)], D.48)
где V° — объем воздуха на горение 1 кг летучих, м3/с; V° = 8,89 м3/кг — объем
воздуха на горение кокса; G — механическая неполнота сгорания на 1 кг топ-
лива, кг/кг; К9 — относительное содержание кокса в рабочей массе топлива,
кг/кг. При этом:
F)/100.
D.49)
С учетом того, что V0 = V*I? + VV1, имеем:
Go =0,021
+ G
Тогда для dbldt — скорости изменения размера частиц — получим:
К
dt RT
D.50)
Далее полученные результаты используются для описания процесса сгора-
ния полифракционного топлива в факеле. Связь между неполнотой сгорания
кокса G и текущими размерами фракций задастся соотношением:
где 60/, 8., — начальный и текущий размеры частиц /-той фракции; 80. — на-
чальный размер наиболее крупной фракции; (8o.)t — начальный размер части-
цы, полностью сгоревшей к моменту времени х; | R \ — относительное мас-
совое содержание (остаток на сите) частиц размером больше или равного 8о; в
исходной пыли; | ROj \ (8/80.K — масса частиц кокса данной фракции, не сго-
ревшего к моменту времени т.
Для RQ. используется формула Розина-Раммлера:
ROi =
D.52)
54

Здесь b характеризует тонкость помола; п — равномерность зернового со-
става (показатель полидисперсности).
Обычно п = 0,8+1,6; Ъ = 4-10 ч-4-Ю" , причем меньшие значения пи b отно-
сятся к грубой пыли, а большие — к тонкой.
Поставленная задача горения полифракционного топлива в потоке решает-
ся для двух предельных случаев горения в кинетической и в диффузионной
областях.
Решение записывается как
где функция /,(x) имеет вид:
для кинетической области:
D.53)
,-»>у
D.54)
для диффузионной области:
У
D.55)
где /и = Ь8"т, х = 6,/бд, — текущий относительный размер наиболее крупной
частицы; у = (S0/801) — отношение начального размер частицы /-той фракции
к начальному размеру наиболее крупной частицы.
Значения интегралов I^x) табулируются.
Учитывая, что в D.50) цс = 0,21, V° = 22,4 м3/кмоль, уравнение сгорания
заменим таковым для наиболее крупной частицы.
Для кинетической области:
_ 2 22,4 Рт
К
dx pK VT RT
1 + -
(х)
D.56)
или
dx_
dx
P5
01
D.5?)
где

К
pK VT RT 1
T22,4 Рт ~К*
Vй
После интегрирования D.54) имеем:
Р5
01
D.58)
Интеграл D.55) определяется численно. После расчетов находится связь меж-
ду временем выгорания частиц т и относительным размером наиболее крупной
частицы х.
Для диффузионной области:
2 22,4 Рт NuDZ)
dx
Рк К RT 5,
D.59)
или
NuDZ)
Л
D.60)
После интегрирования D.57) получим:
J
dx
П
D.61)
где а^, = Nu^D/бд! — коэффициент диффузионного обмена для исходной час-
тицы наиболее крупной фракции.
Интеграл D.61) также определяется численно. В реальных случаях частица
угля не может гореть до конца по закономерностям диффузионного горения.
По мере уменьшения размера частицы интенсифицируется диффузионный
обмен и лимитирующими становятся кинетические факторы процесса горе-
ния, проходя промежуточную область горения. Для промежуточной области
получено уравнение
dx
dx
D.62)
,
56

которое после интегрирования дает при средней температуре факела выраже-
ние
fd = I2(x), D.63)
р801 J a + Ix{x)
которое тоже может быть решено только численно с построением промежу-
точных графиков, или с использованием выражений для линейной интерполя-
ции.
Аналогичный подход к расчету горения полидисперсных капель жидкого
топлива в потоке рекомендуется для диффузионного горения капли по закону
Срезневского с использованием соотношения D.55).
1.1.3. Радиационные характеристики факела
Радиационные характеристики определяются прежде всего степенью черно-
ты 6. и температурой Гф факела. В расчетах теплообмена используются как спек-
тральные коэффициенты поглощения и степени черноты, так и интегральные
характеристики. Со спектральными характеристиками излучения связано поня-
тие о светимости факела. Сажистые частицы дают сплошной спектр излучения
и имеют интенсивное излучение в области видимого спектра (X = 0,4^-0,75 мкм),
в то время как газообразные продукты сгорания имеют полосы излучения и по-
глощения в инфракрасной области спектра (см. рис. 4.21 и 4.24).
Радиационные характеристики факела тесно связаны с его массообменны-
ми характеристиками и характеристиками горения.
В факеле плавильных агрегатов излучающими и поглощающими компонен-
тами могут быть газообразные продукты сгорания (в основном это СО2 и Н2О),
а также сажистые частицы и частицы пыли. При оценке радиационных харак-
теристик факела играют роль и радиационные характеристики нагреваемых и
расплавляемых материалов и футеровки печи. В случае динасовой и шамот-
ной футеровки большая спектральная степень черноты кладки смещается в
сторону более длинных волн (см. рис. 4.21). В этом случае несветящееся пла-
мя с излучающими компонентами (в основном в виде СО2 и Н,О) работает
менее эффективно, чем при серой кладке. Для светящегося пламени, наобо-
рот, такой вид кладки более эффективен. Светящиеся пламена проявляют и
большую эффективность (вследствие наибольшей степени черноты в области
видимого излучения — см. рис. 4.24) и при нагреве многих металлических
материалов, стекломассы и других материалов, имеющих большую степень
черноты или пропускательную способность (для стекломассы) в области срав-
нительно коротких волн (например, при X < 2,4 мкм).
57

- Газообразные продукты сгорания
Интегральная степень черноты газообразных продуктов сгорания, как изве-
стно, определяется по номограммам ВТИ при известной температуре и опти-
ческой толщине излучающего слоя (рис. 4.17^4.19).
Оптическая толщина слоя pS представляет собой произведение концентра-
ции излучающего компонента на длину луча.
Для зональных расчетов необходимо знание распределения радиационных
характеристик факела по длине факела. Расчетные формулы позволяют свя-
200 400 600
800 1000 1200 1400 1600 1800 Т, °С
Температура газов
Рис. 4.17. График для расчета степеней черноты диоксида углерода СО2 (есо ): р — парциальное
давление; 5 — длина луча
58

зать концентрацию излучающих газообразных компонентов Рх с длиной факе-
ла через степень выгорания к и подсос аг:
Р = Р
D.64)
где Р — концентрация излучающего компонента (СО2, Н2О) в продуктах
полного сгорания топлива при a = 1 (например, для факела природного газа
0,008
0,007
0,006
0,005
0,004
0,003
200
600
800 1000 1200 1400 1600 1800 Т, °С
Рис. 4.18. График для расчета номинальной степени черноты водяного пара Н2О (?н2о )¦ Обозначе-
ния см. рис. 4.17
59

0,4 0,6 0,8 1,0
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Парциальное давление р,ьо, ат
Рис. 4.19. Поправочный коэффициент C
для степени черноты водяного пара на его
парциальное давление: степень черноты
водяного пара ЕНгО = s™2M0 P
Рис. 4.20. Характер изменения концентрации СО, B,
3) и Н2О A, 4), а также концентрации сажистых час-
тиц ц E) по длине печи: 1,2 — факел природного газа;
3-5 — факел мазута; х' — относительная длина ванны
печи; /п — длина пути подсоса данного факела
Рнг 2 = 9,4 %, Рнг 2 =19,9 %); LQnV0 — теоретически необходимое для горе-
ния количество воздуха в выход продуктов горения при а = 1 м /м (при нор-
мальных условиях).
Расчетные значения концентрации СО2 и Н2О по длине факела природного
газа и мазута приведены на рис. 4.20.
С использованием значений концентрации, длины луча и температуры могут
быть найдены интегральные и спектральные характеристики излучения этих
газов в факеле.
Излучающие свойства газообразных продуктов сгорания исследовались как
теоретически, так и экспериментально в целом ряде работ.
По интегральным степеням черноты СО2 и Н2О рядом авторов были пред-
приняты попытки создания расчетных формул, которые бы охватили возмож-
но более широкий диапазон давлений и температур газов (Б. Лекнер, С. П.
Детков и др.). В работах В. Г. Лисиенко и В. Б. Кутьина была использована
формула И. В. Белова, которая довольно хорошо обобщает данные по степе-
ням черноты продуктов сгорания природного газа и мазута в диапазоне пара-
метров, характерных для промышленных печей:
D.65)
где Рх — суммарное содержание Н2О и СО2 в продуктах сгорания, %; S^ —
эффективная длина луча, м.
60

Кроме СО2 и Н2О, в факелах печей могут присутствовать и такие излучаю-
щие компоненты как SO2 (мазутный факел), а также СО, ОН и NO. Для интег-
ральных степеней черноты СО, ОН и N0 имеются расчетные формулы и гра-
фики, причем эти данные экстраполированы на довольно высокие температу-
ры. Однако расчеты (для условий термодинамического равновесия) доказыва-
ют, что даже при высоких температурах C000 К) доля излучения, вносимая
диссоциированными газами: СО, ОН и N0 от излучения СО2 и Н2О в продук-
тах сгорания природного газа не превышает 4 %.
В современных расчетах для повышения их достоверности и точности тре-
буется учитывать не только интегральные, но и спектральные характеристики
излучения газов. Учет этих характеристик весьма сложен из-за сложности спек-
тра излучения газообразных продуктов сгорания.
Для описания этих спектров применяются различные модели. Известна, на-
пример, статистическая модель спектра излучения, или модель узкой полосы,
параметры которой находятся из эксперимента или рассчитываются кванто-
во-механическим методом. Однако, вследствие достаточной сложности, ис-
пользование этой модели непосредственно в расчетах энерготехнологических
агрегатов представляет еще заметные трудности, хотя в определенных упро-
щенных условиях (например, для модели плоского слоя газов) сравнительные
исследования различных моделей спектров излучения проводятся.
В настоящее время в рамках зональных моделей энерготехнологических аг-
регатов и печей удалось реализовать селективно-серую аппроксимацию спек-
тра излучения газов, что, конечно, уже представляет заметный шаг вперед в
расчетно-теоретическом анализе процессов теплообмена по сравнению с обыч-
но используемой серой моделью.
Действительно, в зональных расчетах оказалось достаточно удобным ис-
пользовать модели прямоугольных полос, или селективно-серые модели. Из-
вестны разработки X. Хоттеля, в которых рекомендуется использовать модель
"трех серых газов". Однако, по нашему мнению, с помощью этой модели в
связи с неопределенностью положения полос излучения газов на шкале длин
волн весьма затруднительно согласовывать в расчетах свойства газов, ограж-
дающих поверхностей, сажи, а также пылевых частиц.
В работах, выполненных под руководством В. Г. Лисиенко, был применен
детерминированный в отношении расположения полос спектра подход при
построении селективно-серой модели газов: полосы излучения располагали в
соответствии с их фактическим размещением по длинам волн, исходя из спек-
троскопических данных. Это позволяет легко увязывать спектральное излуче-
ние сажистых частиц, кладки, металла, плавильной пыли со спектром излуче-
ния газообразных продуктов сгорания (рис. 4.21).
Такие селективно-серые модели с реальным расположением полос в спект-
Ре излучения газов и с постоянной шириной полосы были построены В. Г.
61

0,1 0,2 0,40,6 1,0
4 6 810 20 X, мкм
Рис. 4.21. Спектры излучения смеси СО2 и Н2О (/) в продуктах сгорания природного газа (селектив-
но-серая аппроксимация), степень черноты кладки ?ra B) и плотность полусферического излучения
абсолютно черного тела Ет C и 4). Температуры Т^К: 1 — 1500; 3 — 1800; 4—1200 К; К} —
коэффициент поглощения в полосах
Лисиенко совместно с Ю. А. Журавлевым (для СО2 и Н2О) и С. Д. Скуратовой
(для SO2). При этом были использованы данные С. Пеннера и Ч. Тьена. С по-
мощью модели спектра излучения SO2 были получены значения интеграль-
ной степени черноты этого газа, позволившие несколько экстраполировать
данные А. Н. Голицына в области сравнительно высоких температур.
Приведем характеристику спектра излучения этих газов (модели с постоян-
ной шириной полосы): расположение полосы z, мкм, и интегральные показа-
тели поглощения этих полос az, см~ -ат~.
Характеристика спектра излучения СО2 GJ. = 300 К):
Полоса, мкм 2,50-3,00 4,00^,80 ' 12,50-25,00
az, 1/(см2-ат) 72,5 2706,2 179,3
Характеристика спектра излучения Н2О (Г. = 330 К):
Полоса, мкм 1,50-1,75* 2,50-3,00 4,80-8,00 12,50-25,00
а2, 1/(см2-ат) 18,72 126,0 175,0 58,4
Характеристика спектра излучения SO2 (Гг = 300 К):
Полоса, мкм 3,91-4,09 4,13-4,56 6,96-7,77 '8,27-9,14 19,3
az, 1/(см2-ат) 9,0 11,0 780,0 95,6 Нетсв.
Была также разработана модель спектра излучения СО2 и Н2О с переменной
шириной полосы (табл. 4.6).
62

Таблица 4.6
Характеристика полос спектра излучения СОг и Н2О
(ширина полос приведена для температуры Т = 300 К)
Средняя линия
полосы, мкм
Н2О:
1,5
2,7
6,3
10
СО2:
2,7
4,3
15,0
Половина ширины
полосы Acoz, см
350
262
262
202
132
134
157
Интервал длины волны, мкм
А.,
1,455
2,524
5,399
8,319
2,599
4,025
12,17
* Величина А@о соответствует температуре Го = 273 К
А.2
1,582
2,908
7,387
12,53
2,790
4,513
19,65
Температурная зависимость*
Лю2 = ЛП
Аю7 = const
Acoz = Aco0-S [1+(Г/Го)]
Тоже
АЮг = Л(В(, (Т/То)
Ашг = АсО] +а@,0017);
Ami =41,а = 407
То же, Acoi = 49, а = 396
Afflz = Дсоо G7Го)
В расчетах, следуя С. Пеннеру, для интегрального показателя поглощения
полос а., как правило, принимали температурную зависимость
а (Г) = а (Т0)(Т0/Т),
D.66)
С помощью обычно применяемой селективно-серой модели трудно добить-
ся достаточно точного расчета интегральных степеней черноты в широком
диапазоне изменений температуры и оптических плотностей газов. В модели
не учитывается влияние крыльев полос, а главное, не раскрывается наличие
промежутков между линиями в полосе.
С целью устранения этих недостатков для дальнейшего использования раз-
работанных моделей спектров в зональных расчетах В. Г. Лисиенко совмест-
но с Ю. А. Журавлевым был предложен метод коррекции по интегральным
характеристикам (метод Лисиенко - Журавлева — ЛЖ-метод). Вначале с ис-
пользованием интегрального показателя поглощения полосы z az, и ширины
полосы Лео находится расчетная спектральная (усредненная в пределах каж-
\ — *
дои полосы) ?)z и интегральная в ас степени черноты газов:
*
6i,
= l-exp --
Лео,
PS,
D.67)
* Полоса объединяет две сравнительно "сла§ые" полосы поглощения Н2О с нулевыми линиями 1,87
и 1,38 мкм.

?рас —¦
где Р — парциальное давление, МН/м2; S — эффективная длина луча, м; Еок
— функция распределения Планка, Вт/(м -мкм); <т0 — коэффициент излуче-
ния абсолютно черного тела, Вт/(м К ); к — длина волны, мкм.
Далее спектральная степень черноты газа корректируется по фактическим
(экспериментальным) значениям интегральной степени черноты газа (опре-
деляемой по номограммам или по экстраполяционным формулам) еэкс и рас-
считывается фактическая спектральная степень черноты:
D-69)
?рас
а также спектральный коэффициент поглощения (естественно, средний в пре-
делах полосы) АГЬ (мч) :
zbfiib). D.70)
По предложенной методике спектроскопические данные и модели полос ис-
пользуются лишь для распределения энергии излучения газа по полосам спек-
тра. Корректировка спектральных степеней черноты по экспериментальным
значениям интегральной степени черноты обеспечивает введение своеобраз-
ной поправки на вращательную структуру линий в полосе, так как величина
расчетного среднего спектрального коэффициента поглощения АГ^* = (az/Aroz)P
не отражает наличие промежутков между линиями в полосе и может быть
применена лишь при высоких давлениях, когда отдельные линии спектра уже
сливаются.
Проведены разнообразные тесты разработанной методики учета селектив-
ных свойств газов. Сопоставление расчетов с экспериментальными данными
для излучающего слоя СО2 и Н2О свидетельствует о довольно хорошей сходи-
мости результатов как по степеням черноты, так и по поглощательным спо-
собностям, а также по ошибкам на перекрытие полос.
Кроме того, величина получаемого по ЛЖ-методике УГТУ-УПИ скоррек-
тированного коэффициента Къ автором и В. В. Волковым была сравнена со
значением среднего коэффициента поглощения, получающегося из квантово-
механического расчета огибающей полосы в совокупности со статистической
моделью полосы. Для анализа была выбрана наиболее сильная полоса в спек-
тре СО2, расположенная в районе 4,3 мкм. Предварительно параметры этой
полосы были детально проанализированы С. П. Детковым и В. В. Волковым.
64

С использованием этих данных степень черноты полосы рассчитали по фор-
муле
D.71)
АХ.
Ак.
где ?х — спектральная степень черноты для исследуемой полосы, рассчитыва-
емая в соответствии со статистической моделью и с учетом вращательной
структуры.
Для определения альтернативного значения К^ в формулу D.70) подставляли
значение е^ по формуле D.71). Расчет для случая, характерного для одной из
зон высокотемпературных печей (Т= 2233 К, ?эф = 1,137 м, Р = 1 атм @,0981 МПа),
Рс0 = 0,087 атм), показал (рис. 4.22, табл. 4.7), что коэффициенты поглощения,
полученные по нашему методу (селективно-серая аппроксимация с коррекци-
ей) и по узкополосной модели, близки по своим значениям.
Рис. 4.22. Относительный спектральный коэф-
фициент поглощения полосы 4,3 мкм СО2
КХп/рС0 : 1 — огибающая по узкополосной мо-
дели; 2 — усреднение по методике В. Г. Лиси-
енко и Ю. А. Журавлева; 3 — усреднение по
данным узкополосной модели; рсо — параметр
узкополосной модели
1,0
0,1
0,01
ПП1
3
- /
/
У
/2 \
\|
\|
2000 2100 2200 2300 2400 со, см
и | | | 1 \ 1
5,2 5,0 4,8 4,6 4,4 4,2 А., мкм
Таблица 4.7
Сопоставление различных методов нахождения среднего
для полосы коэффициента поглощения
Методика
Узкополосная модель
Коррекция по методу
ЛЖ
Прямоугольная
модель без коррекции
Формула
D.71)
D.67Н4.70)
D.67)
Acoz, см
420
417
417
EXz
0,854
0,875
0,998
Ккг, М~'
1,696
1,829
7,57
Ошибка, %
0,0
7,8
446,0
3. Лисиенко В.Г. и др.
65

Значение же коэффициента, полученного из условия полностью перекрыва-
ющихся линий (К^ = Рсо az/Ao>2), более чем в четыре раза превышает коэф-
фициент, учитывающий структуру линий в полосе.
В формулах D.67)-D.70) используется значение эффективной длины луча
S. объемной зоны. При использовании метода Монте-Карло для определения
обобщенных коэффициентов излучения и применении ЭВМ большого быст-
родействия становится возможным определение интегральной степени чер-
ноты газа (по аппроксимирующим формулам) на каждом луче единичного
испытания после определения длины S этого луча в пределах объемной зоны.
После этого с использованием S вместо S проводится вся описанная выше
процедура распределения энергии по полосам спектра и определяется доля
поглощения этого луча в пределах каждой полосы спектра. Такая процедура
позволяет избавиться от достаточно неопределенной, особенно для селектив-
ных тел, величины эффективной длины луча и скорректировать расчет.
- Сажистые частицы пламени
Степень черноты светящегося факела зависит от концентрации и размеров
сажистых частиц. Поэтому в расчетах реальных факелов оказывается необхо-
димым оценивать как изменение концентрации сажистых частиц по длине фа-
келов, так и определять влияние размеров сажистых частиц на спектральную и
интегральную степень черноты.
Исследования размеров сажистых частиц факелов природного газа и мазута
в котельных установках и мартеновских печах свидетельствует, что в основ-
ном это частицы сравнительно мелкие. Можно полагать, что и в других печах,
температурные условия которых находятся в диапазоне температур, характер-
ных для топок котлов и мартеновских печей, эти закономерности сохраняют-
ся. При этом особую роль играет изучение особенностей излучения так назы-
ваемого "эталонного" слоя, или слоя сравнительно мелких сажистых частиц.
При этом если ранее, особенно при расчетах топок котельных агрегатов, при-
менялись данные по излучательным свойствам аморфного углерода, то в ра-
боте В. Г. Лисиенко и Б. С. Балабанова эти данные были уточнены путем ис-
пользования радиационных свойств сажистых частиц, отобранных непосред-
ственно из пламени.
При рассмотрении радиационных свойств частиц большую роль играет от-
носительная величина, характеризующая соотношение диаметра частиц d и
длины волны излучения X, называемая показателем дифракции
р = nd/X. D.72)
66

_ "Эталонный" слой сажистых частиц
Спектральный коэффициент поглощения сравнительно мелких сажистых
частиц (показатель дифракции р < 0,2ч-0,4, диаметр частиц d < 0,040 мкм) при-
близительно линейно зависит от их диаметра, и тогда, как известно, после-
дний исключается из формул для определения коэффициента поглощения.
Такой слой частиц может считаться своеобразным эталоном. При этом рассе-
янием излучения на таких мелких частицах в расчетах можно, как известно,
пренебрегать. При рассмотрении спектральных характеристик ставили цель
уточнить распределение спектральной интенсивности излучения в светящем-
ся факеле при сравнительно высоких температурах (эти данные рекомендует-
ся использовать в расчетах теплообмена).
Кроме того, устанавлена связь интегральных и спектральных характеристик
для слоя сажистых частиц, оценены возможности и точности теоретического
подхода к определению интегральных радиационных характеристик пламени
на базе его спектральных характеристик. Это было необходимо для правиль-
ной формулировки требований к построению эквивалентной серой модели
теплообмена (принятой для сравнения с селективной моделью). Были проана-
лизированы данные по комплексным показателям преломления частиц амор-
фного углерода, выведены расчетные формулы для определения спектраль-
ных и интегральных степеней черноты такого слоя частиц. Большой интерес
представляют исследования по комплексным показателям преломления сажи-
стых частиц, отобранных непосредственно из факела пропана и ацетилена
(В. Далзел и А. Сарофим). Эти частицы имеют некоторое содержание водоро-
да, структура кристаллической их решетки и содержание свободных электро-
нов отличаются от таковых для частиц аморфного углерода. Поэтому электро-
оптические свойства таких частиц пламени отличаются от электрооптичес-
ких свойств частиц аморфного углерода, и эти свойства могут быть использо-
ваны в расчетах теплообмена для реальных факелов.
Используя эти значения комплексных показателей преломления при разных
длинах волн, вычислили для слоя мелких частиц значение комплекса Ф(т)А. =
= KJp в функции длины волны (здесь КХп — безразмерный спектральный
показатель поглощения, X — длина волны, мкм).
Сажистые частицы пламени имеют несколько более сглаженное распреде-
ление этой функции по длинам волн, чем частицы аморфного углерода
(рис. 4.23).
В. Г. Лисиенко получена формула для безразмерного спектрального показа-
теля поглощения мелких сажистых частиц пламени (соответствующая кривой
2, рис. 4.23)
Кы = D,00 - 0,22А.>#@,88Ь + 0,25), D.73)
67

Рис. 4.23. Зависимость функции Ф(т)/Х от дли-
ны волны X: 1 — аппроксимация А. Г. Блоха для
аморфного углерода; 2 — аппроксимация В. Г.
Лисиенко для сажи пламени; 3 — данные для
ацетиленового пламени; 4 — то же, для пламе-
ни пропана; Ф(т) = KkJp (p — показатель диф-
ракции)
10 X, мкм
где d — диаметр частиц, мкм; Я, — длина волны, мкм.
С помощью этой формулы подсчитаны спектральные степени черноты слоя
сажи пламени е^, распределение энергии излучения по длинам волн (расчеты
по формуле Планка с учетом ех) (рис. 4.24), определены интегральные степе-
ни черноты слоя (рис. 4.25) в функции показателя поглощения \xS \\x — кон-
центрация сажистых частиц, г/м3; S — длина луча (толщина слоя), м].
Проведено сравнение с этими же величинами, но для слоя сажи аморфного
углерода.
Значения г% и ес находили по формулам:
3 4
14 16 18
X, мкм
Рис. 4.24. Зависимость спектральных характеристик слоя мелких сажистых частиц от длины волны
X при температуре Т = 2200 К и величине \iS = 1,3 г/м ; 1 — энергия излучения абсолютно черного
тела Еох; 2 — энергия излучения сажистых частиц (аморфный углерод) Ел; 3 — энергия излучения
сажистых частиц факела Ел; 4 — спектральная степень черноты г? (аморфного углерода); 5 — то же,
сажи факела; 6 — интегральная степень черноты бс (аморфного углерода); 7 — то же, сажи факела
68

1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0
1
б
-^МФЖ
/V\V2°00
XVV1500
NXX1200
Xxiooo
Х800
600
I |
000 К
1
10
20
30
40
5, г/м2
Рис. 4.25. Зависимость интегральной степени черноты ес эталонного слоя сажистых частиц факела от показателей поглощения \iS (a), uo>S (б) и
температуры Т: М.Ф — область ес для мазутного факела; РФ — то же, для реформированного факела природного газа [6.1, 6.8]

п4
О
D.74)
D.75)
где Т— температура, К; у — плотность сажистых частиц, г/м3; EQX — функция
распределения Планка, Вт/(м -мкм); ст0 — коэффициент излучения абсолютно
черного тела, Вт/(м -К ).
Значения ех и Е& при сравнительно коротких длинах волн оказываются у
слоя сажистых частиц пламени меньше, чем у слоя аморфного углерода, в
инфракрасной же области спектра при А, > 1,5-5-2 мкм получается наоборот.
Сажа пламени ведет себя таким образом, как более серое тело в сравнении с
сажей аморфного углерода.
При Т < 2200 К большую степень черноты дает слой сажи пламени, а при
Г > 2200 К и относительно небольших концентрациях сажи (ц « 0,2+0,8 г/м3) у
слоя частиц аморфного углерода интегральная степень черноты уже получа-
ется несколько больше.
С применением метода эффективной длины волны и использованием фор-
мулы D.73), была получена для сажистых частиц пламени приближенная фор-
мула для интегрального показателя поглощения:
4.44.Ю-Т-1 jfltf
0,185-10 Т + 2,67 у
Оценена точность такого приближения путем сравнения интегральных сте-
пеней черноты ес', рассчитанных с использованием значений К' (по формуле
Бугера - Бера), и фактических значений гс, рассчитанных по формулам D.73)-
D.75) (принималось у = 2,3-10 г/м ). Оказалось, что величины 8 ' практически
совпадают с точным значением ес в пределах от 0,2 до 0,4. При более высоких
значениях е, упрощенные формулы дают несколько завышенную величину sj,
соотношение между ?с' и ес приблизительно описывается выражениями:
для аморфного углерода:
ес = 0,842ес' + 0,063; D.77)
для сажи пламени:
е = 0,895е ' + 0,032 D.78)
70

(в области значений е/ = 0,1-5-0,95; Т= 1400+3000 К).
Интегральный показатель поглощения мелких сажистых частиц пламени К
рассматривали в функции приведенного показателя поглощения \i0S (здесь ц
. концентрация сажистого углерода, приведенная к нормальным условиям).
Коэффициент Кп при этом находили по формуле Бугера - Бера из значений
степени черноты ес, рассчитанных по формулам D.73)-D.75).
На графике рис. 4.24 приведена зависимость относительного коэффициента
поглощения ф0 = KJ\x0 и ф0 = Кп'/ц0 от величины ]x0S. При этом значении Кп'
определялось по приближенной формуле D.76). При расчете по приближенной
формуле величина ф0 не зависит от значения [i0S, фактически же, как видим,
такая зависимость имеет место.
В широком диапазоне температур (Т= 1600-5-2800 К) и приведенных показа-
телей поглощения [\iQS = 0-5-50 г/м ] В. Г. Лисиенко получено выражение, апп-
роксимирующее зависимость, представленную расчетными точками на
рис. 4.26:
кп=-
0,152ц0
D.79)
При этом интегральная степень черноты слоя сажистых частиц находится по
формуле
= \-e~K"s.
D.80)
Представляет интерес оценка спектральных характеристик сравнительно
плотного слоя сажистых частиц, т.е. слоя, который в наибольшей степени яв-
ляется представительным для светящихся промышленных факелов. Структу-
ра спектральной интенсивности для такого слоя (см. рис. 4.24) свидетельству-
ем. 4.26. Зависимость коэффициента ср0 от приведен-
ного показателя поглощения |яо5 (слой частиц пламе-
ни) для температур, К: / — 1800; 2 — 2000; 3 — 2400;
2800; 5, 6,7,8 — расчет с использованием при-
ближенной формулы D.76) для температур 1800,2000,
2400, 2800 К соответственно
10 20 30 40 50 ,
u(/S, г/м"
71

0,2
Рис. 4.27. Зависимость спектральных степеней чер-
ноты е^ и степени черноты участка спектра излу-
чения от фактической интегральной степени чер-
ноты слоя ес (аморфный углерод): / — ?Л при X =
= 0,6 мкм; 2 — ек при X = 6,0 мкм; 3 — степень
черноты слоя на участке спектра X = 0-^2,58 мкм.
Температура, К: 4 — 2500; 5 — 2300; б — 2000
ет о том, что видимая и ближняя инф-
ракрасная области спектра работают "с
полной отдачей" даже при сравнитель-
но небольших интегральных степенях
черноты. "Незаполнение" профиля кри-
вой функции Планка происходит за счет
более дальней инфракрасной области
спектра. Уже при sc > 0,5 в видимой об-
ласти интенсивность излучения слоя са-
жистых частиц Ел практически равна
интенсивности излучения абсолютно черного тела Eov и она тем ближе к ней,
чем ниже температура. В инфракрасной области (при А, = 6 мкм) лишь при
высоких значениях sc = 0,8-^0,9 величина s^ достигает уровня 0,3-0,4. Степень
черноты участка спектра в диапазоне 0-2,58 мкм растет почти по линейной
зависимости в функции 8 (рис. 4.27).
Из рис. 4.27 видно, что интегральная степень черноты ес слоя сажистых частиц
сравнительно быстро возрастает при увеличении показателя поглощения до \\S =
= 1,5^-2,0 г/м2 [|io?= 10-П5 г/м2], после чего с увеличением цЗрост ес в значитель-
ный степени замедляется. Так как уже при цЯ = = 0,7-Ю,8 г/м2 в области видимых
лучей практически достигается излучение абсолютно черного тела (см. рис. 4.24
и 4.27), то дальнейший рост ес с увеличением [xS происходит за счет "подтягива-
ния" излучения в инфракрасной области спектра.
Эти данные позволили для высокотемпературных светящихся факелов реко-
мендовать указанные насыщающие значения показателей поглощения. Напри-
мер, при толщине слоя 1 м соответствующие необходимые концентрации для
светящихся факелов составляют ц = 1,5^2,0 г/м3 или ц0 = 10-И 5 г/м3.
- Полидисперсность сажистых частиц
Известно, что существует оптимальный по степени черноты слоя размер
сажистых частиц. Он, по данным А. Г. Блоха, составляет около 0,5 мкм. В
промышленных условиях, как уже отмечалось, размеры сажистых частиц ис-
следовались на жидких топливах в котельных установках и на газомазутных
72

факелах в сталеплавильных печах. В целом опыты показывают, что размеры
сажистых частиц в этих пламенах, как правило, значительно более мелкие,
чем указанный оптимальный размер; как правило, наиболее вероятностные
размеры не превышают 0,05-0,1 мкм. Наибольшие частицы в газомазутных
факелах были обнаружены на чистом мазуте вблизи корня факела.
При этом, например, для мартеновских печей спектральные и интегральные
коэффициенты поглощения слоя сажистых частиц отличаются от соответству-
ющих значений для эталонного слоя не более чем на 12-15 %, максимум (ко-
рень мазутного факела) — примерно на 20 %.
Было предложено учитывать влияние полидисперсности сажистых частиц
на интегральные радиационные характеристики через коэффициент полидис-
персности кпол, который может быть введен в качестве сомножителя в форму-
лу D.79) для интегрального коэффициента поглощения
*с = КпоА- D-81)
(здесь К — интегральный коэффициент поглощения для реального слоя по-
лидисперсных сажистых частиц, 1/м). Для мазутного факела, таким образом,
к = 1,12-1,2.
пол '
Рассеяние лучистой энергии, вызываемое рассматриваемым полидисперс-
ным слоем сажистых частиц факела, оказывается также довольно небольшим.
Для мазутного факела, имеющего наиболее крупные частицы, даже в видимой
области спектра критерии Шустера Sc не превышают значений 0,05-0,15.
Интегрирование же по длинам волн дает долю рассеяния не более 3-5 %.
- Изменение концентрации сажистых частиц по длине факела
Характеристики излучения по длине светящегося факела описываются до-
статочно сложно. Степень черноты такого факела зависит от концентрации и
размеров сажистых частиц [см. формулу D.74)], в свою очередь, концентра-
ция и размеры частиц зависят от многих факторов, таких как вид топлива,
коэффициент расхода воздуха, время пребывания частиц в пламени, темпера-
турный уровень процесса. При описании процесса выгорания сажистых час-
тиц приходится учитывать время пребывания частиц в факеле, и это уже при-
знак проявления кинетических особенностей выделения и выгорания сажис-
тых частиц.
После определения в работах В. Г. Лисиенко степеней черноты по длине вы-
сокотемпературных мазутного и газомазутного факелов стало понятно, какие
резкие градиенты изменения концентрации сажистых частиц возможны по дли-
не факела: так, в первой половине светящегося факела степень черноты дости-
гает значений, близких к предельным е, = 0,8-Я),9, а в конце факела она резко
уменьшается и приближается к степени черноты продуктов полного сгорания,
73

включающих в основном лишь газообразные излучающие компоненты СО2 и
Н2О. Тем не менее, для расчетов теплообмена необходимы уже количествен-
ные, хотя бы и очень приближенные, данные по изменению концентрации са-
жистых частиц по длине факела.
В обзоре о существующих представлений о механизме образования сажис-
тых частиц пламени и их последующем окислении делается вывод об еще не-
достаточной изученности и понимании этих процессов. Так, согласно Дж. М.
Кхану и Г. А. Гривесу, скорость образования сажистых частиц пламени S, мо-
жет быть представлена в виде:
D-82)
где Ф — эквивалентное отношение; Р — парциальное давление топлива; R
— газовая постоянная; Т— температура; Е,С нп — эмпирические коэффици-
енты.
Скорость окисления сажистых частиц пламени W, согласно У. Нигле, опре-
деляется соотношением
D.83)
где Wc — скорость окисления, г/(см2-с); у = A + К/КВРО )"'; Ро — парциаль-
ное давление кислорода.
Коэффициенты КА, Кг, Кв и Kt в этих формулах определяются уравнениями
вида
Кх = Aexp(-EJRT), D.84)
гдех = A, z, В, t; АхиЕх — эмпирические константы;R = 8,314 Дж/(моль-К) —
универсальная газовая постоянная.
В первом приближении как в лабораторных опытах, так и в промышленных
печах удельная скорость выгорания сажи W [г/(см -с)] может быть описана
уравнением
^)O2 D.85)
где R — газовая постоянная, Дж/(моль-К); Ро — парциальное давление кис-
лорода, МН/м2; А, В — постоянные коэффициенты.
Так, для условий выгорания сажистых частиц в высокотемпературном факе-
ле мартеновской печи получены следующие значения коэффициентов Л = 44,3;
В = 125,7 Дж/моль.
74

При обработке данных был использован средний диаметр частиц сажи на
оси факела, принималось допущение о прямолинейности движения частиц и
равномерности обгорания частиц без уменьшения их числа. Время пребыва-
ния частиц сажи в факеле описывалось по формуле В. Г. Лисиенко (см. D.90)).
Сложность представленных соотношений для образования и выгорания са-
жистых частиц пламени и неопределенность ряда констант, входящих в рас-
четные формулы, вынуждают обратиться к обработке имеющихся экспери-
ментальных данных, чтобы с их помощью уточнить количественные данные.
Так как процесс выгорания сажистых частиц в факеле развивается в диффу-
зионно-кинетической области, то в качестве параметра, влияющего на этот
процесс, должно рассматриваться время пребывания частичек сажи в факеле,
влияние которого на выделение сажистых частиц и необходимо было оценить
количественно. Обширные данные по концентрации и выгоранию сажистых
частиц в факеле различных углеводородных топлив были получены Между-
народным комитетом по исследованию радиации факела в Эймейдене. В. Г.
Лисиенко получил формулу для изменения концентрации сажистых частиц на
оси пламени, обобщающую эти данные:
цОт/ат = Дтпр-О,О12) + Я, D.86)
где цОт — массовая концентрация сажистых частиц на оси факела, г/м (при
нормальных условиях); хп — время пребывания сажистых частиц в факеле
(по оси струи), с; ат — постоянная величина, зависящая от вида топлива.
Коэффициенты А и В в формуле D.86) равны:
А = 27,6[@,91/amU5) - 1]; D.87)
В = 0,3 = const — при a >0,63; D.88)
В = 1,44 - 1,83аи — при ат < 0,63. D.89)
Оценка в первом приближении времени пребывания частиц на оси факела с
использованием закономерностей аэродинамики струй дает значение време-
ни пребывания в пределах расстояния от среза сопла:
тпр « 2,43S,Afe] , D.90)
где Ст — концентрация топлива на оси струи, кг/кг; Ен — фактор неравноп-
лотности струи при расчете х , в первом приближении 3 » 3 (см. формулу
D.17)).
Величина Ст связана с коэффициентом расхода воздуха на оси факела ат.
для газового факела
75

C0/Cm=\+amL0Qp, D 91)
для газомазутного факела горелок высокого давления
Со _ a
Ст gpgY
где Lo" и LQr — теоретически необходимый для полного горения мазута и газа,
соответственно, расход воздуха при а = 1,0 м3/кг (м3/м3) (при нормальных ус-
ловиях);
g = GIG;g = G/G;g(nap) = G /G ; D.93)
*p p м' °г г м' °p пар м' v •"
G , G , Gr и Gna — массовый расход распылителя, мазута, газа и пара, кг/с.
Подставляя значение тп в формулу D.86), получаем
тп
ii«L = 27,6|^^-l||2,43HH(l + amL0epJ^-0,012| + 5. D.94)
°т L»™ Л W0 J
Очевидно, используя формулу D.94), мы можем судить о характере измене-
ния концентрации сажистых частиц в функции ат, а также оценивать некото-
рые факторы, влияющие на ход кривых изменения цт. Такими факторами яв-
ляются масштаб горелочного устройства Do и скоростные характеристики го-
релки wQ, а также вид топлива LQd и температурный режим процесса (пара-
метр Нн).
При приближении аш к единице (поверхность стехиометрических концент-
раций топлива) величина Л в формуле D.86) приближается к нулю и даже ста-
новится отрицательной — с ростом времени пребывания в этой области прак-
тически почти полностью исчезают сажистые частицы. Это иллюстрирует гра-
фик, изображенный на рис. 4.28, на который нанесены рассчитанные по фор-
муле D.94) относительные концентрации сажистых частиц вдоль оси струи.
Кривые 1 и 3 соответствуют сжиганию топлива с помощью газомазутных
горелок, кривая 2 соответствует режиму реформации природного газа. Необ-
ходимые для расчета величины получили при помощи табл. 4.5. В случае про-
мышленных факелов (кривые 1 и 2 при am-»l сажа почти полностью исчезает.
При резком уменьшении размера выходного сечения горелки кривая изме-
нения концентрации сажистых частиц идет более полого, но при схт->1 все
равно намечается тенденция к более быстрому уменьшению этой концентра-
ции. Таким образом, в условиях стендовых опытов (при относительно малых
значениях DQ) время пребывания относительно мало, вследствие чего возмо-
жен вынос сажистых частиц за пределы зоны стехиометрических концентра-
ций и растягивание светящейся части пламени.
76

Рис. 4.28. Зависимость относительной концентрации
сажистых частиц по оси факела Р-„Крт)а ,0А (отнесен-
ной к концентрации \im при ат = 0,4) от коэффициента
расхода воздуха вдоль оси факела ат: 1 —Do = 0,05 м,
w = 300 м/с, Е = 2, L09p = 15,4; 2 — ?>„ = 0,6 м, w0 =
= 100 м/с, Н = 1,109 = 2,0; J — Do = 0,01 м, w0 = 300 м/
с,Н = 2,10е =15,4
На основании этого рассмотрения при
огневом моделировании светящихся факе-
лов необходимо ввести следующее усло-
вие подобия:
Ц„/(|-О«„,-0.4
1,0
L = idem = 1,
D.95)
0,2 -
где/, = тм /тн —стехиометрическоечис-
ло (критерий) подобия, представляющее
относительное время пребывания газов в
пределах зоны стехиометрических концентраций (отнесенное к времени пре-
бывания для натуры), которое может быть определено по формуле D.90) при
С =С .
т сх
Опыты в Эймейдене были проведены в стендовых условиях, температура
факела не превышала 1600-1700 °С. Необходимо оценить, какие изменения в
ходе процесса выделения и выгорания сажистых частиц возникают в высоко-
температурных агрегатах и печах, в которых температура факела достигает
1800-2000 °С. В этом направлении были проведены многочисленные опыты.
В результате было показано, что при высоких температурах факела ход кри-
вых изменения концентрации сажистых частиц по длине факела несколько
круче, чем при более низких температурах. Однако, по данным исследований
Б. С. Балабанова и В. Г. Лисиенко, коэффициенты в формуле D.86) при этом
отличаются не очень намного. Так, для газомазутного факела мартеновских
печей получили значения:
В = 0,6 при ат < 0,5;
В = 1,5 - 2,5ат при ат > 0,5
D.96)
При высокой доле мазута в смеси с природным газом (80 %) коэффициент at
в формуле D.86) получен равным ат = 1,38.
77

Зная величину \хОт, можно приближенно перейти к усредненной по сечению
концентрации ц0:
Правомерность такой связи подкреплена опытами на промышленных факе-
лах В. Г. Лисиенко и Б. С. Балабанова.
Формулы D.86)^D.89) справедливы для тех участков факела, на которых
а > 0,4. Для близлежащих к выходному сечению горелки участков факела
изменение концентрации сажистых частиц по длине печи рекомендуется на-
ходить из следующих соображений.
Для мазутного факела интегральный коэффициент поглощения в зоне наи-
большей светимости факела (очевидно, при ат < 0,4)
Кс * 2,38 1/м.
Сравнивая это значение Кс с формулами D.19) и D.83), получаем:
D.98)
(к„„ -0,321M-
где ц0 — усредненная по сечению концентрация сажистых частиц, г/м (при
нормальных условиях); S — длина луча (диаметр поперечного сечения факе-
ла), м.
При половинном угле раскрытия факела р72 =14° (для нестесненного факе-
ла) можно в расчетах по формуле принять
S = 0,5x + Du. D.99)
Полное описание изменения концентрации сажистых частиц по длине факе-
ла можно осуществить, таким образом, с помощью двух формул: до значения
ат < 0,4 по формуле D.98), а при ат > 0,4 по формуле D.86). При этом для
изменения аи по длине факела в условиях рабочего пространства печи авто-
ром рекомендуется та же формула D.35), что и для аг, но в которой коэффици-
ент р = тп находится путем подстановки вместо х значения / , рассчитанного
или заданного. Естественно, при этом подставляется ат = 1. Для не очень стес-
ненного факела можно использовать формулу D.90). Коэффициент а в фор-
муле D.86) находится путем "стыковки" формул D.86) и D.98) при ат = 0,4.
При этом переход от усредненного значения ц0 к \хОт осуществляем по форму-
ле D.97).
Для светящихся факелов природного газа (самокарбюрация в толстой струе
или реформация) величины ц0 при ат « 0,4 могут быть оценены по значению
78

6. в пределах е. = 0,3+0,5 (меньшая величина при самокарбюрации, большая
— при реформации).
Величина ц0 (г/м3) при этом определяется по формуле В. Г. Лисиенко:
-8г . з
Но =—? ]? \Г ' DЛ0°)
где ег — степень черноты слоя, получаемая вследствие излучения газообраз-
ных продуктов сгорания.
Для высокотемпературных факелов природного газа величина коэффициен-
та полидисперсности частиц сажи кпол « 1.
Формула D.100) справедлива в диапазоне температур слоя Т= 1600-2800 К
и концентрации ц0 = 0+50 г/м (при нормальных условиях).
В ряде случаев, стремясь упростить расчетные зависимости, прибегали к
различным аппроксимациям кривой изменения концентрации сажистых час-
тиц по длине факела. Так, в работах, проведенных под руководством В. Г. Ли-
сиенко, рекомендовалось использовать полученную экспериментально кри-
вую изменения степени черноты светящегося факела по длине печи и приме-
нять правило "сдвига". Оно заключается в сдвиге экспериментальной кривой
е =/(х) вправо или влево по длине рабочего пространства печи (по оси х) на
величину отклонения заданной длины пути подсоса от номинальной, соответ-
ствующей первоначально полученной кривой е (см. рис. 4.13, в). Так, радиа-
ционные характеристики факела приближенно связывались с его длиной.
В. Г. Лисиенко и В. Б. Кутьиным было показано, что для высокотемператур-
ного газомазутного факела недожог в виде сажи #3с по длине факела уменьшает-
ся значительно быстрее, чем общий недожог топлива qv Так, для мазутного фа-
кела предложено выражение
<73с = 0,35<732. DЛ01)
В. Г. Лисиенко также было предложено связывать интегральный коэффици-
ент поглощения сажистых частиц Кс с коэффициентом подсоса аг, и тем са-
мым описывать изменение степени черноты и коэффициента Кс по длине фа-
кела [см. уравнение D.35) для аг]. В частности, для мартеновских печей най-
ден был вид связи:
*= [A,4/^-1,28]. D.102)
79

Для отражательных печей была принята более упрощенная, линейная зави-
симость Кс от аг:
Кс = Ке°A,0-аг), D.ЮЗ)
где К ° — коэффициент поглощения сажистыми частицами, соответствующий
началу факела (при параметре аг, близком к нулю). На основе эксперимен-
тальных данных было принято Кс = 0,425 м'\
В случае факела жидкого топлива определенную роль в формировании ра-
диационных характеристик должны играть и процессы, происходящие непос-
редственно в капле распыленного топлива. Как было показано выше (см. фор-
мулу D.45)), "время жизни" капель и длины пути их выгорания достаточно
ощутимы и в частности это "время жизни" капель топлива определяют вели-
чины X, d и т . Следовательно, от этих величин зависит развитие процессов
пиролиза в капле жидкого топлива, например, мазута с выделением сажистого
углерода, роль которого при организации факела исключительно велика. Если
сажистый углерод не выделится, факел будет малоэффективным, бесцветным;
если сажистого углерода выделится в достаточном количестве, факел будет
эффективным, приближаясь по степени черноты к абсолютно черному телу.
Во всяком случае, степень черноты мазутного факела, равная 0,8, вполне дос-
тижима. Можно ожидать, что способность топлива к образованию коксового
остатка при горении капли является важным фактором, определяющим ради-
ационные характеристики мазутного факела.
Естественно, что очень маленькие капельки мазута, попавшие в атмосферу
высокой температуры рабочего пространства, быстро испарятся и сгорят, при
этом, по всей вероятности, сажистый углерод не выделится, потому что про-
цесс распада с выделением такого углерода протекает во времени.
Таким образом, можно предположить, что существует какой-то оптималь-
ный размер капли, ниже которого сажистого углерода выделяется слишком
мало, а выше которого слишком много, т.е. уже появится химическая неполно-
та горения.
По-видимому, эффективность факела в зависимости от диаметра капельки
будет изображаться функцией с явно выраженным максимумом. Поэтому мож-
но полагать, что форсунка должна обеспечивать такое распыливание, при ко-
тором получаются капли оптимального размера (рис. 4.29).
В истории развития форсуночных устройств был период, когда полагали,
что для тонкости распыливания топлива не существует пределов и чем мельче
капли, тем лучше. Более верно положение, что нужно стремиться получать
капли оптимального размера dKOnT.
Представляет интерес хотя бы ориентировочная оценка диаметра капли, со-
ответствующего максимальной эффективности факела. Исследования пока-
80

Рис. 4.29. Возможная зависимость радиации
факела q от диаметра капли d^. 1 — тяжелое
топливо; 2 — легкое топливо
зывают, что промышленные форсунки высокого давления современных печей
дают капли среднемассовым диаметром 200-300 мкм. При этом в случае сжи-
гания тяжелых высоковязких мазутов обеспечивается достаточная степень
черноты и светимость факела. Однако можно полагать, что при сжигании лег-
ких топлив оптимальная величина диаметра капли будет сдвинута в сторону
больших размеров (см. рис. 4.29), и потребуется организация более крупного
распыливания. Это предположение находится в соответствии с формулой D.45):
для того чтобы при уменьшении величины тк время горения капли не умень-
шалось, необходимо увеличивать диаметр капли dK.
На практике получение мазутного факела с наибольшей светимостью мож-
но достичь рациональным перераспределением распылителя между самой
форсункой и боковыми соплами (поддувом), причем боковые сопла уже не
оказывают влияния на размер капли, а влияют на перемешивание и служат
для укорачивания факела и повышения его настильности.
- Пылевые частицы
При рассмотрении радиационных свойств частиц пыли приходится, как пра-
вило, учитывать как поглощающие, так и рассеивающие свойства слоя этих
частиц. При этом основной характеристикой, учитывающей влияние электро-
магнитных свойств вещества пылевых частиц на их поглощающую и рассеи-
вающую способность, является комплексный показатель преломления веще-
ства, обычно записываемый в виде
m = n-ix, D.104)
где п — показатель преломления, % — показатель поглощения.
Оптические константы вещества п и %, в свою очередь, находятся в зависи-
мости от его электромагнитных свойств, определяемых диэлектрической про-
ницаемостью к и электропроводностью а:
я2-х2 = к; D-105)
иХ = Bл/со)а, D.Ю6)
81

где со = 2nclX — круговая частота поля; с — скорость распространения света;
А. — длина волны излучения.
Оптические константы п и % зависят не только от рода вещества, но и от
длины волны падающего излучения. С использованием параметров п и х мо-
гут быть на основании электромагнитной теории получены величины спект-
ральных безразмерных коэффициентов: поглощения КХп, рассеяния Кх, ос-
лабления КХо, а также критерия Шустера Sc,, характеризующего долю рассея-
ния в ослаблении потока излучения
Зная коэффициенты КХп и Кх , можно определить значения спектральных ос-
лабляющей <х и поглощательной а, способностей среды
АО А.П ж
D.108)
D.109)
axo=l~exp
Величина КХп и КХр являются при известных комплексных показателях пре-
ломления т функциями показателя дифракции р = nd/X.
Для многих агрегатов и печей оптические свойства пылей, концентрации и
размеры их частиц требуют дальнейшего исследования.
На первых порах можно воспользоваться следующими соображениями.
Уже указывалось, что для относительно мелких частиц (при р < 0,2-^0,4)
влиянием рассеяния можно пренебречь, и тогда, как это было сделано для "эта-
лонного" слоя сажистых частиц, можно рассматривать лишь поглощение из-
лучения на частицах.
Наоборот, для сравнительно крупных частиц (уже при р > 3) отношение меж-
ду рассеянием и поглощением стабилизируется и перестает зависеть от пара-
метра р. При этом можно принимать долю рассеяния 50-60 % от коэффициен-
та полного ослабления КХо = КХп + Кх, т.е. в этом случае критерий Sc^ « 0,5^0,6.
Для таких больших частиц, размеры которых значительно превосходят длину
волны излучения d » X, т.е. при р » 1 суммарный коэффициент ослабления
А^о перестает зависеть как от р, так и от оптических констант вещества, и
асимптотическое значение коэффициента ослабления для всех веществ состав-
ляет
КХ. = КХ+К=2. D.110)
82

Вероятно, этими параметрами для сравнительно крупных частиц и следует
руководствоваться в первом приближении для оценки радиационных свойств
плавильной пыли.
Другим возможным ориентиром может служить полученная А. Г. Блохом
обобщенная зависимость безразмерного спектрального коэффициента ослаб-
ления лучей Кко от параметра дифракции для различных золовых частиц
Для исследованных золовых частиц величина В = 0,08-ь0,25. При этом ин-
тегральная поглощательная способность запыленного потока определяется
формулой
an=l-exp(-KnS^), D.112)
где Кп — интегральный коэффициент поглощения, 1/м.
Величины Кп для различных видов частиц золы
D.113)
где Т— температура слоя, К; ц0 — концентрация пылевых частиц (имеет здесь
размерность г/м при нормальных условиях); d — средний размер частиц
пыли, м.
Теоретические расчеты спектральных и интегральных коэффициентов по-
глощения и рассеяния конкретных технологических пылей могут быть вы-
полнены, если известны значения комплексных показателей преломления m
для различных длин волн. Эти величины могут быть найдены на основании
физических исследований (метод отражения и др.).
Таким образом, основными излучающими компонентами в пламени многих
энерготехнологических агрегатов являются газообразные продукты сгорания,
частицы сажи и пыли. При одновременном присутствии этих компонентов в
факеле спектральные коэффициенты ослабления, поглощения и рассеяния
находятся путем суммирования соответствующих спектральных коэффици-
ентов этих сред. Например, суммарный спектральный коэффициент поглоще-
ния КХп может быть найден по формуле
К* = К/ + К' + К", D.114)
^п Хп кп Хп '
где индексы "г", "с" и "п" относятся, соответственно, к газообразным продук-
там сгорания, частицам сажи и пыли.
83

В рамках серой модели такое же суммирование может применяться, но уже
для интегральных значений соответствующих коэффициентов, т.е. в этом слу-
чае для суммарного коэффициента поглощения получаем
к; + кпп,
D.115)
1.1.4. Положение факела относительно
тепловоспринимающей поверхности и кладки
В практике работы энерготехнологических агрегатов и печей в зависимости
от особенностей технологии, температурного уровня процесса, требований к
стойкости футеровки, вида топлива может применяться факел с различным
положением зон горения относительно тепловоспринимающей поверхности
(нагреваемого материала) и кладки. При этом область горения факела не рас-
средоточена равномерно по профилю рабочего пространства печи, а в виде
более или менее очерченной зоны расположена либо вблизи поверхности на-
греваемого материала, либо вблизи поверхности кладки (свода), либо на неко-
тором удалении от поверхности как материала, так и свода. Соответственно
этому можно выделить настильный, сводовый и стержневой факелы. Такая
классификация факелов (по положению зоны горения) очень удобна для зо-
нального и узлового методов расчета, когда требуется задание положения зоны
горения (тепловыделения) по профилю рабочего пространства печи.
При моделировании процессов теплообмена недостаточно представлять ра-
бочее пространство печи равномерно заполненным продуктами сгорания, име-
ющими одинаковую температуру (как часто принимают в упрощенных расче-
тах), а следует выделять зону горения и зону продуктов сгорания.
Применительно к методике зонального рас-
чета указанные три типа положения факела
могут быть охарактеризованы примерной схе-
мой (рис. 4.30).
Если факел настильный (Г), вблизи свода
может располагаться диатермическая среда (в
виде потока воздуха). Для сводового факела
(II) характерно расположение зоны горения
вблизи свода (с высотой ЛЯ,в « 20(Ь-250 мм),
ниже располагаются зоны продуктов сгорания.
Рис. 4.30. Схема взаимного расположения зон (а) и профи-
ли температур газа (б) при различном положении факела
относительно нагреваемого материала (М) и кладки (К)'. З.Г
— зона горения; П.С — зона продуктов сгорания; Д.С —
1300 1500 1700 Г, К диатермическая (прозрачная) среда
84

При стержневом факеле {III) зона горения сверху и снизу окружена зонами
продуктов сгорания. Одним из частных случаев работы печей является полное
рассредоточение горения по профилю рабочего пространства (IV).
Рассмотренные положения факела относительно нагреваемого материала и
кладки характеризуются определенным распределением температур газа
(рис. 4.30, б). В данном примере их построение выполнено с использованием
данных ВНИИМТ. При этом для настильного и сводового факела имеет место
эксцентриситет температурного максимума: максимум температуры газов рас-
полагается вблизи соответствующей поверхности. А для стержневого факела
характерно расположение максимума температур газов примерно на равном
расстоянии от материала и свода. Более полному рассредоточению горения
(IV, рис. 4.30, а) соответствует модельное равномерное распределение темпе-
ратуры газа. В некоторых случаях при сравнении теплоотдачи от факелов при
их различном расположении решается смешанная задача теплообмена, при
этом температура газов в модели принимается на основании эксперименталь-
ных данных (рис. 4.30, б).
При построении зональных моделей различных печей учитывается положе-
ние факела относительно тепловоспринимающей поверхности и кладки. При
оконтуривании зоны горения исходят из визуальных наблюдений, результатов
кино- и фотосъемки факелов, воздушного моделирования.
1.1.5. Скоростные и другие аэродинамические характеристики факела
От скорости распространения струи и потока газа зависит направленность
факела, его расположение в рабочем пространстве печи, интенсивность цир-
куляции, относительная и абсолютная величина теплоотдачи конвекцией. В
литературе приводятся весьма различные данные по относительной доле теп-
лоотдачи конвекцией для различных печей, и это определяется прежде всего
аэродинамическими факторами, характером движения газовых потоков. Кро-
ме продольной составляющей скорости потока, необходимо учитывать и тан-
генциальную составляющую (для закрученных потоков), кратность циркуля-
ции и другие величины.
Тем не менее известно, что коэффициент теплоотдачи конвекцией для тур-
булентного режима движения газов пропорционален величине скорости дви-
жения газов ак ~ w °'8. Эксперименты показывают, что величина коэффициен-
та теплоотдачи конвекцией от факела существенно изменяется по его длине,
достигая наибольших значений в начале факела. При направлении факела под
углом к плоскости нагрева теплоотдача конвекцией увеличивается приблизи-
тельно пропорционально квадрату синуса угла атаки струи газа Ра
* в = дйп% D-116)
85

где qK — тепловой поток конвекцией при угле атаки (За = 90°.
При направлении факела под углом к плоскости плотность теплового потока
оказывается в 2,4-2,6 раза больше, чем при движении факела параллельно
плоскости.
Учитывая эти факторы и другие имеющиеся экспериментальные данные, в
зональных расчетах для настильных факелов, направленных под углом к по-
верхности ванны, было рекомендовано принимать неравномерное распреде-
ление коэффициентов теплоотдачи конвекцией по длине факела, нормируя эту
величину с помощью коэффициента Кти :
а =К а , D.П7)
КОН К.О
где а — величина теплоотдачи конвекцией для условий осесимметричного
потока в канале, ако « 20,9 Вт/(м2-К). При этом для зон в начале факела реко-
мендовано значение К = 3, в его середине К = 1,67 и в конце факела К = 1.
КОН А КОН КОИ
Для проведения зональных расчетов требуется описание картины движения
газов в рабочем пространстве печи, количественное определение массообме-
на, циркуляции и т.д. На помощь в ряде случаев может прийти физическое
моделирование движения газа. При этом в добавление к обычно используе-
мым критериям подобия, следует соблюдать дополнительные условия:
/c!>Q = idem; D.118)
Агф = idem; D.119)
При воздушном моделировании, если на модели используются равноплотнос-
тные потоки, то Аг = со и Р= со. Поэтому достаточно удовлетворительные ре-
зультаты исследования аэродинамики газов могут быть получены лишь для тех
натурных условий, для которых значения Аг и Р (Р,) достаточно большие и не
оказывают заметного влияния на подсос и аэродинамику факела. Оценку влия-
ния действия подъемных сил на факел можно провести, пользуясь формулами
D.13) или D.26) и сравнивая величины IJDQ и lc*/D0. Если величина IJDQ не
намного отличается от la /Do (вероятно, не более чем на 20 %), то можно счи-
тать действие подъемных сил на факел сравнительно небольшим. В соответ-
ствии с формулой D.13), действие подъемных сил на факел может быть также
оценено по формуле (при известном значении IJDO для натуры):
в
Если 5ф < 0,2 {IJD^j, то действие подъемных сил на факел следует считать
небольшим.
86

При холодном моделировании, как следует из формул D.16) и D.17), боль-
шое внимание также должно уделяться следующему условию подобия (по кри-
терию неравноплотности факела):
E = idem. D.121)
При больших значениях Агф для натуры и при S, близком к единице, данные
воздушного моделирования могут дать достаточно удовлетворительные резуль-
таты. Однако если, например, величина S для натуры намного больше едини-
цы, что часто имеет место при сжигании высококалорийного топлива, то дан-
ные воздушного моделирования могут дать искаженный результат. При воз-
душном моделировании аэродинамики газов печей, оборудованных газовыми
горелками или мазутными форсунками когда для натуры Ен = 2+3 (см. табл. 4.5),
а для модели Зм = 1, могут быть гипертрофированы зоны циркуляции, стехио-
метрическая длина факела модели оказывается значительно меньше, чем на
натуре из-за чрезмерно большого подсоса в струю факела на модели. В этом
случае нужно подбирать модельную среду струи факела или воздушного по-
тока, обеспечивающую условие Н = idem. В крайнем случае, лучше пойти на
нарушение геометрического подобия и увеличивать диаметр выходного сече-
ния горелки (пропорционально отношению Ен/Ем) по отношению к общему
масштабу модели.
В настоящее время, при использовании динамического зонально-узлового
метода моделирования (ДЗУ-метод) появилась возможность оценивать аэро-
динамические характеристики факела расчетным путем синхронно с расчета-
ми теплообмена.
Для высокотемпературных плавильных печей признанной аэродинамичес-
кой характеристикой факела принято считать удельный импульс или средне-
массовую скорость истечения всех компонентов, участвующих в организации
факела (топливо, распылитель, интенсификаторы, воздух для горения). На-
пример, величиной, характеризующей достаточно удовлетворительную орга-
низацию аэродинамики настильного факела может служить величина средне-
массовой скорости w = 65-70 м/с и до 80 м/с.
Для газовых и мазутных факелов достаточные значения среднемассовых
скоростей сред обеспечиваются выбором выходных сечений горелок и форсу-
нок и скоростей истечения газа и мазутно-газовой смеси, подачей интенсифи-
катора (см. рис. 4.10 и 4.13), а для мазутных факелов — также и обеспечением
достаточного количества (удельного расхода) распылителя.
Например, в исследовании В. Я. Дзюзера, Н. И. Кокарева, В. Б. Кутьина и
др. было отмечено, что применение чрезмерно большого диаметра газового
сопла горелки стекловаренной печи (Z>0 = 35^5 мм) ухудшало настильность
факела. Кроме того, вследствие плохого перемешивания топлива с воздухом,
87

чрезмерного увеличения длины факела (см. формула D.16)) происходило силь-
ное сажевыделение, снижающее температуру факела, и ухудшалась стойкость
противоположной стены печи. Было рекомендовано для устранения этих не-
достатков применение сопел с меньшим диаметром выходного сечения Do =
= 25-30 мм, а также одновременное применение интенсификатора — комп-
рессорного воздуха, с его подачей через кольцевую щель горелки (см. рис. 4.10).
Для улучшения аэродинамических характеристик факела стекловаренной
печи подчеркивалась также необходимость направления воздуха из регенера-
торов печи под некоторым оптимальным углом атаки к поверхности ванны.
Это обеспечивает и улучшение процессов перемешивания топлива с возду-
хом.
Кроме продольной составляющей скорости, для горелок с завихрителями
используется такая характеристика, как степень закручивания, равная отно-
шению тангенциальной составляющей скорости к продольной составляющей.
Степень циркуляции обозначает отношение массы циркулирующего газа к
массе потока. Например, для циркуляционных нагревательных печей эта ве-
личина может составлять 8-10.
1.1.6. Экологические характеристики факела
Основными показателями экологических характеристик факела являются ве-
личины общих и вредных выбросов с продуктами сгорания топлив. В агрега-
тах и печах величины выбросов определяются, с одной стороны, спецификой
работы этих печей, и с другой, — характеристиками развития факела в рабо-
чем пространстве печи.
Удельная величина вредных выбросов тесно связана с удельным расходом
топлива и тепловым КПД печей, и определяется формулами В. Г. Лисиенко:
Е. = v№J(\QHPWa = VAF. = УЛ, D-122)
где Ев — удельная величина вредных выбросов, кг/т; AqT — удельный полез-
ный расход теплоты кДж/т; г\ — тепловой КПД печи; О р — низшая рабочая
т н
теплота сгорания топлива, кДж/м или кДж/кг; \)/в — концентрация вредных
выбросов в продуктах сгорания, кг/м3; br = AqJ(r\rQj) — удельный расход топ-
лива, м3/т или кг/м3; ит = Ъ V — удельная величина общих выбросов, мэ/т.
Основными вредными выбросами с продуктами сгорания природного газа
являются оксиды азота и оксид углерода, а при отоплении мазутом — еще и
оксиды серы. В плавильных печах, при отоплении котельных установок твер-
дым топливом выделяется также значительное количество пылевых частиц.
Естественно, что характер образования вышеуказанных выбросов различен,
их образование обусловлено различными механизмами, и в каждом случае для
88

определенных выбросов и условий величина \|/ определяется своими законо
мерностями.
В современных условиях при наличии вредных выбросов в атмосферу при
меняется исчисление экономического ущерба окружающей природной сред<
и требуется плата предприятиями за загрязнение этой среды.
Современные методики определения величины ущерба окружающей средь
и платы предприятиями за загрязнение среды предполагают исчисление вели-
чины вредных выбросов в абсолютных величинах (в т) в течение квартала,
года. Величина таких выбросов в соответствии с формулой D.122) равна
М. = Ев.Р. • 103 т/квартал (год), D.123)
где Р. — квартальное или годовое производство продукции, т/квартал (год);
индекс i соответствует г'-му компоненту выбросов. При определении экономи-
ческого ущерба и платы предприятиями за загрязнение окружающей среды
используется приведенная масса выбросов М , равная произведению факти-
ческой массы М. на коэффициент относительной агрессивности, или опаснос-
ти выброса А:
М =А.М. D.124)
Величины А часто оцениваются как значения, обратно пропорциональные
предельно допустимым концентрациям г-го компонента (ПДК), обычно сред-
несуточным, и применяются либо в таком абсолютном виде, либо в относи-
тельных величинах А ' (относительно агрессивности оксида углерода, прини-
маемой за единицу).
В табл. 4.8 приведены значения экологических показателей для ряда вред-
ных веществ как по российским, так и по зарубежным нормативам.
Отметим, что из приведенных в табл. 4.8 газообразных веществ наибольшей
относительной токсичностью обладают оксиды азота. При этом можно заме-
тить, что экологические нормативы на оксиды азота в России были существенно
жестче, чем по мировым стандартам, но сейчас эти нормативы сближаются.
На втором по относительной агрессивности месте из приведенных газов нахо-
дится диоксид серы, причем для оксидов серы российские и мировые нормы
практически совпадают.
При реальной оценке экономического ущерба (в рублях) Y назначается цена
одной тонны приведенной (условной) массы выбросов С, приведенные массы
/-компонентов суммируются, т.е.
Г. . D.125)
89

Т а б л и ц а 4.1
Экологические характеристики ряда веществ, характерных для выбросов
с продуктами сгорания стекловаренных печей
Вещество
Оксид углерода (СО)
Диоксид азота (NO2)
Оксид азота (NO)
Диоксид серы (SO2)
Двуокись кремния (m>uib)(SiO2)
Оксид магния (пыль) (MgO)
Пыль (взвешенные частицы -
аэрозоль)
Свинец
Россия
ПДК*1, мг/м3
средне-
суточная
3
0,04
0,06
0,05
0,05
0,05
0,15
0,0007
макси-
МоЛЬНаИ
разовая
20
0,085
0,4
0,5
0,15
0,4
0,5
—
0,33
25
16,6
20
20
20
6,6
—
A'i
1
41,I*2
22
83,2
15,1*3
—
—
Зарубежные нормы
нормы ПДК, мг/м3 *4
мировой
стандарт
10-20
0,03
0,05-0,125
—
—
0,03-0,05 *5
0,0005
Евро-
пейское
содру-
жество
—
0,04-0,2
0,04-
0,06
—
—
0,08
—
ИПА
США
10
0,10
—
—
0,15
—
*' По ГН 21.6.695-98. Предельно допустимые концентрации (ПДК) загрязняющих веществ в
атмосферном воздухе населенных мест. *2 В пересчете на NO2. *3 Для оксидов ряда элементов
(Na, Mg, К, Са, Fe, Sn, Mo, W, Bi). *4 По данным Всемирной организации здоровья (World
Health Organization — WHO) предусматриваются часовые, суточные и годовые нормативы,
нормативы для экосистем и даже для растений (директива 1996 г.) В табл. 4.8 проведена
ориентировка на суточные нормативы. *5 Пыль РМ10 — токсичная мелкая пыль с размером
частиц менее 10 мкм (по рекомендациям WHO).
В 1986 г. по рекомендациям величина С = 2,4 руб./у.т. После середины 90-х
годов по нормативам, например, Правительства Свердловской области для ста-
ционарных источников С = 1155 руб./у.т. при выбросах в пределах допусти-
мых загрязнений (ПДВ), С = 5755 руб./у.т. в пределах установленных лимитов
(ВСВ) и С = 28875 руб./у.т. при превышении установленных лимитов. Как ви-
дим, в последнее время установлена прогрессивная шкала платы за вредные
выбросы, резко увеличивающейся при превышении установленных лимитов.
В последнее время в западных странах и уже в России получает распростра-
нение метод оценки риска от эмиссии вредных выбросов, и уже разрабатыва-
ются методики оценки экологического ущерба с учетом этого риска, включая,
например, учет стоимости жизни и др. критериев здоровья.
Отметим, что для вышеприведенных расчетов анализ дымовых газов прово-
дится обычно в основания дымовых труб печей, где дымовые газы уже, как
правило, существенно разбавляются подсасываемым по дымовому тракту воз-
духом. Поэтому концентрации вредных компонентов здесь уже могут быть
существенно меньше, чем непосредственно на выходе продуктов сгорания из
рабочего пространства печей. Во всех случаях для оценки величины вредных
90

выбросов требуется тщательное определение не только величины \|/в, но и зна-
чений выхода продуктов сгорания V , как это следует из формулы D.122).
Как уже отмечалось, вследствие различных механизмов образования раз-
личных выбросов, условия по уменьшению их выделения в агрегатах и печах
существенно отличаются. Рассмотрим особенности механизмов образования
в факеле для приведенных в табл. 4.8 веществ и на этой основе некоторые
рекомендации по снижению вредных выбросов.
- Оксиды азота NO
Исходя из имеющегося опыта работы различных теплотехнических агрега-
тов и печей, в 1993 г. был утвержден Госстандарт РФ (ГОСТ 50591-93) на
предельные нормы концентрации N0^ в продуктах сгорания различных теп-
ловых газопотребляющих агрегатов. При этом в качестве нормативных дают-
ся значения концентраций для неразбавленных продуктов сгорания (при ко-
эффициенте расхода воздуха а = 1).
В табл. 4.9 приведены предельные нормы концентрации N0 в продуктах
сгорания природного газа для некоторых энерготехнологических агрегатов.
В табл. 4.10 приведены такие же предельные нормы при стендовых испыта-
ниях газогорелочных устройств (без подогрева воздуха) для некоторых печей
и агрегатов.
Как видим, в рассматриваемых случаях предельные нормы концентрации
N0^ наибольшие для стекловаренных печей, что говорит, с одной стороны, о
Таблица 4.9
Предельные нормы концентрации INOv в продуктах сгорания
для тепловых агрегатов (при а = 1,0)
Топливные агрегаты
Регенеративные ванные
стекловаренные печи
Проходные нагревательные
печи металлургической
промышленности
Котлы паровые ДКВР
Котлы водогрейные ПТМВ
Трубчатые печи:
шатровые — подогрев
продукта 150-400 °С
коробчатые — подогрев
продукта 130-500 °С
Номинальная
тепловая
мощность, МВт
7,0-40,0
7,0-65,0
—
58,2; 116,3;
209
3,0-80,0
10,0-180,0
Газогорелочные
устройства
Дутьевые,
диффузионные
Дутьевые:
"труба в трубе"
и"труба в канале"
Дутьевые,
инжекционные
Дутьевые
Дутьевые
Тоже
Температура
подогрева
воздуха, °С
930-1100
Менее 250
250-350
Без
подогрева
Тоже
То же
Тоже
Примечание. Для трубчатых печей: топливо — нефтезаводские газы, горелки
Предельная норма
концентрации NOX,
мг/м3
2500
590
760
420
390
600
420
газомазутные.
91

Таблица 4,10
Предельные нормы NOv в продуктах сгорания при стендовых испытаниях
горелочных устройств (при а = 1), без подогрева воздуха
Газогорелочные устройства
Горелки для промышленных
печей: дутьевые, общего и
специального назначения
Горелки для котлов,
дутьевые
Диапазон
номинальных
тепловых
мощностей,
МВт
0,3-2,0
0,07-2,0
0,02-2,3
0,1-3,15
Область применения
Стекловаренные печи прямого нагрева
Нагревательные и термические печи
Обжиговые печи
Котлы малой производительности (до
20 т/ч или до 16 МВт)
Предельная
норма
концентрации
NOX, мг/м3
375
205
255
250
том, что в имеющихся стекловаренных печах условия способствуют образова-
нию значительных количеств NO , а с другой — свидетельствуют о существен-
ных резервах по снижению выбросов данного вида.
В разработанных ДАО ОТ "Промгаз" изменениях к ГОСТ 50591 предлага-
ется для вновь разрабатываемых конструкций печей и горелок уменьшить пре-
дельные нормы концентрации NO^ в 1,5-2 раза, например, для регенератив-
ных ванных стекловаренных печей предлагается норма 2000 мг/м3, при стен-
довых испытаниях горелок для стекловаренных печей прямого нагрева —
210 мг/м .
Сложившиеся к настоящему времени модельные представления об образо-
вании N0^ и возможности современных методов моделирования уже позволя-
ют подойти к анализу и прогнозной картине образования N0^ в рамках фа-
кельных процессов с учетом как равновесного состояния, так и динамики про-
цессов. Естественно, при решении этих проблем нужно преодолеть еще нема-
ло трудностей, но имеющиеся модельные трактовки применительно к пламе-
нам и печам высвечивают возможные пути расчетно-теоретического анализа
и прогноза.
Как установлено в современных исследованиях, в углеводородных пламе-
нах возможны три пути образования NO: 1 — быстрое образование ("prompt");
2 — термическое образование и 3 — образование, включая промежуточное
N2O.
Третий путь образования NO возможен лишь при высоких давлениях. "Быс-
трое" NO отсутствует в углеродных пламенах, но имеет место в метановых
пламенах. Для метановых пламен возможно применить простое аддитивное
соотношение для концентрации NO ([NO]):
[NO] = [NO]+[NO]t,
D.126)

где [N0]p — концентрация NO, образующегося быстрым ("prompt") путем;
[NO]t — то же, но термическим путем. В мазутном факеле добавляется еще и
N0, полученное путем непосредственного окисления азота, содержащегося в
топливе.
Механизм образования "быстрого" NO еще недостаточно изучен. Поэтому
часто исследователи сосредотачивают внимание на наиболее изученном тер-
мическом механизме образования N0. Основу термического образования NO
составляет механизм Я. Б. Зельдовича. В соответствии с этим механизмом,
суммарная реакция окисления молекулярного азота N2:
02+ N2 = 2NO-180,6 кДж D.127)
идет по цепному механизму
N; D.128)
N + O2 = NO + O; D.129)
N + OH = NO + H. D.130)
Скорость реакции по D.127):
43000'
5-Ю11 Г 86000]Г XT 64
dx JoT L RT Jl 2 2 3 4 rt
-[NO]2 ,D.131)
где О2, N2, NO — мгновенные концентрации компонентов, моль/л: т — время,
с; Г — температура в зоне реакции, К; в фигурных скобках — разность квад-
ратов равновесной и мгновенной
^f[^] D.132)
концентрации оксида азота.
Переход NO в NO2 начинается при понижении температуры, особенно ниже
650 °С:
2NO + О2 <->¦ 2NO2. D.133)
Анализ показывает, что условиями, способствующими образованию и сохра-
нению оксидов азота, являются высокие температуры, высокие начальные кон-
центрации азота и свободного кислорода в газовой смеси, увеличение времени
пребывания смеси при высокой температуре, быстрое охлаждение смеси.

Рис. 4.31. Зависимость равновесной концентра-
ции окисида азота [NO] при сжигании метано-
воздушной смеси от коэффициента расхода воз-
духа а A) и от температуры Г в топочном объеме
при а= 1,0B)
На рис. 4.31 приведены величины
равновесных концентраций [NO] в
продуктах сгорания метано-воздуш-
ной смеси при различных температу-
рах продуктов сгорания и коэффици-
ентах расхода воздуха.
Из рис. 4.31 видно, что повышение
энтальпии исходной смеси увеличива-
ет температуру продуктов сгорания и,
соответственно, выход оксида азота.
Сжигание горючей смеси с коэффициентом расхода воздуха значительно
большим единицы, а также понижение температуры горения другими спосо-
бами приводит к уменьшению выхода окислов азота.
Однако в реальных теплотехнических агрегатах время пребывания газов, как
правило, в несколько десятков раз меньше времени, необходимого для достиже-
ния равновесной концентрации. Поэтому многие исследователи идут по пути
дальнейшего углубления механизма образования оксида азота, предложенного
Я. Б. Зельдовичем, пытаясь уточнить и исследовать сам механизм реакций и
значения констант, входящих в расчетные формулы, применительно к конкрет-
ным условиям развития факелов.
Если пренебречь расширением механизма Я. Б. Зельдовича (реакция D.130)),
то скорость образования N0 в пламени может быть определена как
1900
2000
2100
2200
4N0]
D.134)
где К] и К х — константы, соответственно, прямой и обратной реакции D.128);
К2 и К 2 — то же, но для уравнения D.129).
Величина [О] может быть получена из соотношения
1/2,
D.135)
[О] = [О2]'%
где Ко — константа диссоциации молекулы кислорода.
Дальнейшая аппроксимация (в пренебрежении обратной реакцией D.128))
приводит к упрощенному выражению для скорости образования NO:
2[0]К.Ш.
D.136)

Многие исследователя оценивали модельные и экспериментальные данные
по NO^ в турбулентных диффузионных пламенах. При этом значения получен-
ных эмпирическим путем констант существенно отличались, например, вели-
чины Kj отличались в 2,7 раза.
Величины
К{ = 1,36-1014ехр(-75400/Л7) см3/(моль-с), D.137)
Ко =^ехр(-599001RT) (^Г. D-138)
у/Т \ СМ3 )
Б. Сорока, В. Каминский и К. Пьяних для определения скорости образова-
ния N0 по термическому механизму рекомендуют функциональное выраже-
ние:
4N0]/Jx ~ F,([O,][N2], [NO])F2(^[O2],[NO],[H2]), D.139)
где Кх — атомная константа для компонента х = О2; Н2; ОН; К. — константы
скорости для реакций D.128)—D.130); F{u F2 — физико-химические функции
образования N0.
Для пламен природного газа в смеси с воздухом представлено уравнение
d[NO]/rfc = AF{b)[02f5\N2][Cn4]Qxp(-E/RT), D.140)
где F(b) — полиномиально-степенная функция для текущего коэффициента
расхода воздуха в смеси с топливом в рассматриваемой точке.
Во всех случаях для расчета образования N0 по термическому механизму
требуется знание полей температур в рабочем пространстве печи и изменение
концентраций компонентов продуктов горения, особенно N2 и О2, и в более
сложных механизмах — N0, Н2 и СН4.
Имеются попытки построить очень сложные модели химической кинетики
образования N0^. при горении метана. В частности, в работе М. В. Бочкова,
Л. А. Ловачева и Б. Н. Четверушкина применительно к изотермической про-
странственно однородной модели учитывалось 196 химических реакций для
32 веществ. В американских программах расчет уже ведется для почти 500
химических реакций.
Все исследователи приходят к выводам, что образование оксидов азота оп-
ределяется уровнем температур в локальном объеме пламени при избыточной
концентрации азота N2 и кислорода О2. В исследованиях также обращается
внимание на необходимость учета пульсационной составляющей температу-
ры. В исследовании Г. В. Воронова обращено внимание на такой фактор уве-
95

личения содержания N0^. при отоплении печей жидким топливом как содер-
жание химически связанных атомов азота в углеводородном топливе. В слу-
чае обогащения воздуха кислородом (например, в погружных факелах) играет
роль снижение содержания молекулярного азота в окислителе.
Мощным фактором подавления оксидов азота является двухстадийное сжи-
гание топлива, приводящее к снижению максимальной температуры горения
и выравниванию температурных полей в рабочем пространстве энерготехно-
логических агрегатов.
Одним из мощных факторов, влияющих на теоретическую температуру го-
рения топлива и на образование оксидов азота в продуктах сгорания, является
температура подогрева воздуха для горения. Многие исследователи обраба-
тывали экспериментальные данные статистическими методами и получали
зависимость выхода оксидов азота в функции температуры подогрева воздуха
Т. Так, весьма типичной является эмпирическая формула, полученная Е. Л.
Медиокритским с коллегами в условиях кузнечной нагревательной печи в ди-
апазоне температур Тв = 100-400 °С, вида
[NOJ = 109,6 - 1,1337; + 0,00454Г2. D.141)
Как видим, весьма типичной является квадратичная зависимость концент-
рации [NOJ от температуры подогрева воздуха.
По данным Д. Зуккера и Т. Лемкюлера зависимость концентрации оксидов
азота в сухих продуктах сгорания с коэффициентом расхода воздуха а = 1 (для
нагревательных и термических печей) может быть представлена в следующем
упрощенном виде:
[NOJ = 2,04-105-ехр[-10600/@,ЗТ + Г + 800)] мг/м3, D.142)
где Гк — средняя температура в рабочем пространстве печи, К; Тв — темпера-
тура воздуха для горения, К.
Расчет по формуле D.141) с экстраполяцией на температуры выше 400 °С
приведен на рис. 4.32.
По кривой / можно наглядно наблюдать некоторые применяемые на практи-
ке положения.
Так подогрев воздуха до 315 °С дает увеличение концентрации оксидов азо-
та в 2,5 раза по сравнению с отсутствием подогрева воздуха. При повышении
температуры подогрева воздуха до 535 °С концентрация NOx возрастает уже в
5 раз.
Интересно, что экстраполяция формулы D.141) на температуры воздуха до
900-1000 °С дает значения содержания оксидов азота около 2500-3000 мг/м3,
что, в частности, соответствует указанным в табл. 4.9 предельным нормам для
96

Рис. 4.32. Зависимость концентрации [NOJ в про-
дуктах сгорания: / — по формуле D.141); 2,3 — по
формуле D.142); 2 — при Г и Т = 1300 °С; 3 — то
же, но 1500 °С
[NOJ,mv7m
200 400 600 800 Г., °С
регенеративных стекловаренных печей и вообще характерно для высокотем-
пературных плавильных печей.
На этом же рис. 4.32 приведены результаты расчетов по формуле D.142) для
температуры Тк = 1573 К (кривая 2) и с экстраполяцией на более высокую
температуру, характерную, например, для стекловаренных печей Тк = 1773 К
(кривая 3). Отметим, что формула D.142) не учитывает роль топливосжигаю-
щего устройства и длины факела в образовании N0^, и она, естественно, мо-
жет применяться при оценочных расчетах.
Одним из эффективных способов подавления образования N0^ в высоко-
температурных печах является также акустическое воздействие на факел. При
этом рекомендуемые частоты акустических колебаний составляют 1,5-2,0 кГц,
требуемая мощность на 1 м объема газов — 0,25-0,3 Вт. Один из механизмов
этого явления связан со сглаживанием температурных пульсаций в факеле и
со снижением пиков наиболее высоких температур пламени.
Имеющиеся модельные представления о механизме образования N0^ позво-
ляют ставить вопрос об исследовании условий формирования NOx при разви-
тии факельных процессов. В этом плане исследования условий образования
N0^ в однородных изотермических слоях являются лишь первым шагом на
пути представлений о реальных условиях формирования N0^ в процессе го-
рения топлива в факеле.
В рамках факельно-зональных расчетов в процессе которых имеется инфор-
мация о подсосе окислителя в факел и степени выгорания топлива и появля-
ются расчетные данные о температуре газовой среды, постановка вопроса об
образовании N0^ вполне правомерна.
Ниже предлагается методика анализа образования NOx в факельных процес-
сах применительно к факельно-зональным постановкам в разработке В. Г. Ли-
сиенко.
При этом модели подсоса окислителя в факел аг и степени выгорания топ-
лива по длине факела к (см. формулы D.35), D.36) и D.31)) позволяют перей-
4. Лисиенко В.Г. и др.
97

ти к оценке концентрации кислорода и азота в продуктах сгорания по длине
факела, требуемые для расчетов в модели образования NO^.:
[О2] = 2(аг-к)рг; D.143)
[N2] = 2 аДД, D.144)
где
; DЛ45)
O2)
Ко — соотношение содержания азота и кислорода в окислителе, для воздуха
Ко = 3,76; для чистого кислорода KQ2 = 0.
Зная температуры газа Г., получаемые в результате зонального расчета, и
концентрации О2 и N2 в продуктах сгорания по формулам типа D.131), D.134)
и D.140) можно определять скорости образования N0 по длине зоны горения
факела.
Накопление МО по длине зоны горения NO^, находится путем интегрирова-
ния (суммирования) скоростей образования NO — [NO]/Jx в каждой /-ой зоне
по времени пребывания газов в зоне Ахп
хпр, D.146)
где
Ах . = AxJw.; D.147)
Лг — протяженность объемной газовой зоны /, wr. — скорость газов в преде-
лах объемной зоны /.
Имеющие данные об изменении температуры газов по длине факела позво-
ляют выдвинуть гипотезу, что укорочение факела стимулирует образование
ЖК При этом увеличивается максимум температуры факела и этот максимум
смещается к началу рабочего пространства печи, что увеличивает время пре-
бывания газов в зоне относительно высоких температур. С укорочением факе-
ла уменьшается и время пребывания газов в зоне относительно низких темпе-
ратур при относительно малых значениях [О2] и [NJ (см. формулу D.90)) и,
наоборот, возрастает время пребывания в зоне высоких температур, так как за
пределами длины подсоса факел размывается, и скорости газов по объему ра-
бочего пространства выравниваются. Интересно, что факторы, отмеченные
как повышающие выход N0 (подогрев воздуха для горения, обогащение воз-
98

духа кислородом), одновременно и способствуют укорочению факелов (см.
п. 1.1.2).
Увеличение светимости факела увеличивает теплоотдачу, что приводит к сни-
жению температуры газов и способствует снижению образования N0 .
В недавнее время появились данные о возможности существенного сниже-
ния содержания оксидов азота при использовании мочевины (в том числе и с
катализаторами), а также при добавке природного газа в отводящие тракты
печей с его последующим дожиганием.
В последнее время удалось существенно продвинуться в модельных пред-
ставлениях об эмиссии оксидов азота в факеле. Это стало возможным благода-
ря сочетанию современных методов определения температурных, концентра-
ционных и скоростных полей в печах (на базе ДЗУ-метода) с современными
представлениями о кинетике процессов горения оксидов азота.
При этом реализуется численная схема, позволяющая объединить проведе-
ние детального гидродинамического и теплового расчета при турбулентном
горении метановоздушных факелов с раздельным вычислением термических
и быстрых оксидов азота в каждом узле расчетной области. Расчет быстрых
оксидов азота предлагается выполнять с помощью специальных таблиц, по-
лученных в результате предварительных вычислений по пакету GRI-Mech,
доступному через Интернет. Эти таблицы представляют собой своего рода
базу данных, охватывающую реальные диапазоны параметров для многих
типов горелочных устройств, которые работают на природном газе и приме-
няются в нагревательных и термических печах.
Задача решается поэтапно в определенной последовательности. Вначале
составляется расчетная схема для системы горелка + камера сгорания или го-
релка + промышленная печь. После этого (на первом этапе) находятся поля
скоростей, температур и концентраций горючего и окислителя из решения
системы уравнений Навье - Стокса для турбулентных течений совместно с
уравнениями конвективного и радиационного переноса и горения при исполь-
зовании хорошо развитых и достаточно эффективных методов. Для описания
кинетики процессов горения применена модель распада вихрей. На втором
этапе по уже найденным полям скоростей, температур и концентраций горю-
чего и окислителя, которые рассматриваются как заданные, вычисляется эмис-
сия быстрых NO в каждой расчетной ячейке. На третьем этапе при тех же
значениях скоростей, температур и концентраций горючего и окислителя оп-
ределяется эмиссия термических NO в каждой расчетной ячейке. На четвер-
том этапе из уравнений переноса при условиях Неймана на всех границах и с
источниками, взятыми как сумма термических и быстрых N0, рассчитывают-
ся концентрации оксидов азота.
При определении эмиссии быстрых оксидов азота каждая элементарная ячей-
ка расчетной области рассматривается как изотермический реактор идеально-
99

го перемешивания, в котором известны начальные концентрации метана, кис-
лорода и азота, а также температура. Предполагается, что в таком реакторе
начальный состав химических реагентом эквивалентен составу, полученному
в результате расчетов, проведенных на нервом этапе. Для этого реактора за-
пускается кинетический пакет GRI-Mech (при отключенном термическом ме-
ханизме) и рассчитывается индекс эмиссии быстрых N0 за время 0,015 с (ин-
декс эмиссии это количество граммов N0 на 1 кг сгоревшего метана). Данное
значение времени выбрано по результатам нескольких серий численных экс-
периментов, часть из которых представлена на рис. 4.33. Из рисунка следует,
что эмиссия (и индекс эмиссии) быстрых оксидов азота практически не меня-
ется со временем на интервале 0,011-0,2 с в диапазоне характерных темпера-
тур 1400-2000 К. Очевидно, быстрые NO образуются скачком за время поряд-
ка 0,001-0,01 с, а по истечении этого времени нарастания их эмиссии не про-
исходит. Поэтому практически не имеет значения, какое время из интервала
0,011-0,2 с выбрать в качестве характерного времени реакции. Величина 0,015 с
выбрана лишь потому, что она однозначно определяет индекс эмиссии быст-
рых оксидов для самого широкого круга параметров, характерных для про-
мышленных горелочных устройств.
Таким образом, индекс эмиссии в каждой ячейке-реакторе является моно-
тонной функцией состава (концентрации основных химических компонентов)
и температуры:
EI=Aa,d,T),
D.148)
где а — коэффициент расхода воздуха; d — отношение концентрации дыма к
концентрации несгоревшей смеси.
Для ускорения последующих расчетов функция D.148) предварительно рас-
считывается в достаточно широком диапазоне изменения переменных (Г =
= 1400-2200 К; а — 0,3-20; d = 0-10) и табулируется. Представляем характер-
ный фрагмент полученной таким образом базы данных, насчитывающей не-
сколько тысяч значений индекса эмиссии (ЕТ):
NO, ppm
100
50
0
/
-—
2000
У
1800
1600
1400
105 КГ1 10 Ш2 КГ1 1
Время от начала реакции, с
Рис. 4.33. Концентрация (эмиссия) оксидов азота в зависи-
мости от времени реакции (т) и температуры (цифры у кри-
10 вых — К) изотермического реактора идеального вытесне-
ния. Расчет проведен на базе механизма GRI-Mech 2.11
100

г, к
1600
1800
1900
2200
2200
а
0,60
0,90
0,90
1,0
1,0
d
5,00
2,00
2,00
0
5,0
EI
0,183
0,6456
0,9561
2,676
1,629
Эмиссия быстрых оксидов в каждой ячейке определяется по уравнению:
дНО18х = EIFCUJdx) [г/с].
D.149)
где индекс эмиссии EI определяется интерполяцией из упомянутой базы дан-
ных по значениям a, of, Г в каждой ячейке в результате расчета на первом эта-
пе.
Эмиссию термических оксидов азота рассчитывали по известному механиз-
му Я. Б. Зельдовича, в соответствии с которым можно записать следующее
выражение для скорости реакции:
SNO/дт = E-10"/(О2)'/2)ехрН3370/Г]х
x{O2-N2F4/3)exp[-21684/7] - [NOJ2}. D.150)
Здесь О2, N2, NO — концентрации избыточного кислорода, азота и оксида
азота, моль/л; х — время реакции, с.
Для рассматриваемого класса горелок и печей влиянием второго члена в
фигурных скобках (квадрат равновесной концентрации NO) можно пренеб-
речь и записать уравнение D.150) в другом виде с единицей измерения кон-
центраций в кг/м3:
l/2-к
BNO/дт = 5,63-10 ехр[-65054/7](О2) N
D.151)
Предлагаемая модель расчета позволяет количественно определить долю
быстрых и термических оксидов для каждого горелочного устройства.
Сравнение расчетных данных с опытными представлено на рис. 4.34. Опы-
ты были проведены с использованием горелочного устройства, дающего и диф-
фузионный факел и установленного в торце футерованной цилиндрической
камеры диаметром 600 мм и длиной 3 м. По основным размерам и конструк-
ции примененная горелка близка к горелке ГНП-4, но в ней организована пря-
моструйная подача газа и воздуха. Диаметр газового сопла равнялся 12,5 мм,
воздушного — 65 мм, расход природного газа составлял 20,4 м3/ч. При подо-
гретом воздухе доля быстрых оксидов азота равнялась лишь 17 % термичес-
ких, тогда как на холодном воздухе быстрые NO составили 50 % термических.
При работе горелки на холодном воздухе выход оксидов азота был всего
~30 ррш. Это можно объяснить сравнительно невысоким уровнем максималь-
101

200
200
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Расстояние вдоль камеры, м
0
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Расстояние вдоль камеры, м
Рис. 4.34. Распределение температуры и концентраций NO вдоль оси факела при температурах подо-
грева воздуха 300 и 843 К (точки — экспериментальные данные)
ных температур A700-1800 К) и сравнительно небольшим (около 2 с) време-
нем пребывания в этом диапазоне температур. В случае горячего воздуха уро-
вень максимальных температур повысился до 1800-2000 К, а время пребыва-
ния составило около 0,5 с. Эмиссия оксидов азота при этом значительно воз-
росла, достигнув 100 ppm. Предлагаемая модель расчета позволяет, таким об-
разом, достаточно четко разделить образующиеся оксиды азота на быстрые и
термические. Это позволяет не ограничиваться только суммарной оценкой
эмиссии оксидов азота, а выявлять путем численных экспериментов возмож-
ности уменьшения выхода NO, образующихся по этим двум механизмам, при-
менительно к разнообразным промышленным условиям.
На рис. 4.35 приведены опытные и расчетные данные о концентрациях NO и
температуре на оси цилиндрической печи, торцы которой теплоизолированы.
Длина печи составляет 6,3 м, диаметр рабочего пространства 3,4 м. Данные,
необходимые для проведения расчетов, заимствованы из известных работ. На
входе в печь установлено очень мощное горелочное устройство для сжигания
природного газа A2 МВт), конструкция которого принципиально напоминает
горелку ГНП-9, но имеет значительно большие размеры. Диаметр воздушного
сопла составляет 550/350 мм; 72 газовых сопла диаметром 6 мм направлены
по нормали к воздушному потоку. Эксперименты проводили при расходах газа
0,254 кг/с и воздуха 4,3 кг/с (параметр крутки 0,58). Скорость воздуха состав-
о.
100
80
40 -
20
0
А
-
О
А
А
1
•
1
1
0
^—
о ~
-
1 1
1 2 3 4 6
Расстояние вдоль оси печи, м
2000
1800
1600
1400
1200
1000
Рис. 4.35. Распределение температуры и концентрации NO вдоль оси факела по расчету (кривые) и
фактическое (условные обозначения)
102

ляла 28 м/с, а его температура 300 К. На рис. 4.35 видно, что высокая темпера-
тура диффузионного факела на оси печи устанавливается практически сразу
за срезом сопла горелки. Это можно объяснить наличием уступа, который ста-
билизирует горение, создавая соответствующую картину течения на входе в
печь. Суммарная концентрация оксидов азота нарастает по оси печи, достигая
максимума, согласно опытным данным, на расстоянии 2-3 м от горелки. По
результатам расчета максимальные значения устанавливаются на расстоянии
3—4 м. Вычисления показали, что на выходе из печи содержание термических
оксидов азота составляет 39 ррт, а быстрых — 14 ррт. Таким образом, рас-
четная усредненная суммарная концентрация N0 на выходе равнялась 53 ррт.
Учитывая, что диапазон опытных значений для данного сечения печи состав-
ляет 50-60 ррт, полученное соответствие между расчетом и экспериментом
можно считать хорошим. Отметим, что большая часть термических оксидов
азота, рассчитанных по механизму Я. Б. Зельдовича, образовывалась в основ-
ном при большей длительности пребывания компонентов продуктов сгорания
(около 4 с) в диапазоне температур 1700-1800 К.
Проведенный анализ приводит к следующим важным выводам.
1. Разработанная модель расчета позволяет прогнозировать с хорошей точ-
ностью C0-50 %) эмиссию оксидов азота как для диффузионных, так и для
гомогенных факелов в широком диапазоне конструктивных и режимных па-
раметров. Предлагаемая методика дает контролируемую точность при вычис-
лении концентрации быстрых оксидов азота, поскольку опирается на широко
апробированный пакет GRI-Mech 2.11 и, следовательно, учитывает весь спектр
химических реакций, входящих в этот пакет. Модель позволяет количествен-
но оценить многие практические методы подавления выбросов оксидов азота.
2. Применение струйно-факельных горелок скоростного нагрева сокращает
на порядок эмиссию оксидов азота по сравнению с туннельными горелками.
В печах струйно-факелыюго нагрева оксиды азота в основном образуются но
быстрому механизму и их эмиссия близка к минимально возможной.
3. В случае крупномасштабных горелок и больших размеров печного про-
странства преобладающую роль играет эмиссия оксидов по термическому
механизму вследствие большого времени пребывания реагентов (в десятки
раз большего, чем в компактных печах).
4. Подогрев воздуха резко увеличивает выход оксидов азота по термическо-
му механизму.
5. При использовании горелочных устройств в неизолированных камерах
сгорания вследствие низких температур содержание оксидов азота невелико.
Однако при работе тех же горелок в аналогичных камерах, но с теплоизоляци-
ей, содержание оксидов азота возрастает в 3-5 раз.
103-

1.2. Особенности сжигания топлива и процессов горения
во вращающихся печах
1.2.1- Особенности сжигания топлива во вращающихся печах
Вращающиеся печи являются мощными генераторами теплоты, параметры
работы которых обеспечивают осуществление технологического процесса
обжига материала, например, применительно к обжигу цементного клинкера.
В наиболее общем виде связь между количеством выделенной в зоне горе-
ния топлива теплоты и производительностью печи вытекает из зависимости
где Q — тепловая мощность вращающейся печи, кВт; q — удельный расход
теплоты на обжиг, кДж/кг клинкера; L — производительность вращающейся
печи, кг клинкера/ч.
Тепловая мощность вращающейся печи — характеристика каждого типо-
размера вращающихся печей. Для диффузионного (факельного) процесса го-
рения топлива, который применяют при обжиге цементного клинкера, вид
сжигаемого топлива оказывает незначительное влияние на тепловую мощность
печей, иными словами ее можно принимать как величину постоянную.
Таким образом, между удельным расходом теплоты печи и ее производи-
тельностью по клинкеру существует прямая зависимость. При этом следует
иметь в виду, что удельный расход теплоты печи q и ее производительность L
являются величинами интегральными и не характеризуют качество процесса
горения топлива и качество полученного клинкера. Использование тепловой
мощности печи достаточно приемлемо, если удельный расход топлива рабо-
тающей печи и ее производительность соответствуют расчетным данным и
подтверждаются практикой работы аналогичных печей, режим эксплуатации
которых хорошо организован.
Оптимальный режим работы печи должен соответствовать возможно мини-
мальному удельному расходу теплоты на обжиг клинкера и максимальной про-
изводительности вращающейся печи по клинкеру, требуемого качества.
На удельный расход теплоты при обжиге влияют такие качественные харак-
теристики горения топлива, как достигаемая температура горения, химичес-
кий и механический недожог топлива. Для ведения экономного режима сжи-
гания топлива следует устанавливать такой режим, который обеспечивал бы
необходимую температуру обжига без химического и механического недожо-
га топлива. Это условие является обязательным для экономного режима сжи-
гания топлива, но все же недостаточным для экономного процесса обжига це-
ментного клинкера определяемого также технологией обжига конкретной сы-
рьевой смеси.
104

Технологические условия образования цементного клинкера в зоне спека-
ния вращающихся печей предъявляют определенные требования к режиму
сжигания топлива. Как известно, зона спекания клинкера совмещается с зо-
ной горения топлива. Иными словами, длина зоны спекания в длинных мощ-
ных печах, как правило, совпадает с длиной топливного факела. Температура
горения топлива должна обеспечивать требуемую температуру обжигаемого
материала, при которой могут завершиться физико-химические процессы об-
разования клинкерных минералов. Следовательно, длина топливного факела
и его температура должны определяться свойствами обжигаемой сырьевой
смеси. Если указанные параметры факела не соответствуют требованиям ре-
жима обжига сырьевой смеси, то даже при достаточно рациональном сжига-
нии топлива будет наблюдаться его перерасход.
В связи с этим неизбежно следует вывод, что наиболее важным условием
процесса обжига клинкера во вращающихся печах является соответствие па-
раметров сжигания топлива параметрам спекания сырьевой смеси. Без вы-
полнения этого условия невозможно любыми другими мерами обеспечить
оптимальный режим сжигания топлива во вращающихся печах. Практичес-
кие меры, которые следует предпринимать для выполнения этого условия,
подробно рассматриваются далее.
Известно, что горение топливного факела в зоне происходит в условиях срав-
нительно низкого потребления теплоты, а футеровка печи и обжигаемый ма-
териал имеют высокую температуру: ниже на 150-200 °С температуры факе-
ла. Средняя температура факела в зоне горения топлива составляет примерно
1600-1700 °С.
Из тепловых балансов зоны горения топлива следует, что при мокром спо-
собе производства с удельным расходом теплоты 6700-6900 кДж/кг клинкера
3—4 % ее расходуется на нагревание материала до температуры спекания и 5-
6 % на восполнение потерь теплоты наружной поверхностью корпуса печи на
участке зоны горения топлива. Прямая отдача теплоты факелом составляет
примерно 8-10 % общего ее количества в зоне горения. Остальная часть теп-
лоты затрачивается на нагревание продуктов горения топлива, покидающих
зону горения топлива, и на потери в окружающую среду. Малая отдача тепло-
ты материалу и высокая температура обеспечивают стабильность процесса
горения.
1.2.2.Особенности процесса горения топлива
При установившемся режиме обжига процесс горения топлива во вращаю-
щихся печах определяется скоростью подвод окислителя к горючим компо-
нентам топлива. При высоких температурах горения топлива химическая ре-
акция не лимитирует скорость процесса горения. Практически полное время
105

сгорания топлива определяется качеством смешивания его с воздухом, т.е. аэро-
динамическими факторами, которые и определяют интенсивность и качество
смесеобразования.
Полнота сгорания топлива также определяется соответствующим коэффи-
циентом избытка воздуха. Практика сжигания различных видов топлива пока-
зывает, что обеспечить горение топлива без химического недожога не удается
при а = 1 даже при высококачественном его смешивании и высокой темпера-
туре горения A600-1700 °С). Поэтому процессы горения топлива всегда осу-
ществляются при некотором избытке воздуха, который и обеспечивает хими-
ческую полноту сгорания топлива. Как правило, при обжиге цементного клин-
кера коэффициент избытка воздуха составляет 1,05-1,15. При сжигании газо-
образного топлива коэффициент избытка воздуха необходимо поддерживать в
пределах 1,05-1,08; для твердого и жидкого топлива — 1,1-1,15.
Увеличение коэффициента избытка воздуха сверх необходимого не улучша-
ет качество сжигания топлива, более того приводит к снижению температуры
горения и увеличению потерь теплоты с отходящими из печи газами.
Максимум температуры в зоне горения при нормальном коэффициенте из-
бытка воздуха соответствует степени сгорания топлива в этой зоне, равной
примерно 0,8.
Механический недожог топлива наблюдается при использовании жидкого и
твердого топлива. Главными причинами его следует считать неоправданно
грубый распыл жидкого топлива или грубое измельчение твердого топлива. В
этих случаях грубораспыленные капли или недостаточно размолотые твердые
частицы топлива не успевают полностью сгорать в зоне горящего факела. В
результате одна часть из них выносится из печи с отходящими газами, а дру-
гая оседает на обжигаемом сырье, где и догорает в условиях недостатка возду-
ха. Последнее также приводит к химическому недожогу топлива.
Особенную опасность представляет та часть несгоревшего топлива, которая
уносится с отходящими газами. Она может оседать на стенках пыльных камер
или проникать в электрофильтр. При проскоках пламени или кратковремен-
ных подсосах воздуха эта часть топлива может возгораться, а иногда даже взры-
ваться.
Для предупреждения чрезмерных отклонений от норм при горении топлива
на каждом заводе должен быть организован периодический, но лучше непре-
рывный контроль за химическим составом отходящих газов в качестве необ-
ходимого условия качественного сжигания топлива, даже при установившем-
ся стабильном режиме горения.
Известно, что на форму и размеры факела влияют вид и калорийность топ-
лива, температуры подогрева окислителя и топлива, содержание кислорода в
воздухе, влажность топлива. Для вращающихся печей, кроме того, важны со-
отношение первичного и вторичного воздуха, их скорости движения, диамет-
106

ры сопел и печи, начальное поле скоростей вторичного потока, начальная тур-
булизация потоков.
На горелочное устройство вращающейся печи поступает от 10 до 25 % орга-
низованного (первичного) воздуха. Условия горения определяются в основ-
ном смешением первичной смеси топлива и воздуха с потоком вторичного
воздуха. Для таких печей весьма важно уметь правильно регулировать длину
факела в условиях переменной тепловой мощности по топливу. Форма и дли-
на факела в условиях ограниченного печного пространства определяет поло-
жение отдельных технологических зон по длине печи, стоимость футеровки
печи и качество обрабатываемого продукта.
Сжигание газового топлива во вращающихся печах может быть осуществ-
лено практически только диффузионным методом. Кинетический метод сжи-
гания при полном предварительном смешении газа с воздухом, как и смешан-
ный, предполагающий частичное предварительное смешение газа с воздухом,
в условиях вращающихся печей практически не используются. Это объясня-
ется необходимостью получения длинного факела для вращающихся печей, у
которых отношение длины рабочего пространства к диаметру составляет 20-
50. Кроме того, вторичный воздух для горения обычно подогрет до высоких
температур за счет использования тепла обрабатываемого продукта (пример-
но 600-800 °С), что также исключает возможность предварительного смеше-
ния.
Во избежание проскока или отрыва пламени от устья горелки скорости ис-
течения топлива из соплового насадка имеют оптимальные значения, которые
зависят от вида топлива. Эмпирически для вращающихся печей установлены
следующие пределы номинальной скорости истечения: для угольной пыли —
60-80, природного газа — 70-250, мазута — 50-65 м/с. При понижении скоро-
сти истечения данного топлива длина факела, как правило, увеличивается. Эту
особенность можно объяснить снижением турбулизации струй и замедлением
их смешения.
Смесь топлива с первичным воздухом взрывоопасна. Пределы взрывоопас-
ности для природного газа — от 4,5-5,0 до 14,0-15,0 %; для мазута — 1-10 %
(масс); для угольной пыли — 0,1-2,0 кг/кг воздуха, причем наиболее опасна
концентрация 0,5 кг/кг воздуха, или 0,65 кг/м .
Во избежание быстрого выхода из строя горелки топливо должно воспламе-
няться на расстоянии 0,5 м от среза сопла для природного газа и 0,25 м — для
угольной пыли. Если есть опасность перегрева продукта в зоне обжига или
спекания, то ось горелки должна точно совпадать с осью печи. Существенны
отклонения оси горелки даже на 2-3°.
На рис. 4.36 показаны схемы трех типов горелочных устройств при сжига-
нии газового топлива с первичным холодным воздухом, которые используют-
ся в практике отопления вращающихся печей. Априори трудно рекомендовать
107

Рис. 4.36. Способы организации диффузионного факела природного газа: а — закручен внешний
поток воздуха; б — закручен внутренний поток газа; в — закрутка потоков отсутствует
лучшую схему для конкретной печи. Необходимо учитывать многие факторы,
и только после тщательного анализа тепловой работы агрегата выбирать наи-
лучшую схему. Важно проследить изменение характеристик факела: его дли-
ны, светимости, настильности, положения максимума температур и других —
при переходе от одной схемы к другой.
Исследования факела и опыт работы показывают, что при переключении от
схемы на рис. 4.36, а к схеме на рис. 4.36, в максимумы тепловыделения и
температур смещаются в глубину туннеля, т.е. удаляются вниз по потоку га-
зов. При этом закрутка газа оказывает гораздо меньшее влияние по сравнению
с таковой воздуха (для природного газа), хотя первая и вторая схемы имеют
место на практике. Конструктивно, а также благодаря наличию запаса потен-
циальной энергии газа, проще организовать закрутку последнего.
Интенсификация процессов смешения газа и воздуха необходима для повы-
шения локальных тепловыделений в единице объема и увеличения темпера-
туры в данной зоне. Она является мощным рычагом управления параметрами
факела.
На практике чаще используется схема изображенная на рис. 4.36, в, дающая
ярко выраженный диффузионный факел, длину которого при заданной мощ-
ности и определенных параметрах печи определяет диаметр газового сопла.
Факел имеет фронт горения в виде относительно тонкого слоя на границе струй
воздуха и газа, по обе стороны от фронта проходят струйные течения и диф-
фузионные процессы.
На рис. 4.37 показаны типичные характеристики факела по длине печи. Ско-
рость горения топлива определяет поле удельной мощности тепловыделения
(кривая 2) и содержание СО2 в продуктах сгорания (кривая 1). Эти данные
необходимы для расчета теплообмена в таких печах по зональным методам.
Контроль за положением максимума скорости горения можно вести по уров-
ню ультрафиолетового излучения. Экспериментально было показано, что ско-
рость выгорания топлива вполне отражает уровень ультрафиолетового излу-
чения (кривая 3), определяемого, главным образом, высвечиванием возбуж-
денных радикалов СНХ.
В печах спекания глиноземсодержащих шихт и цементных печах требуется
удлиненный факел. Дополнительные средства удлинения факела заключают-
108

со2, %
имп/с
1-103
- 10 -
5-102
1 10-L
Рис. 4.37. Характеристики топливного факела по его длине: / — концентрация СО2> %; 2 — скорость
выгорания, пропорциональная изменению концентрации СО2 на единицу длины; 3 — интенсивность
ультрафиолетового излучения, имп/с
ся в ряде искусственных приемов, например, в примешивании части отходя-
щих газов к воздуху или подаче уловленной пыли в факел. Подача пыли, кро-
ме того, увеличивает производительность печей до 15 % и выше. Следует иметь
в виду возможность недожога топлива при чрезмерном удлинении факела.
При скоростной киносъемке газового факела установлено, что факел в хвос-
товой части разорван на клочки-вихри, величина которых соразмерна с диа-
метром факела. При этом пробы газа могут показать содержание кислорода до
6 %. В случае быстрого охлаждения газов в печи скорости реакций горения
замедляются, и уходящие газы могут содержать горючие компоненты при на-
личии свободного кислорода.
Длина факела в условиях ограниченного пространства. Вопросы оценки
длины факела рассмотрены в п. 1.1.2. Течение, возникающее в замкнутом про-
странстве, может быть описано уравнениями Навье-Стокса и непрерывности
—дифференциальными уравнениями в частных производных с условиями дви-
жения, зависящими от времени. При этом вязкость зависит от координаты.
Ввиду сложности математического аппарата, пока практически используются
только физические модели.
Во вращающихся печах условия сжигания топлива отличаются от условий
образования свободного факела в неограниченном объеме. В печах, имеющих
форму длинного цилиндра, дополнительно действуют два фактора: ограниче-
ние в развитии факела со стороны стенок печи и подача первичного и вторич-
ного воздуха с определенной скоростью и температурой, что приводит, с од-
ной стороны, к интенсификации процессов смешения, а с другой, — к растя-
гиванию факела за счет более высокой температуры вторичного воздуха. В
прямоструйных горелках центральная газовая струя движется в спутном ко-
аксиальном потоке первичного воздуха. Обе струи почти затоплены в медлен-
но движущемся потоке вторичного воздуха. На начальном участке газовой
струи доминирует струйная турбулентность, поэтому в начале факел развива-
ется по законам спутных, а затем — затопленных струй. По поводу спутных
109

струй имеются противоречивые мнения при оценке влияния скорости спутно-
го потока воздуха на длину коаксиального факела. По некоторым данным, длина
факела монотонно сокращается при увеличении скорости спутного потока
воздуха, по другим — на длину факела в основном влияет соотношение им-
пульсов потоков воздуха и газа:
m = f = ?l^V D.152)
С ростом т от нуля до 0,4 течение определяется суперпозицией простых
движений: струи газа в спутном потоке первичного воздуха и затопленной
струи первичного в безграничном потоке вторичного воздуха. Максимальная
длина факела получается при т = 1. Приведенные данные подтверждены мно-
гочисленными экспериментами.
В этой связи, исходя из положения, что процессом смешения можно управ-
лять с помощью регулирования параметров только газового потока (диамет-
ром и скоростью), возникает сомнение в необходимости подачи холодного
первичного воздуха для сокращения длины факела. Поступление холодного
воздуха уменьшает использование тепла продукта, возвращаемого с вторич-
ным воздухом, и снижает эффективность процесса в целом. На практике изве-
стны примеры работы вращающихся печей на природном газе без подачи хо-
лодного воздуха. Только необходимость сжигания жидкого топлива (мазута)
оправдывает в какой-то степени подачу холодного воздуха в небольших коли-
чествах (до 10%).
Условия сжигания топлива в ограниченном пространстве должны учиты-
вать диаметр печи, в которой происходит сжигание спутных потоков. При
сжигании природного газа в кварцевых трубах экспериментально получена
формула длины факела в зависимости от основных параметров:
wO.5 ,1,25
. D.153)
где Wt — скорость газа или газовоздушной смеси, м/с; ?>т — внутренний диа-
метр трубы, см; dQ — диаметр газового сопла, мм; ав — коэффициент расхода
воздуха в смеси; / — длина факела, м.
Переходя к одинаковой размерности и считая коэффициент расхода первич-
ной смеси а41 = 0 (диффузионное сжигание газа), имеем длину факела
Формула D.154) может быть использована только для качественной оценки
влияния отдельных параметров на длину факела в цилиндрических каналах.
ПО

Диаметр цилиндра (печи) оказывает воздействие только в определенных соот-
ношениях параметров Dt и d0. Это воздействие может ограничиваться отноше-
нием DJa0 < 17-20. При последующем увеличении диаметра трубы влияние
ограничивающих стенок ослабевает.
Приведенные данные не учитывают параметры подогретого воздуха и усло-
вия его ввода в торце печи.
Длина факела во вращающейся печи. В литературе имеются многочис-
ленные данные о расчете длины топливного факела во вращающихся печах.
Ни один из известных способов расчета не является достаточно надежным.
Опубликованные различные формулы интересны главным образом для оцен-
ки влияния различных исходных параметров на длину факела. Имеет смысл
рассматривать только простые соотношения, опирающиеся на эксперименталь-
ные данные и максимально приближенные к печам определенного типа. Рас-
смотрим данные о длине факела при сжигании во вращающихся печах раз-
личных видов топлива.
Сжигание природного газа. Наиболее известна формула Е.И. Ходорова, со-
гласно которой длина факела для природного газа
D-i55)
где D — внутренний диаметр печи, м; d0 — диаметр газового сопла, м; F02, F.
— соответственно расходы вторичного воздуха и газа; рв2, рг — плотности
вторичного воздуха и газа.
Если разделить конструктивные и режимные параметры, формулу D.155)
можно записать в другом виде:
1.5
D.156)
что качественно совпадает с формулой D.154).
Известно, что для природного газа длина факела определяется из выраже-
ния
4"w"^f <4Л57)
где пг — число горелок на печи; D — диаметр печи, м; В — расход газа, м /с.
Несколько преобразуя формулу D.156), получим измененную зависимость
длины факела:
Ш

,0,75
D , ттг- С4-158)
Как видим, формулы D.156) и D.158) различаются как конструктивными,
так и режимными параметрами, и имеют ограниченное применение. Так, со-
гласно литературным данным, формула Е. И. Ходорова D.155) может исполь-
зоваться с целью оценок длины факела для печей, длина которых 25 < LID <
< 34, а также при подаче вторичного воздуха через холодильник в количестве
от 0,70 до 0,75 общего количества воздуха. В формуле D.157) из этой работы
очень сильно влияние соотношения диаметров печи и газового сопла, что не
всегда имеет место на практике, и не представлено влияние температуры по-
догретого воздуха.
Сжигание угольной пыли и мазута. Сжигание угольной пыли тонкого помо-
ла и мазута представляет определенный интерес для некоторых регионов стра-
ны. Согласно работам X. С. Воробьева, длина факела для угольной пыли
DЛ59)
w. +1 kfn
где w, = vWwnr — соотношение скоростей топлива и продуктов горения в конце
зоны факела; к = 0,04, кг/(м2-с);/— удельная поверхность пыли, м2/кг.
Для мазутного факела при тех же обозначениях
/ф = l,87D^-i + 0,45wnr. D.160)
w» +1
Длина факела для мазута может определяется только диаметром соплового
насадка d0:
I. = 5,3dn(L . + 1)(у /у ).
ф ' 0v min 'y l м ' пг-'
Процитируем еще одну формулу для расчета длины пылеугольного факела:
3,21
^ + ZmJ + 3,862f—1
3
D.161)
^^4 d
где к = ^—1 ; М = В + L.g-М = L7g- a = 2,1
M/y + M/Y' р 1ё" ' 2ё2'
4
Mp{D-d0
112

Здесь у — плотность смеси угольной пыли и первичного воздуха, кг/м ; у
'р
з
— плотность продуктов сгорания в конце факела, кг/м ; В — расход топлива,
кг/ч.
Формула D.161) слишком громоздка и сложна в практических расчетах. Фи-
зическую сущность влияния конструктивных и режимных параметров на дли-
ну факела анализировать весьма сложно.
Анализ вышеприведенных формул по определению длины факела во вра-
щающихся печах для различных видов топлива показывает, что у исследова-
телей и практиков отсутствует единый подход к этому вопросу. По-видимому,
целесообразно расчетные формулы по определению длины факела обобщить
отдельно для проектантов и эксплуатационников: проектанты должны опре-
делять размеры топливоподающей системы (d0) в зависимости от вида топли-
ва, габаритов и производительности печей и характера технологического про-
цесса, а эксплуатационники должны уметь управлять длиной факела путем
изменения режимных параметров в условиях переменной производительнос-
ти печи и технологических требований производства.
Мазутный факел в печах спекания. Наиболее мощные печи спекания нефе-
линовой шихты размером 185x5 м имеют тепловую мощность 120 МВт. Про-
изводительность печи лимитируется зоной сушки наливаемой пульпы. Для
интенсификации сушки тепловую мощность стремятся максимально увели-
чить. В то же время в зоне спекания, совмещенной с зоной факела, теплопот-
ребление шихты снижено. Оно ограничено довольно узким температурным
интервалом спекания и тем, что процессы спекания протекают с некоторым
выделением тепла. Кроме того, процессы спекания требуют значительного
времени, длительность которого определяется главным образом процессом
диффузии оксида кальция в твердой и жидкой фазах. Сказанное объясняет
стремление удлинить зону факела и тем самым снизить его температуру, а
время спекания увеличить. Несмотря на подачу в факел значительного коли-
чества оборотной пыли и растянутость мазутного факела до 20 м, желательно
еще удлинить его. Основные меры по удлинению мазутного факела следую-
щие: использование прямоточной механической форсунки с минимальной на-
чальной турбулизацией мазута и воздуха; минимизация угла раскрытия струи;
распыление мазута на возможно более крупные капли; использование в каче-
стве распылителя водяного пара; минимизация избытка воздуха, однако без
существенного увеличения недожога топлива в хвосте печи.
В зоне спекания образуются настыли шихты. Для их удаления следует регу-
лировать длину и форму факела. Поэтому сохраняя требование минимизации
начальной турбулизации потоков, необходимо предусматривать закрутку по-
токов и поворот оси факела на время удаления настылей.
113

В печах спекания 185x5 м при подаче в факел до 50 % оборотной пыли и при
распыле мазута механическими форсунками диаметр капель не должен пре-
вышать 1,0-1,5 мм. В противном случае капли оседают на футеровке и в слое
шихты. Футеровка разрушается, а восстановительная среда приводит к усиле-
нию возгонки щелочей и ухудшению вследствие этого работы зоны сушки.
При этом также увеличивается удельный расход топлива.
При распылении топлива на мелкие капли длина факела зависит от смеше-
ния топлива с воздухом. В случае крупных капель длина факела определяется
скоростью их испарения. При наличии достаточно крупных капель на длину
факела и скорость выгорания мазута влияет коксовый остаток.
Из опытных данных известна зависимость текущего диаметра капли мазута
от времени:
где d0 — начальный диаметр, мм; d — диаметр в момент времени t, мм; X —
константа, зависящая от скорости парообразования, мм2/с.
При сжигании легкого жидкого топлива в среде с температурой 700 °С вели-
чина А, равна 1,09 мм /с. С увеличением температуры среды до 900 °С X увели-
чивается до 2,0 мм2/с.
При средней скорости капель w длина пути испарения составляет
L = wd^lX.
и 0
Как видим, длина факела, определяемая временем испарения, пропорцио-
нальна квадрату начального диаметра капель.
Необходимо отметить, что при распылении образуются капли различных
размеров. Распределение частиц по размерам можно описать функцией:
п =
Здесь а и Ъ — опытные константы; аир — опытные показатели степени.
Согласно записанной функции основная масса топлива распыляется при сред-
нем диаметре капли dQ, который соответствует максимуму функции (вероят-
нейшее значение диаметра капли).
Распыленные капли имеют различные скорости, и распределение их по ско-
ростям можно описать аналогичной функцией. Данные по скоростям капель в
факеле вихревой форсунки были опубликованы.
С увеличением зольности и скорости нагрева на поверхности капли образу-
ется "скорлупа" из коксового остатка. При медленном и равномерном нагреве
коксовый остаток образуется в объеме и выгорает сравнительно медленно.
В литературе отмечается каталитическое влияние соединений металлов на
скорость выгорания мазута. Например, присадка соединения марганца в нич-
114

тожной доле E-10 частей на миллион частей топлива) заметно повышает пол-
ноту горения мазута.
Мазутный факел в прокалочных печах. Многие прокалочные печи отаплива-
ются мазутом. Даже в тех случаях, когда снабжение газом не ограничивается,
технологи придерживаются мнения о целесообразности использования мазу-
та. Прокалочной печи требуется короткий, яркий и регулируемый факел. В
этом случае, хотя использование пара более удобно, для распыливания мазута
желательно использовать воздух. Можно использовать вентиляторный воздух,
более дешевый по сравнению с компрессорным. В области исследования ма-
зутных факелов значительный интерес представляют экспериментальные ра-
боты ВНИИ металлургической теплотехники, проведенные на стенде. Цилин-
дрическая камера сгорания имела внутренний диаметр 575 мм и длину 5,5 м,
стенки были снабжены калориметрами и футерованы.
На скорость выгорания мазута, распыленного в прямоструйной форсунке
паром, влияют следующие условия: качество дробления мазута на капли; ус-
ловия смешения распыленного топлива с воздухом; наличие подвода тепла к
корню факела; теплообмен факела с окружающей средой. Даже весьма тонкое
распиливание мазута может растянуть горение, если плохо организовано сме-
шение потока топлива с воздухом и затруднен теплоподвод к корню факела.
Процессы горения в начале проходят на периферии факела. При смешении
воздуха и топлива горение становится более равномерным по всему сечению.
При коэффициенте избытка воздуха 1,03 значительное количество окиси уг-
лерода наблюдается на расстояниях свыше 15 калибров от среза горелки.
Как и в случае сжигания газа, максимальный нагрев кладки наблюдается в
месте касания факела стенки печи. При закрутке потоков угол раскрытия уве-
личивается и максимум температуры кладки смещается к срезу форсунки.
На рис. 4.38 показано влияние закрутки воздушного потока в опытах с
эмульсионными горелками. Как видим, более интенсивное смешение воздуха
и мазута приводит к сокращению длины факела, что характерно для всех ви-
дов топлива. Увеличение избытка воздуха также укорачивает факел. Увеличе-
ние расхода мазута при прочих равных условиях, наоборот, увеличивает его
длину.
Влияние конструкции форсунок на основные характеристики факела изуча-
лось во многих работах. Проведено сопоставление многих горелочных уст-
ройств. Прямоструйная форсунка высокого давления дает наиболее длинный
факел по сравнению с десятью другими. В случае необходимости качествен-
ного распыла мазута целесообразно использование акустических форсунок,
которые при незначительных затратах энергии позволяют осуществлять мел-
кодисперсное и относительно монодисперсное диспергирование жидкостей.
Использование рециркуляционных мазутных форсунок, у которых испаре-
ние мазута достигается внутри горелочного камня за счет интенсивной цирку-
115

3 L, м
Рис. 4.38. Распределение относительной теплоотдачи по длине экспериментальной камеры при сжи-
гании мазута в условиях: 1 — с закруткой воздушного потока; 2 — без закрутки воздушного потока
ляции продуктов горения, позволяет практически полностью сжигать мазут в
пределах горелочного камня аналогично газовому топливу.
Роль рециркуляции среды в печах. На начальном участке вращающейся печи
важную роль играет рециркуляция топочных газов. Во-первых, за счет этого к
корню факела с продуктами горения подводится дополнительное количество
тепла, обеспечивающее стабилизацию процессов горения. При этом выгора-
ние топлива ускоряется и факел укорачивается. Во-вторых, рециркуляция вно-
сит специфические особенности в конвективный теплообмен.
Исследование рециркуляции среды в цилиндрической камере с потоком вто-
ричного воздуха, показало следующие особенности: стенки камеры ограничи-
вают струю и вызывают рециркуляцию газов; на рециркуляцию влияет огра-
ниченность количества вторичного воздуха.
Энергия вторичного воздуха (его импульс) может использоваться для более
быстрого его смешения с центральной струей. Рис. 4.39, б иллюстрирует об-
разование зоны рециркуляции на входном участке печи. Показанная осесим-
метричная картина течения сильно искажается в действующих печах из-за асим-
метрии начального поля скоростей потока вторичного воздуха даже в случае
малых скоростей этого потока B-3 м/с). Экспериментально показано, что рас-
положение зон рециркуляции существенно изменяется. Структура потока вто-
ричного воздуха зависит от формы и размеров головки печи.
На рис. 4.39, а изображено течение воды в модели печи. Вторичный поток
среды входит в печь с вектором скорости, направленным вниз. Поэтому цент-
ральный поток (модель факела) прижимается к нижней стенке печи. В печи
образуются две устойчивые и асимметричные зоны рециркуляции. Важную
роль играет отношение скоростей первичного и вторичного потоков. Величи-
на wjwm изменялась от 26,5 до 14,1. Она почти не влияет на зону рециркуля-
ции под корнем факела. Но верхняя зона постепенно уменьшается до полного
исчезновения.
При замене в модели воды на воздух картина в целом повторилась. При вы-
соких отношениях скоростей потоков на конце факела образуется кольцевая
зона рециркуляции. По мере уменьшения скорости центральной струи w сна-
116

Рис. 4.39. Образование зон рециркуляции на начальном участке цилиндрической камеры:
а — модель агрегата с осесимметричным полем скоростей вторичного потока; б — поток газа осе-
симметричен, вторичного потока воздуха нет: 1 — центральный поток; 2 — вторичный поток возду-
ха (w,/w2 = 20; ?>п = 9; Re = C,4-8,0)-104)
чала исчезает нижняя часть кольцевой зоны, а затем и верхняя. Остается зона
рециркуляции под корнем факела, у нижней стенки.
Наблюдения на действующих цементных печах подтвердили основные ре-
зультаты модельных опытов, в частности тот важный факт, что факел "садит-
ся" на слой материала. Подтверждено существование асимметричных зон ре-
циркуляции, показанных на рис. 4.39.
В действующих агрегатах около четверти воздуха проходит через горелоч-
ное устройство. Скорость вторичного потока на входе в печь составляет 2-
3 м/с. После посадки факела на слой шихты и нижнюю стенку факел посте-
пенно отклоняется вверх. Он "всплывает" по закону Архимеда в силу мень-
шей плотности среды. Соударению факела с верхней стенкой можно поме-
шать путем повышения скорости центральной струи. При этом верхняя зона
рециркуляции становится буфером между факелом и футеровкой. В случае
мазутного факела асимметрия потока газов проявляется сильнее. Отмечена ус-
тойчивость нижней зоны рециркуляции, в которой газы возвращаются с пози-
ции, близкой к сечению с максимальной температурой газов, к корню факела.
Это способствует стабилизации горения, особенно в случае сжигания мазута.
Смещение факела вниз, к слою шихты, усиливает теплообмен.
1.2.3. Сжигание топлива во вращающихся печах
Основная характеристика топлива - удельная теплота сгорания, в прямой
зависимости от которой и находятся показатели работы печей (рис. 4.40).
Расход топлива на обжиг клинкера определяется многими факторами. Прежде
всего, конструктивными особенностями вращающихся печей. Так, в длинных
вращающихся печах мокрого способа удельный расход теплоты на обжиг клин-
кера составляет 4,1868 A400-1600) кДж/кг клинкера; в печах сухого способа с
конвейерными кальцинаторами примерно 4,1868 (900-1000) кДж/кг, а с цик-
лонными теплообменниками 4,1868 G50-850) кДж/кг.
117

о
35
-Q
ител
g
И
en
X
О
О.
С
ПО
100
90
80
70
1 ^ч
- 2' ^Ч }
><
7
/
\
\ N
\
130^,
120 |
CD
Н
nog
9,
и
то ?
Рис. 4.40. Зависимость относительных показателей ра-
боты печи от удельной теплоты сгорания: 1 — произво-
дительность в нормальном режиме; 2 — расход тепло-
ты нормальном режиме; Г и 2' — аналогичные показа-
тели при форсированном режиме
7000 6000 5000
Удельная теплота сгорания
топлива, х4,1868 кДж/кг
Однако необходимо учитывать также показатели разных видов топлива, на-
пример температуру горения. Теоретическая температура горения угольного
топлива 2240 °С, мазута 2170 °С, природного газа (по СН4) 2043 °С. Природ-
ный газ труднее смешивается с воздухом (вследствие близкой плотности), имеет
при прочных равных условиях более растянутую зону горения и более низ-
кую температуру факела.
Опыт эксплуатации вращающихся печей показывает, что температура факе-
ла природного газа на 100-150 °С ниже температуры факела пылеугольного
топлива. Кроме того, интенсивность изучения газового факела также меньше,
чем угольного топлива. Это приводит к повышению схода топлива и сниже-
нию производительности печи.
Мазут имеет более низкие температуру факела, скорость сгорания и интен-
сивность излучения по сравнению с пылеугольным топливом.
Зарубежные данные по работе вращающихся печей, работающих сезонно на
различных видах топлива, показывают, что наименьший удельный расход обес-
печивается при использовании пылеугольного топлива (табл. 4.11). Удельный
расход мазута выше на 2-9 % по сравнению с углем, а расход природного газа
Таблица 4.11
Удельный расход теплоты на обжиг в зависимости от используемого топлива
Производительность
печи, т/сут.
180
250
380
1500
Расход теплоты при применении
топлива, 4,1868 кДж/кг
уголь
1000
850
900
835
мазут
1050
930
950
850
Производительность
печи, т/сут.
400
810
1600
3500
Расход теплоты при применении
топлива, 4,1868 кДж/кг
мазут
830
900
820
740
природный газ
900
940
850
780
118

3 8-8,5 % выше, чем мазута. Это объясняется тем обстоятельством, что при
сжигании угля, мазута и природного газа выделяются различные объемы про-
rrvKTOB сгорания на определенное количество тепловых единиц. Например, на
4186,8 кДж при сгорании угля выделяется 1,24 м3 продуктов горения, мазута
1531 м3, природного газа — 1,47 м3.
Таким образом, жидкое топливо выделяет примерно на 6 %, а природный
газ на 18,5 % больше продуктов сгорания, чем уголь.
Эти обстоятельства следует учитывать при наладке процессов сжигания топ-
лива. Следует иметь в виду также влияние зольности, влажности, содержания
летучих и тонкости помола на процесс горения твердого топлива.
Для каждого рода топлива должны быть созданы соответствующие условия
его сжигания, чтобы обеспечить полное сгорание горючей части топлива на
определенном участке печи. Для подачи в печь подготовленного топлива вра-
щающиеся печи оборудуются форсуночными устройствами, придающими
факелу необходимое направление и форму.
От характеристики факела зависят длина зоны обжига и ее положение. С
удлинением факела зона обжига также удлиняется и смещается в глубь печи.
Ориентировочно считают, что длина зоны обжига равна половине длины фа-
кела.
Рациональный тип форсунки, место ее установки и условия работы подби-
рают с учетом особенностей обжигаемой сырьевой смеси, конструкции и раз-
меров печи, рода, сорта, состава и структуры топлива. Учитывают также ус-
ловия подготовки форсуночного топлива.
Тонко измельченное твердое топливо в виде аэросмеси подается в печь фор-
сункой. Горение твердого пылевидного топлива происходит в две стадии: вна-
чале сгорают газообразные продукты (летучие), а затем кокс. Твердое топливо
с большим содержанием летучих воспламеняется на очень близком расстоя-
нии от выхода из форсунки и горит растянутым пламенем с относительно низ-
кой температурой в зоне горения. Тощие угли, наоборот, воспламеняются на
значительном расстоянии от форсунки и горят высокотемпературным, корот-
ким, концентрированным пламенем.
Необходимые температура и протяженность зоны горения во вращающихся
печах достигаются сжиганием как смеси в нужной пропорции тощих и газо-
вых углей (или горючих сланцев), так и угля одной марки (или горючего слан-
ца) при соответствующем подборе форсуночного оборудования печи.
Форсунка для сжигания твердого топлива представляет собой цилиндричес-
кую трубу определенного диаметра, через которую подается в печь аэросмесь
(топливо + первичный воздух).
Диаметр форсунки d рассчитывают по заданной скорости выхода аэросмеси
из форсунки и количеству первичного воздуха по формуле
119

D.162)
где V— расход первичного воздуха, и Ic; w — скорость выхода аэросмеси, м/с.
Форсуночные устройства должны быть сконструированы таким образом,
чтобы можно было регулировать количество подаваемого через них топлива и
воздуха, а также перемещать форсунку вдоль печи и изменять угол наклона ее
концевой части к оси печи. Это позволяет изменить тепловую нагрузку печи,
температурную характеристику факела горения, его конфигурацию и место-
расположение. Чтобы избежать односторонней деформации наконечника от
нагрева его слоем выходящего из печи клинкера, необходимо поворачивать
концевую часть форсунки вокруг своей оси.
Предельно допустимая тонкость помола угля характеризуется остатком на
сите № 008 в количестве 16-18 %. Чтобы обеспечить необходимую темпера-
туру горения при повышенной зольности топлива и избежать чрезмерной при-
садки золы к материалу в зоне горения, необходима более высокая тонкость
помола топлива (8-10 % остатка на сите № 008). Этого же следует добиваться
при незначительном содержании летучих в топливе.
Относительное количество первичного воздуха и скорость его на выходе из
форсунки также зависят от содержания летучих веществ и золы в угле. Как
правило, относительное количество первичного воздуха должно составлять
около 1 % на каждый процент летучих веществ в топливе. При сжигании уг-
лей, богатых летучими, и тем более многозольных, для удаления от обреза
форсунки и сокращения длины зоны горения нужно работать с повышенным
количеством первичного воздуха. Скорость его на выходе из форсунки долж-
на составлять 70-120 м/с в зависимости от мощности печи.
Чтобы ускорить воспламенение топлива при сжигании тощих углей, коли-
чество и скорость первичного воздуха должны быть минимальными.
Для вращающихся печей, характеризующихся низким удельным расходом
тепла (с концентраторами шлама, циклонными теплообменниками и решетка-
ми Леполь), особенно важно регулирование соотношения первичного и вто-
ричного воздуха. Объясняется это тем, что из-за меньшего расхода топлива, а,
следовательно, и соответственно меньшего расхода воздуха он больше подо-
гревается в холодильнике. Чтобы не образовывался слишком короткий факел
с очень высокой температурой, для таких печей нужно меньшее относитель-
ное количество первичного воздуха и большая скорость выхода его из фор-
сунки. Последнее достигается путем уменьшения диаметра форсунки.
Один из важнейших факторов, обеспечивающих нормальную работу печи,
— равномерная подача пылевидного топлива. Она бывает часто затруднена
вследствие зависания угля в нижней части форсуночного бункера или проно-
120

са топлива через питательные устройства. Зависание угля предотвращается
эжектором (конусом), устанавливаемым на выходе из бункера в форсунке и
создающим разрежение в угольной течке. Для устранения проносов необхо-
димо поддерживать уровень топлива в бункере в установленных пределах, не
допуская полной его выработки, и содержать питательные устройства в над-
лежащем состоянии (не допускать износа винта шнека или лопастей питателя
сверх допустимого предела). В случае подачи пыли в бункер пневмонасосами
следует устранять избыточное давление в бункере.
Эффективного горения жидкого топлива можно достичь в том случае, если
имеется возможность регулировать тонкость распыления топлива, быстро и
тщательно смешивать его частицы с воздухом в соотношении, достаточном
для полного горения, и создавать необходимые температурные условия в то-
почном пространстве для быстрого подогрева до температуры воспламене-
ния.
Для этой цели используют форсунки с механическим распыливанием. Они
обеспечивают условия горения мазута, близкие к условиям горения твердого
пылевидного топлива. Тонкость распыла топлива, а, следовательно, и длина
факела зависят от давления перед форсункой, диаметра отверстия цилиндри-
ческой части мазутной пробки в форсунке, отношения длины цилиндричес-
кой части пробки к диаметру отверстия, степени закручивания струи и вязко-
сти мазута при определенной степени его подогрева.
Для регулирования производительности форсунок применяют мазутные
пробки с разным диаметром. Степень разбрызгивания мазута и длина факела
зависят от вида распылителя.
До недавнего времени применяли в основном форсунки с игольчатым рас-
пылителем, имеющим винтовые каналы, которые обеспечивают закручивание
струи мазута, подаваемого в печь (рис. 4.41). Степень закручивания струи за-
висит от угла наклона винтового канала к оси распылителя и от скорости дви-
жения топлива.
В последнее время начинают использовать форсунки, топливо в которых
распыляется с помощью распылителя с тангенциальным вводом (рис. 4.42).
Опыт применения форсунок этого типа показал, что они имеют значительные
преимущества перед прежними. Новая форсунка позволяет регулировать угол
распыла в широких пределах и более тонко распылять мазут.
Требуемое распыление мазута достигается при давлении порядка 22-25 атм.
Скорость истечения при этом в зависимости от гидравлического сопротивле-
ния форсунки составляет 50-70 м/с.
Поступающий в форсунку мазут должен быть достаточно подогретым. Хо-
лодный (вязкий) мазут резко ухудшает распыление, а из-за этого не полнос-
тью сгорает, выделяя сажу и снижая температуру факела. Температура подо-
121

1 2 3 о 4 5
Рис. 4.41. Мазутная игольчатая форсунка: / — наконечник; 2 — переход; 3 — игла форсунки; 4 —
шток; 5 — труба
177 ¦
132Г
Ж
Щ
— 78—|
№
18—
7 7 3 4 5 6 7
Рис. 4.42. Мазутная тангенциальная форсунка:
/ вариант: 1 — сопло форсунки; 2 — диффузор; 3 — поршень; 4 — стакан; 5 — головка форсунки; 6
— шток; 7 — регулирующее устройство;
// вариант: 1 — сопло форсунки; 2 — камера завихрения; 3 — головка форсунки;
4 — стакан для поршня; 5 — поршень; 6 — труба 60 мм; 7 — пруток
грева мазута до условной вязкости порядка 6-8 °С должна составлять 80-95 °С
в зависимости от его физических свойств.
Если определить вязкость нагретого мазута невозможно, то мазут марки 60-
80-100 следует нагревать до 95 °С, а марки 20-40 — до 80 °С.
122

Заданную температуру подогрева нужно поддерживать постоянной. Это спо-
собствует полному сжиганию мазута. Длину факела можно регулировать, из-
меняя количество и скорость дутьевого воздуха. Уменьшение количества и
скорости дутьевого воздуха ухудшает смешение воздуха с топливом и удлиня-
ет зону горения.
Количество первичного воздуха должно составлять 25-35 % общего расхода.
Ниже приводится расчет тангенциальных мазутных форсунок.
Диаметр отверстия форсунки Ц) определяют по формуле
D.163)
Производительность форсунки
G = 860QF0 , кг/с, D.164)
V Ум
Давление, создаваемое перед форсункой,
здесь ум — удельный вес мазута, кг/м ; Р — давление мазута перед форсункой,
кГ/см ; Q — коэффициент расхода форсунки, равный в среднем 0,94; Fo —
площадь выходного отверстия, м ; ?, — коэффициент гидравлического сопро-
тивления форсунки @,15-0,18); w — скорость выхода мазута из форсунки, м/с.
Условия сжигания газа в цементообжигательных печах имеют ряд специфи-
ческих особенностей. Нормальный тепловой режим во вращающейся печи
обеспечивает факельное сжигание газа, особенностью которого является раз-
дельная подача воздуха и газа в топочную часть печи, где кроме горения про-
исходит и смешение горючего газа с воздухом.
Цементные заводы применяют в основном два метода сжигания газа:
- при средних давлениях газа у обреза сопла горелки @,05-3 кГ/см ) и высо-
ких условных скоростях B00-400 м/с при 0 °С и 760 мм рт. ст.) истечения газа
из сопла;
- при низких давлениях газа (порядка 0,05 кГ/см2) у обреза сопла горелки и
сравнительно малых скоростях B0-70 м/с при 0 °С и 760 мм рт. ст.) выхода его
из сопла горелок.
Газовая горелка низкого давления представляет собой две концентрично рас-
положенные трубы. Внешняя труба служит для подвода первичного воздуха, а
123

внутренняя — для газа. В газовой, а иногда и в воздушной трубах устанавли-
вают спиралеобразные завихрители. Направление их витков должно быть об-
ратным вращению печи. Если завихритель устанавливают в воздушной трубе,
то направление витков газового завихрителя должно быть противоположным
направлению витков воздушного. Установка завихрителей обеспечивает улуч-
шение контакта газовой смеси с обжигаемым материалом и интенсивность
процесса горения за счет эффективного перемешивания газа с воздухом. Ин-
тенсивное горение и хороший контакт с обжигаемым материалом при уста-
новке завихрителей объясняются тем, что при этом образуется максимально
возможное количество очагов воспламенения за счет соприкосновения факе-
ла с раскаленными поверхностями как футеровки печи, так и обжигаемого
материала.
При сжигании во вращающейся печи газа среднего давления применяют
одноканальные или двухканальные газовые горелки. При одноканальной га-
зовой горелке первичный воздух подается по отдельной трубе. Двухканальная
газовая горелка среднего давления представляет собой конструкцию из двух
концентрично расположенных труб: внешней — для первичного воздуха и
внутренней — для газа.
В отличие от горелок низкого давления горелки среднего давления имеют
значительно меньший диаметр и работают без завихрителей. Интенсивное
смешение газа с воздухом достигается благодаря высокой степени турбулиза-
ции газового потока при высоких скоростях истечения газа из сопла.
Горелки среднего давления имеют преимущества перед горелками низкого
давления. При сжигании газа низкого давления повышенная температура клин-
кера, поступающего из зоны охлаждения печи в холодильник, ухудшает усло-
вия работы подрекуператорной обечайки. Кроме того, из-за близости зоны
воспламенения сильно разогревается и быстро выходит из строя сопло горел-
ки. При сжигании газа среднего давления сопло горелки не обгорает, так как
длина зоны воспламенения остается достаточно большой. В этом случае мож-
но работать без дутьевого вентилятора; весь воздух будет проходить через хо-
лодильник, более полно охлаждая клинкер; будет обеспечено лучшее тепло-
использование и некоторое повышение температуры факела. Благодаря луч-
шему охлаждению холодильники меньше изнашиваются и создаются условия
для повышения производительности печей.
Исследования процесса сжигания природного газ во вращающихся печах,
проведенные Южгипроцементом на пяти цементных заводах (табл. 4.12) по-
казали, что при среднем давлении природного газа выше 0,6 кГ/см и скорос-
тях истечения газа выше 250-300 м/с из одноканальных диффузионных горе-
лок малого диаметра, не имеющих рассекателей и завихрителей, газ вполне
удовлетворительно смешивается с воздухом. В результате этого при значени-
124

Таблица 4.12
Завод
Амвросиевский
Белгородский
Себряковский
Цнепродзержинский
Основные показатели
Тепловая
мощность
печи, тыс.
ккал/ч
43300
46400
45200
21300
20770
47300
48600
41200
39200
46100
42760
42760
43250
17200
19200
16100
Скорость истечения
газа из горелок, м/с*
левой
319
311
308
—
—
400
396
388
282
333
—
—
—
380
400
373
правой
332
339
320
410**
350**
400
363
311
318
352
250**
200**
253**
380
400
373
процесса
СО2
19,69
18,81
17,85
19,6
19,72
21,6
21,8
20,2
19,1
17
23,5
22,3
19,5
19
18,1
15,5
горения
природного газа
во вращающихся печах
Химический состав отходящих газо!
О2
0,21
0,92
2,82
0,38
0,45
0,95
0,95
2,98
2,9
4,7
0,16
1,3
3,1
0,12
0,77
1,3
N2
78,72
80,2
79,35
79,2
79,45
77,65
77,1
76,72
80
78,3
76.1
76,4
77,4
79,27
80,83
83,2
* Приведено к нормальным условиям (температура 0 °С и давление 760 мм рт. ст.).
** При работе на одной центральной горелке.
СО
0,55
0,06
0
0,38
0,26
1,05
0
0,05
0
0
0
0
0
0,48
0,11
0
Н2
0,31
0
0
0,14
0,06
0,5
0,08
0
0
0
0
0
0
0,22
0,06
0
сн4
0,58
0,01
0
0,3
0,06
0,25
0,07
0,05
0
0
0,26
0
0
0,91
0,05
0
0,93
1,03
1,15
0,98
1,01
0,98
1,04
1,15
1,16
1,28
0,98
1,08
1,18
0,91
1,03
1,06
Коэффициент
избытка
воздуха,
ккал/кг
клинкера
190
7
0
125
40
159
16
14
0
0
38
0
0
224
26
0
Потери тепла
вследствие
химического
недожога газа,
%
8,0
0,3
0
4,4
1,6
7,3
0,8
0,8
0
0
2,2
0
0
10,6
1,1
0

ях коэффициента избытка воздуха а > 1,05 химического недожога природного
газа практически почти нет, а при а > 1,1 он полностью отсутствует.
Однако в практике работы цементных заводов на природном газе среднего
давления при горелках малого диаметра и достаточно высоких скоростях вы-
хода газа из них наблюдаются иногда значительный химический недожог газа
и вследствие этого — перерасход топлива. Это объясняется неправильным
режимом сжигания газа. Если при работе вращающихся печей на твердом топ-
ливе длину и положение зоны спекания можно регулировать путем изменения
температуры, количества и скорости подачи первичного воздуха при неизмен-
ном питании пылеугольным топливом и постоянной тяге, то при одноканаль-
ных диффузионных газовых горелках среднего давления эти возможности ог-
раничены. Машинист печи может регулировать зону спекания, только изме-
няя расход газа и тягу, что приводит к изменению тепловой мощности печи, к
ее работе с большим коэффициентом избытка воздуха или к химическому не-
дожогу топлива.
Для регулирования положения и длины зоны горения в каждой печи целесо-
образно устанавливать по две горелки. Несколько изменяя направление каж-
дой из них и давление газа, можно добиться некоторого перемещения зоны
горения.
При работе на горелках низкого давления с завихрителями достигают опти-
мальных размеров и температуры факела в каждом конкретном случае, изме-
няя расстояние завихрителя от устья горелки и угол закручивания (шаг винта
в завихрителе).
Внутренний диаметр газовой трубы горелки определяют по количеству рас-
ходуемого газа и скорости его на выходе из горелки. Эта скорость принимает-
ся равной 40-60 м/с. Внутренний диаметр воздушной трубы горелки опреде-
ляют по количеству первичного воздуха и скорости его на выходе из горелки.
Скорость первичного воздуха рекомендуется рассчитывать на основе зави-
симости, установленной исследованиями НИИЦемента, по которой угол рас-
крытия факела при прочих равных условиях увеличивается с ростом отноше-
ния (рг(Ог )/(рвсов2), где ргий — плотность и скорость газа; рв и сов — то же,
воздуха.
При угле раскрытия факела «25° указанное отношение равно 0,745.
Эту величину и рекомендуется принимать в расчетах горелки. Количество
первичного воздуха, подаваемого через горелку, должно составлять не менее
30 % от общей потребности.
При работе на горелках среднего давления без завихрителей оптимальные
размеры и температура факела для каждого конкретного режима обжига клин-
кера зависят от скорости газа в обрезе горелки. Чем больше скорость выхода
газа из горелки, тем короче факел и выше его температура.
126

Практически установлено, что хорошее перемешивание и полное сжигание
газа при достаточном количестве воздуха достигаются при скорости выхода
газа из горелки в пределах 250-400 м/с. Задаваясь скоростью в указанных пре-
делах, рассчитывают диаметр выходного сопла горелки.
Лабораторией по использованию газа в промышленности Саратовского ин-
ститута Гипрониигаз была разработана и испытана на группе Вольских це-
ментных заводов газовая горелка ГВП среднего давления, позволяющая изме-
нять форму и положение факела в печи (рис. 4.43). Внутри корпуса 1 горелки
вмонтирована направляющая труба 2, в которую входит завихритель 3 с тан-
генциально расположенными лопатками а. Завихритель при помощи рычага 4
может перемещаться по корпусу горелки и создавать при этом различную сте-
пень завихрения газа. Вследствие этого газовая струя и факел выходят из го-
релки под различным углом.
При необходимости создать удлиненный факел завихритель выводят на ну-
левое положение, и тогда газ завихряться не будет (рис. 4.43, внизу). Кроме
I Г аз
Газ
Рис. 4.43. Газовая горелка конструкции Гипрониигаза
Тип горелки
ГВП-01-00
ГВП1-01-00
ГВП2-01-00
ГВПЗ-01-00
ГВП4-01-00
Производительность,
нм'/ч
До 5000
« 5000
«12000
« 2000
«500
Давление
газа в
горелке,
кг/см
От 0,4-3
« 0,4-3
« 0,4-3
« 0,4-3
« 0,4-3
А
В
С
Б
Д
размеры, мм
140
140
219
98
60
В зависи-
мости от
конструк-
ции печи
216
208
232
208
110
ЛАЗ
319
524
319
264
70
70
120
44
20
127

этого, в корпусе горелки на тяге 5 рычага 6 укреплен дроссель 7, который мо-
жет перемещаться вдоль оси горелки и в той или иной степени перекрывать
выходное отверстие горелки коническим наконечником.
При помощи дросселя можно создать различную скорость выхода газа из
горелки при одном и том же расходе газа. Горелки типа ГВП обеспечивают
возможность регулирования положения и формы факела и хорошее смешение
газа с воздухом, о чем свидетельствует почти полное отсутствие недожога в
отходящих газах.
Данные по горелкам для вращающихся печей различного технологического
назначения приведены в разд. 1.5 книги 2.
1.2.4. Топливо для вращающихся печей
Вращающаяся печь, как любая промышленная печь, представляет собой теп-
ловой агрегат, в котором получают тепловую энергию и передают ее материа-
лу, подвергаемому тепловой обработке.
Источником тепловой энергии во вращающихся печах для обжига цемент-
ного клинкера служит топливо, которое сжигается факельным способом внут-
ри рабочего пространства.
Тепловая работа вращающейся печи в большой степени зависит от органи-
зации процессов горения и качества топлива.
Чтобы обеспечить высокую производительность печи, необходимо, наряду,
с обеспечением достаточного количества подводимого тепла создать в печи
необходимые температуры. Если топливо при горении не развивает необходи-
мых для процесса температур, то, какое бы его количество ни сжигали, необ-
ходимых температур в печи невозможно получить.
Также невозможно разогреть печь до высоких температур при, недостаточ-
ной подаче топлива, если даже температура горения его будет очень высокой.
Для получения нужных температур в печи необходимо иметь:
1) достаточно интенсивное питание, печи теплом, которое зависит от коли-
чества сжигаемого топлива и его качества;
2) полное горение топлива с минимальным избытком воздуха;
3) подогрев воздуха, идущего для горения;
4) минимальные потери тепла рабочим пространством печи в окружающую
среду.
Выбор топлива для вращающихся печей производится на основании тепло-
вых и экономических расчетов.
Из всех видов топлива наиболее целесообразным является использование
газообразного топлива. Для вращающихся печей обычно требуется топливо
высокой теплотворности. К газообразному топливу высокой теплотворности
относятся природный и коксовый газы. Выбор этих видов топлива зависит от
условий газоснабжения заводов.
128

Возможным топливом для вращающихся печей является жидкое топливо —
мазут. Этот вид топлива в настоящее время одно из самых дорогих.
Твердые виды топлив используют для сжигания во вращающихся печах толь-
ко в пылевидном состоянии, причем к этим видам топлива предъявляются
особые требования по теплотворности и содержанию летучих веществ. Обычно
пылевидное топливо для вращающихся печей готовят из смеси углей, напри-
мер, из газовых и тощих углей и антрацитов. При наличии мазута или газооб-
разного топлива использование твердого топлива следует считать нецелесо-
образным.
Природный газ и жидкое топливо являются основными видами топлива для
вращающихся печей.
Газообразное топливо имеет преимущества перед твердым топливом и ма-
зутом. Газ сжигается с большей полнотой при малом коэффициенте избытка
воздуха. При газообразном топливе легко осуществляется регулирование про-
цессов горения и автоматизация теплового режима печи.
Дадим краткую характеристику перечисленных выше топлив.
Пылевидное топливо — это топливо, приготовляемое путем дробления, суш-
ки и размола ископаемых углей. Ископаемые угли разделяются на бурые угли,
каменные угли и антрациты. Основными горючими элементами углей явля-
ются углерод и водород. Эти горючие элементы находятся в топливе в виде
сложных химических соединений органического происхождения, включаю-
щих элементы — кислород, азот и серу.
Условно данные соединения горючих составляющих из пяти перечислен-
ных элементов называют горючей массой топлива.
Горючая масса топлива всегда содержит некоторое количество негорючей
примеси (балласта), состоящей из золы и влаги.
Горючая масса вместе с балластом представляет собой рабочее топливо.
Влагу в топливе делят на свободную, легко удаляющуюся при сушке на воз-
духе в течение двух-трех дней, и гигроскопическую, удаляемую только искус-
ственной сушкой топлива при температуре 105 °С.
Из твердого топлива при нагреве до 850 °С без доступа воздуха выделяются
летучие вещества, представляющие собой смесь газов разложения топлива и
паров конденсирующихся веществ. Содержание летучих веществ в топливе
— важная характеристика, определяющая воспламеняемость, реакционную
способность топлива, длину факела и другие свойства, которые необходимо
учитывать при сжигании топлива.
Чем больше выход летучих, тем ниже температура воспламенения топлива
и больше объем пламени.
После выделения летучих остается твердая часть топлива, называемая кок-
сом, в виде сплавленных плотных кусков, непрочно слипшихся кусков или
порошка.
5. Лисиенко В.Г. и др. **'

Таблица 4.13
Состав некоторых ископаемых твердых топлив (по данным ВТИ)
Наименование
месторождения
Кузнецкий бассейн:
Ленинское
»
Аралическое
Подмосковный
бассейн
Иркутская область:
Черемховское
Урал:
Челябинское
Буланашское
Д
Г
т
Б
Д
Б
Г
Влага, %
vf
10,0
8,5
7,0
32,5
12,0
17,0
11,0
Зола, %
Ас
5,5
11,0
16,0
35,0
17,0
32,0
24,0
Состав горючей массы, %
Sor
0,5
0,7
0,7
5,9
1,4
2,1
1,3
Сг
79 0
83,0
89,0
67,0
78,0
7?0
80 5
Нг
55
5,8
4,1
5ft
5,7
5?
55
Nr
74
2,7
2,0
1 3
1,6
1,7
1 5
Ог
176
7,8
4,2
7ПК
13,3
19,0
11 7
Лг
40
39
10
45
45
43
40
Теплотворность
QHr, ккал/кг
6300
6390
6320
2540
5330
3620
5110
При сжигании углей, богатых летучими, образуется растянутое горящее пла-
мя, воспламеняющееся на очень близком расстоянии от выхода топлива из
горелки. Угли, бедные летучими, воспламеняются на значительном расстоя-
нии от горелки и горят концентрированным пламенем. Обычно летучие сгора-
ют раньше кокса. Наиболее благоприятные условия образования горящего
факела во вращающихся печах дает топливо с содержанием летучих 20-25 %.
Характеристика некоторых ископаемых твердых топлив приведена в табл. 4.13.
Для приготовления угольной пыли топливо предварительно дробят на куски
размером 150-200 мм. При большой влажности топливо сушат в специальных
сушильных устройствах.
На рис. 4.44 показана индивидуальная схема пылеприготовления в шаровой
мельнице с пылевым бункером.
Уголь размалывают в мельницах различного типа. Тип мельницы выбирают
в зависимости от вида топлива, коэффициента размолоспособности, содержа-
ния летучих в топливе.
Рис. 4.44. Схема подачи угольной пыли к печам: / — бун-
кер дробленого угля; 2 — питатель угля; 3 — шаровая
мельница; 4 — сепаратор; 5 — циклон; 6 — бункер пыли;
7 — питатель (шнековый); 8 —вентилятор; 9 — печь; 10
— холодильник печи (подогреватель воздуха)
130

Для размола каменных углей и антрацита применяют шаровые барабанные
мельницы. Для бурых углей применяют быстроходные мельницы.
Крупность угольного порошка (тонкость помола) характеризуют остатками
на ситах с ячейками 90 или 200 мкм. При расчетах мельничных устройств
тонкость пыли определяется остатками на сите 90 мкм.
В зависимости от вида топлива тонкость пыли характеризуется следующи-
ми показателями (полный остаток на сите 90 мкм):
Антрацит 6-7
Подмосковный 30-40
Челябинский 30—55
Кузнецкий каменный уголь 11-20
Необходимая тонкость пыли определяется главным образом реакционной
способностью топлива, характеризуемой в основном выходом летучих и эко-
номичностью процессов горения топлива. Чем больше содержание летучих в
топливе и меньше его зольность, тем грубее может быть пыль.
Смесь топливной пыли с воздухом взрывоопасна. Наиболее взрывоопасна
пыль тонкого помола с содержанием летучих выше 20 %, при концентрации
ее в воздухе в пределах 0,3-0,6 кг/м3.
Коксовый газ представляет собой продукт сухой перегонки при коксовании
углей. Для получения кокса угли подвергают термохимической переработке
путем нагревания в особых печах (коксовых батареях) без доступа воздуха
при температуре 900-1000 °С. Газ коксовых печей, как побочный продукт, —
ценное топливо для вращающихся печей, имеющее высокую теплотворность
15000-17000 кДж/нм3.
Средний состав коксового газа следующий в %: Н2 = 57,0; СН4 = 23,0;
СтНп = 2,0; СО = 7,0; СО2 =2,0; N2=7,5; H2S = 0,5; О2 = 1,0; средняя теплотвор-
ность Онс = 16750 кДж/нм3.
Природный газ — это смесь углеводородов, но в отличие от нефти природ-
ный газ может содержать лишь до 65 % углерода по массе: содержание водо-
рода — переменно. Содержание серы, как правило, невелико, а доля азота
может быть гораздо выше, достигая 15 %.
Запасы природного газа оцениваются в 300-500 трлн. м3. Наибольшие запа-
сы имеются в России, Ираке, Саудовской Аравии, Алжире, Ливии, Нигерии,
Венесуэле, Мексике, США, Канаде, Австралии, Великобритании, Норвегии,
Голландии.
В России находится более 40 % мировых запасов природного газа (более 160
трлн. м ). Наиболее крупные месторождения в Уренгое, Заполярье. Ежегодно
в России добывалось более 650 млрд. м3 природного газа, что составляет бо-
лее 80 % газа, добываемого в СНГ, и около четверти мировой добычи однако в
последнее время 5 крупнейших месторождений газа в Западной Сибири суще-
5* 131

ственно снизили добычу в связи с этим добыча газа снизилась до 580 и затем
до 520 млрд. м3 в год. Перспективными для увеличения добычи газа считают-
ся районы европейского Севера, в том числе район шельфовой зоны Баренце-
ва моря.
В последнее время все большее внимание уделяется запасам метана в морс-
ких гидратосодержащих отложениях. Освоение этих запасов позволит полу-
чить дополнительный источник добычи природного газа, особенно в этом за-
интересованные страны, которые не имеют обычных источников природного
газа, в частности, Япония. К 1997 г. разведанные запасы газогидратов у побе-
режья Японии (на удалении 20-150 км от берега и на глубине 600-2500 м)
содержат не менее 6 трлн. м3 метана, что делает эту ресурсную базу достаточ-
но благоприятной для добычи газа. По данным академика И. С. Грамберга,
крупнейшая газоносная провинция находится у берегов России на дне Север-
ного Ледовитого океана, примыкая к Баренцеву морю; с запасами около 20-
30 млрд. т у.т., и разведанными запасами газа около 8 трлн. м3. В России в
настоящее время в основном используются природные газы месторождений,
расположенных в Тюменской области (табл. 4.14).
Жидкое топливо используется для печей в виде мазута. Он получается как
остаточный продукт после перегонки нефти. Мазут является ценным топли-
вом для вращающихся печей, удобным для перевозки и хранения.
Мазуты очень мало содержат балласта. Содержание золы 0,1-0,3 %, нор-
мальное содержание влаги 1,0-4,0 %. Теплотворность рабочего топлива со-
ставляет 9240-9850 ккал/кг. Состав в % горючей массы мазута в среднем
Различные сорта мазута классифицируют по маркам в зависимости от вязко-
сти, температур вспышки и застывания (табл. 4.15).
Крекинг-мазуты являются наиболее тяжелыми (удельный вес 1,00-1,06), они
содержат взвешенные не растворимые в бензоле науглероженные частицы (кар-
боиды), поэтому представляют, по существу, коллоидальное топливо.
Малосернистый мазут 87,8 10,7 0,8 0,7
Многосернистый 84,5 11,5 0,5 3,5
Перед сжиганием в печах мазут разогревают, а также подвергают фильтра-
ции. Разогрев его необходим для снижения вязкости при транспортировании
по мазутопроводам к печи и для улучшения процессов сжигания с помощью
форсунок.
При неблагоприятных условиях перевозки, слива и хранения содержание
балласта в мазуте значительно увеличивается. Влажность может достигать W9 =
= 5-10 % и выше и количество механических примесей (песка, глины) — 2,5 %.
Поэтому при сжигании мазутов уделяют большее внимание его подготовке
(подогреву, отстою, фильтрации). В зависимости от содержания в мазуте серы
132

Таблица 4.14
Республика (край),
область
месторождение
Тюменская область:
Березовское
Чуэльское
Демянское
Игримское
Ленинское
Пахромское
Арктическое
Губкинское
Заполярное
Комсомольское
Медвежье
Тазовское
Уренгойское
Пунгинское (К)
Состав и некоторые свойства природных
Состав сухого газа, % (объемн.)
СН4
88,8-94,8
95,5
83,0
94,0
98,0
93,0
98,0
98,5
98,5
97,5
99,0
99,0
98,0
86,0
С2Н6
0,1-0,8
0,8
0,5
1,0
0,6
1,0
0,1
0,1
0,1
0,2
0,1
0,1
0,1
2,0
с3н8
0,05-0,2
0,4
—
0,5
0,3
0,3
—
—
—
—
—
—
—
0,5
С4Н,о
0-0,05
0,08
—
0,5
0,2
—
—
—
—
—
—
—
—
0,5
С3Н12
—
—
—
0,4
—
—
—
—
—
—
—
0,5
СО2
0,6-1,0
0,22
2,5
—
—
0,7
0,1
0,1
0,2
0,3
0,1
0,2
0,3
8,5
N2 + редкие
металлы
10,45-3,15
3,0
14,0
4,0
0,5
5,0
1,8
1,3
1,2
2,0
0,8
0,7
1,6
2,0
газов
Плотность
рос, кг/м'
0 784-0,757
0,750
0,828
0,763
0,744
0,765
0,731
0,729
0,729
0,736
0,726
0,727
0,733
0,877
Низшая
теплота
сгорания 0Й',
МДж/м'
31,92-34,71
35,18
30,05
35,36
36,58
34,22
35,17
35,38
35,38
35,05
35,53
35,53
35,17
33,86
Теоретический
объем воздуха
L\ m3/i/
8,482-9,221
9,345
7,985
9,389
9,715
9,092
9,346
9,394
9,394
9,315
9,441
9,441
9,346
8,985
Объем
продуктов
сгорания
при а = 1,0,
К°
9,621-10,377
10,505
9,117
10,558
10,889
10,497
10,497
10,546
10,546
10,467
10,594
10,594
10,497
10,163

Таблица 4.15
Характеристика
п_
Условная вязкость при 80 °С, °С
Температура застывания, °С
Температура вспышки в
открытом тигле, °С
Удельный вес, т/м3:
при 0 °С
при 100°С
Коэффициент теплопроводности,
ккал/(м-ч-°С)
при 70 °С
Теплоемкость, ккал/(кг-°С)
мазутов по
маркам
Марки мазута
20
2,5-5,0
+5
80
0,961
0,905
40
5,0-8,0
+10
100
0,992
0,938
60
8,0-11,0
+15
ПО
1,010
0,962
0,112
45-0,49
80
11,0-13,0
+20
120
1,058
0,018
100
13,0-15,5
+25
125
0,962
0,900
его разделяют на малосернистый SPo6iu < 0,5 %, сернистый Spo6ui = 0,5-1 % и
высокосернистый Sp =1-3,5 %.
В табл. 4.16 приведены данные по составу некоторых жидких топлив.
Состав и теплотворность жидких топлив
Таблица 4.16
Наименование топлив
Мазут:
20
40
60
» 80 и 100
Мазут сернистый:
10
20
40
Смолы (генераторные)
Соляровое масло
Бензин
Сг
87,2
87,4
87,6
87,6
85,2
85,0
85,0
72-90
86,5
85,0
Нг
11,7
11,2
10,7
10,5
11,6
11,6
11,4
7-11
12,8
14,9
Элементарный состав, °/
Sr
0,5
0,5
0,7
0,9
2,5
2,9
3,2
0,2-1,7
0,4
0,05
Nr+Or
0,6
0,9
1,0
1,0
0,7
0,5
0,4
2-10
0,3
0,05
Ар
0,1
0,2
0,2
0,3
0,1
0,2
0,3
1,0
—
—
W
2,0
3,0
3,0
4,0
1,0
2,0
3,0
5,0
—
—
ft".
ккал/кг
9650
9420
9320
9240
9620
9460
9280
7200-9000
10110
10450
134

1.3. Основные требования к топливному факелу
во вращающихся печах
Рассмотрим особенности формирования топливного факела во вращающих-
ся печах применительно к цементной промышленности, см. также разд. 1.1
книги 2.
Для достижения температуры, необходимой для образования цементного
клинкера, топливо сжигают непосредственно в печи, причем зона максималь-
ных температур (зона спекания) располагается в пределах зоны горения топ-
лива. Процесс клинкерообразования требует вполне определенного положе-
ния зоны горения.
Для каждого типоразмера печи длина и, следовательно, объем, зоны горения
должны обеспечивать необходимую длительность пребывания материала при
температуре, обеспечивающей образование клинкерных минералов с учетом
особенностей сырьевой смеси. Многообразие требований к факелу во враща-
ющейся печи объясняется тем, что речь идет не о топке в собственном смысле
слова, а о технологической печи, где распределение температурных зон обус-
ловливается свойствами факела и условиями смешения воздуха с топливом в
топке печи.
Топка вращающейся печи характеризуется тем, что через горелку вводится
только небольшое количество воздуха, необходимого для горения A0-25 % в
случае жидкого и твердого топлива), а остальной воздух на горение поступает
с низкой скоростью из холодильника. Поэтому важной проблемой является
смешение в топке вращающейся печи топлива и воздушной струи из горелки
(в случае газового топлива — только топлива) с потоком вторичного воздуха
из холодильника. Избыток (расход) воздуха во вращающихся печах поддер-
живается на уровне 5-10 %, чтобы обеспечить высокую температуру факела.
Восстановительная атмосфера в печи (при а < 1) нежелательна, так как при
этом в клинкере может наблюдаться, особенно при использовании жидкого
топлива, образование закиси железа FeO, что снижает качество клинкера. Кроме
того, имеют место химический недожог топлива и потери теплоты по этой
статье.
Процесс сгорания топлива, а также теплопередача от факела футеровке печи
и материалу в большой степени влияют на тепловую мощность и удельный
расход теплоты, который тем ниже, чем выше теплоотдача от факела и его
температура. При этом играет роль и протяженность факела. Из этого вытека-
ют основные требования к факелу: концентрированное выделение тепла, т.е.
значительная излучательная способность; высокая температура, т.е. сгорание
топлива должно осуществляться с а = 1,05-1,1, чтобы поддерживать темпера-
туру в зоне спекания 1500-1700 °С; оптимальная длина и форма.
135

Правильный выбор формы факела определяется условиями теплопередачи
(максимальная теплопередача определяется скоростью потока, светящимся или
несветящимся факелом, нагревом футеровки и т.д.), отсутствием кольцеобра-
зования, восстановительной атмосферы в печи, температурой в загрузочном
конце.
При стабильном теплотехническом режиме работы печи факел должен быть
достаточно светящимся, не жестким, не должен заполнять весь топочный объем
печи и в конце зоны горения волнами касаться обжигаемого материала и футе-
ровки.
В цементной промышленности в настоящее время процесс обжига ведется
как на короткой, так и на длинной зоне горения. При коротком факеле точка
воспламенения приближена к соплу горелки. Наблюдается снижение темпе-
ратуры отходящих газов на 20-50 °С и экономия топлива по этой статье, что
также подтверждается и повышенным на 2-3 % содержанием СО2 в отходя-
щих газах из печи. Активность клинкера может быть повышена за счет мень-
шего времени пребывания материала в зоне высоких температур и отсутствия
явления вторичного разложения C3S. Однако работа печей на коротком факеле
требует равномерного питания печи материалом и топливом как по качеству,
так и по количеству. Кроме того, при работе на коротком факеле ухудшаются
условия образования обмазки и вследствие концентрирования высоких тем-
ператур на коротком участке увеличивается опасность прогара футеровки.
При длинном факеле загорание топлива происходит дальше от сопла горел-
ки. При этом уменьшается тешюнапряжение единицы объема зоны и снижа-
ется воздействие факела на обмазку и футеровку. Появляется возможность
увеличения тепловой мощности печи, уменьшения тихих ходов и опасности
выпуска брака. Снижается температура клинкера, выходящего из печи, за счет
некоторого удлинения зоны охлаждения. Однако работа на длинной зоне име-
ет и отрицательные стороны, хотя эксплуатация печи при этом облегчается.
Температура отходящих газов повышается; за счет передержки материала в
зоне высокой температуры может возникать клинкерное пыление и снижаться
активность клинкера; несколько снижается температура факела за счет увели-
чения удельных потерь тепла излучением; появляется химическая неполнота
горения топлива.
Не практике следует придерживаться среднего варианта, чтобы использо-
вать положительные стороны как длинного, так и короткого факела. Опти-
мальной длиной факела принято считать примерно F-7)Z) , где Z>Br — внут-
ренний диаметр печи по футеровке, м.
На практике имеются значительные отступления от этого значения. На заво-
дах сухого способа производства длина факела должна поддерживаться таким
образом, чтобы обеспечить, кроме полного завершения процессов клинкеро-
136

образония температуру газового потока на выходе из загрузочной части печи в
пределах 1000-1100 °С без химического недожога.
Факел, как показали исследования, может быть направлен на материал под
углом 1-3°, что обеспечивает снижение температуры корпуса и улучшение
гранулометрического состава клинкера.
Исследования НИИЦемента показали, что перемещение факела к нижней
границе раздела материала и футеровки способствует интенсификации про-
цесса образования, регулирования и восстановления обмазки в зоне спекания.
Повышение степени черноты факела или его светимости полезно, так как по-
зволяет увеличить долю лучистого тепла от факела материалу и футеровке без
повышения температуры горения топлива. Один из способов повышения сте-
пени черноты факела — вдувание через разгрузочный конец печи оптималь-
ного количества пыли, уловленной электрофильтрами, и других композиций.
Степень черноты незапыленных газообразных продуктов горения в цемент-
ных печах составляет 0,35-0,4 мазутного и пылеугольного факела — 0,6-0,83,
поэтому повышение светимости факела целесообразно только при примене-
нии газообразного топлива.
Прогрессивным направлением в деле экономии топлива является метод дву-
стороннего питания вращающихся печей, при котором помимо обычно пода-
ваемой с холодного конца сырьевой смеси в зону горения вводят в распылен-
ном состоянии порошкообразный шлак или карбонатные породы. Основной
статьей интенсификации процесса является перевод части сырьевых материа-
лов из обжига в слое в обжиг во взвешенном состоянии. При этом уменьшает-
ся удельный расход основного сырья, что особенно эффективно при вдувании
карбонатных пород. При подаче сырья в зону горения температура газового
потока снижается вследствие затрат теплоты на нагрев этого сырья, а сниже-
ние температуры факела уменьшает теплоотдачу материалу излучением. Это
обстоятельство ограничивает количество материала, подаваемого с горячего
конца печи, так как в зоне спекания должны быть сохранены температуры,
обеспечивающие завершение процессов клинкерообразования. Метод двусто-
роннего питания особенно эффективен при применении высококалорийного
топлива, например мазута. При подаче материала с горячего конца печи жела-
тельно иметь короткий концентрированный факел. Степень черноты факела
при этом увеличивается и составляет 0,5-0,6, что положительно сказывается
на теплопередаче. Расход топлива может быть снижен на 5-9 %.
Повышению производительности печей и снижению расхода топлива спо-
собствует питание вращающихся печей с загрузочного конца дополнительны-
ми материалами — гранулированными и отвальными шлаками, золами ТЭЦ и
др., которые создают при обжиге низкотемпературные эвтектики, ускоряющие
физико-химические процессы в печи. Количество подаваемого в печь топлива
137

при этом может быть снижено. В этом случае не рекомендуется работать на
длинной зоне горения.
1.4. Основные характеристики газообразного топлива
Месторождения природного газа делятся на чисто газовые и газоконденсат-
ные. Первые содержат в основном метан (92-98 %), высшие углеводороды
практически отсутствуют, поскольку их суммарное содержание составляет
величину менее 50 г/м3. Такой газ называют бедным, или тощим.
Газ конденсатных месторождений, содержащий наряду с метаном, бутан и
другие высшие углеводороды в суммарном количестве более 150 г/м , называ-
ют богатым, или жирным.
Природный газ представляет собой (смесь углеводородов метанового ряда с
примесью окиси углерода и водорода (горючие компоненты), а также азота,
сероводорода, кислорода и инертных газов. При выполнении химического
анализа газа инертные газы относят к азоту.
Предельные, или насыщенные углеводороды — метан (СН4), этан (С2Н4) ,
пропан (С3Н8), бутан (С4НШ), пентан (С5Н|2) и гексан (С6Н14) — нетоксичные
газы без цвета и запаха, в природном газе основным компонентом этого ряда
является метан, содержащийся в количестве 95-98 %. Его молекулярный вес
— 16,04, масса 1 м СН4 составляет 0,717 кг, плотность по отношению к возду-
ху 0,554.
Наличие кислорода в природном газе обусловливается примесью воздуха и
способствует взрывоопасное™ газа, в связи с чем его содержание ограничи-
вается техническими условиями.
Окислы азота и окись углерода ухудшают теплотехнические характеристи-
ки природного газа, так как снижают теплоту сгорания газа из-за уменьшения
горючей массы. Содержание водорода в природном газе, как правило, не пре-
вышает 1 % и существенного влияния на теплотехнические свойства природ-
ного газа не оказывает. Влага в природном газе почти всегда отсутствует. Сле-
дует отметить, что химический состав природного газа различных месторож-
дений колеблется (табл. 4.14). Для одного и того же месторождения состав
газа также может быть различным в разных пластах, скважинах в зависимости
от времени года, давления, температуры и т.д., что особенно относится к жир-
ным газам газоконденсатных месторождений. В связи с тем, что химический
состав газа определяет его теплотехнические характеристики, и в первую оче-
редь теплоту сгорания, важно знать и постоянно контролировать его.
Основные характеристики природного газа приведены в табл. 4.14, а основ-
ные физические свойства газов приведены в Приложении 5. Более подробно
физические свойства газов и других топлив изложены в специальных издани-
ях, ссылки на которые есть в списке литературы.
138

В настоящее время для теплотехнических расчетов при использовании лю-
бых топлив в большинстве случаев применяют упрощенную методику М. Б.
Равича для определения тепловых потерь в энергетических и технологичес-
ких процессах и установках, в том числе и во вращающихся печах. Поэтому
изложим здесь общие положения упрощенной методики теплотехнических рас-
четов при использовании природного газа и мазута.
1.4.1. Общие положения упрощенной методики
теплотехнических расчетов
Упрощенная методика основывается не на таких сильно изменяющихся ве-
личинах, как теплота сгорания топлива и его состав, а на характеристиках,
испытывающих значительно меньшие колебания при изменениях элементар-
ного состава горючей массы топлива. Такими характеристиками являются:
t*mm — максимально возможная температура, развиваемая при полном горе-
нии топлива в теоретически необходимом для горения количестве воздуха без
подогрева воздуха и топлива. Данный параметр определяют также как жаро-
производительность топлива;
Р — количество теплоты, выделяемое при полном горении рабочего топли-
ва в теоретически необходимом для полного горения объеме воздуха, отне-
сенное к 1 м3 сухих продуктов горения;
В — отношение объемов влажных и сухих продуктов горения;
h — изменение объема сухих продуктов горения в реальных условиях по
сравнению с теоретическим объемом по данным анализа уходящих дымовых
газов, который отличается от теоретического вследствие разбавления возду-
хом и иной полноты горения;
а — отношение средней теплоемкости не разбавленных воздухом продук-
тов горения в температурном интервале от 0 до t к их теплоемкости в темпе-
ратурном интервале от 0 до ?тах*;
к — отношение средней теплоемкости 1 м3 воздуха в температурном интер-
вале от 0 до t к теплоемкости 1 м не разбавленных воздухом продуктов горе-
ния в температурном интервале от 0 до tmax*.
Применение обобщенных характеристик продуктов горения позволяет зна-
чительно упростить теплотехнические испытания и расчеты. Остановимся
более подробно на важнейших характеристиках, на которых строится упро-
щенная методика теплотехнических расчетов.
Температуру tmm* определяют, не учитывая потери теплоты, связанные с
диссоциацией СО2 и водяного пара при высоких температурах, и принимая
равной О °С температуру топлива и воздуха:
t * = O/(Vc ) D.166)
max ^нК \ 0-tmax'> V
139

где QH — низшая теплота сгорания топлива, МДж/м3 (МДж/кг); F, — объем
продуктов полного горения 1 м3 (или 1 кг) топлива в теоретически необходи-
мом для горения объеме воздуха, м3/м3 (м3/кг); с^ — средневзвешенная
объемная теплоемкость продуктов горения при постоянном давлении, кДж/
(м3-°С), в интервале температур от 0 до /тах*. Например, для метана tmsx* =
= 35830/A0,52-1,666) = 2043 °С.
В табл. 4.17 приведены теплотехнические характеристики некоторых горю-
чих газов. Как видно из таблицы, tmax* различных газов изменяется очень не-
значительно по сравнению с теплотой сгорания.
Величина Р определяется как отношение низшей теплоты сгорания газово-
го топлива к теоретическому объему сухих продуктов горения. Она также ис-
пытывает значительно меньшие колебания, чем теплота сгорания газа, и явля-
ется, по существу, константой. Остальные величины, применяемые при ис-
пользовании упрощенной методики, приведены в таблицах и не требуют спе-
циальных пояснений.
В теплотехнических расчетах применяют также калориметрическую темпе-
ратуру горения, т.е. максимальную температуру, развиваемую при полном го-
рении топлива с избытком воздуха без учета потерь теплоты при температуре
газа и воздуха, отличной от 0 °С:
Таблица 4.17
Расчетные теплотехнические характеристики горючих газов (по данным М. Б. Равича)
Газ
Водород
Оксид углерода
Метан
Этан
Пропан
Бутан
Этилен
Пропилен
Ацетилен
Природный
Нефтепромысловый
Сжиженный
Коксовый
Генераторный
Доменный
t* °p
' max, V-
2235
2370
2040
2100
2100
2110
2250
2200
2580
2010
2020
2100
2090
1650
1470
Р, кДж/м3
5745
4400
4200
4200
4300
4300
4450
4300
4900
4200
4200
4200
4500
3000
2600
В
0,65
1,00
0,81
0,81
0,84
0,85
0,87
0,87
0,92
0,80
0,84
0,84
0,77
0,93
0,98
СО2тах В СуХИХ ПрОДуКТаХ
горения, %
—
34,7
11,8
13,2
13,8
14,0
14,1
15,1
17,5
11,8
13,2
14,0
10,4
20,0
24,5
140

V]C]
V2c2
D.167)
где V} — объем нагретого воздуха, поступающего на горение, м3; с3 — средняя
теплоемкость воздуха, кДж/(м3-°С), от 0 до tj tB — температура нагретого воз-
духа, °С; V4 — количество сжигаемого газа, м3; с4 — средняя теплоемкость
газа, кДж/(м3-°С), от 0 до tr; tr — температура газа, °С; V] — объем не разбав-
ленных воздухом продуктов горения 1 м3 газа, м3/м3; с^ — средневзвешенная
теплоемкость, кДж/(м3-°С), не разбавленных воздухом продуктов горения от О
до t^, °С (табл. 4.18); V2 — объем избыточного воздуха, м3; с2 — средняя теп-
лоемкость воздуха, кДж/(м3-°С), от 0 до ?кал, °С.
Упрощенная методика позволяет довольно просто определить теоретичес-
кую температуру горения с учетом диссоциации продуктов горения:
теор vi^H ^-¦дис-' v I 1-"
D.168)
где Y.Q — теплота диссоциации продуктов горения, образующихся при сго-
рании 1 м топлива; с{ — средневзвешенная теплоемкость продуктов горения,
кДж/(м3-°С), от 0 до /теор, °С.
Теоретическая температура горения, как видно из формулы D.168), отли-
чается от максимальной температуры только на значение теплоты диссоциа-
ции. Известно, что при высоких температурах в продуктах горения происхо-
дит диссоциация СО2 и водяных паров. СО2 диссоциирует с образованием СО
и О2, а водяные пары — Н2 и Ог Суммарная теплота диссоциации:
(
со2"
Таблица 4.18
Значения средних теплоемкостей не разбавленных воздухом продуктов горения топлива
сх и воздуха сг для диапазона температур от 0 до ?кал
Интервал температур, °С
0-200
200-400
400-700
700-1000
1000-1200
1200-1500
1500-1800
1800-2100
си кДж/(м3-°С)
1,382/1,423
1,423/1,465
1,465/1,507
1,507/1,549
1,549/1,591
1,591/1,632
1,632/1,675
1,675/1,717
с2, кДж/(м3-°С)
1,298
1,298
1,339
1,382
1,423
1,465
1,465
1,507
Примечание. В числителе — для природных, нефтепромысловых, коксовых газов и жидкого
топлива, в знаменателе — генераторного и доменного газа.
141

где Vco hFho — количество СО2 и водяных паров в продуктах горения; аи b
— степень диссоциации СО2 и водяного пара (табл. 4.19 и 4.20); Qco и QH2 —
низшая теплота сгорания СО и Н2.
Степень диссоциации определяется из табл. 4.19 и 4.20 по парциальному
давлению компонентов в продуктах горения и температуре горения. Расчет
ведется методом последовательных приближений, так как приходится зада-
ваться теоретической температурой горения для нахождения Qco и QH .
Определим в качестве примера теоретическую температуру горения метана,
т.е. природного газа. Горение метана в теоретически необходимом количестве
воздуха описывается уравнением
СН4 + 2О2 + 7,52N2 = СО2 + 2Н2О + 7,52N2.
Низшая теплота сгорания 35,83 МДж/м , объем продуктов горения 10,52 м3/
м3. Состав продуктов горения, об. %: СО2 — 9,5; Н2О — 19,0; N2 — 71,5. Зада-
емся температурой горения 1950 °С и определяем значение теплоты диссоци-
ации СО2 и Н2О при парциальных давлениях 8,91 и 18,6 кПа (из табл. 4.19 а =
= 0,092, из табл. 4.20 Ъ = 0,0295).
Таблица 4.19
t, °С
1500
1600
1700
1800
1900
2000
2100
2200
2300
2400
2500
2600
2700
2800
2900
3000
Степень диссоциации диоксида углерод:
I а, %
Парциальное давление диоксида углерода, кПа
2,94
0,6
2,2
4,1
6,9
11,1
18,0
25,9
37,6
47,6
59,0
69,1
77,7
84,4
89,6
93,2
95,6
4,90
0,5
1,9
3S
5,9
9,5
15,4
22,4
33,1
42,5
53,7
64,1
73,3
81,1
87,2
91,4
94,4
7,35
0,5
1 6
30
5,1
8,3
13,7
20,0
29,7
38,6
49,5
59,9
69,6
78,1
84,8
89,7
93,3
9,80
0,5
1 S
?8
4,6
7,6
12,5
18,3
27,5
35,9
46,5
56,9
66,7
75,7
83,0
88,3
92,3
14,7
0,4
1 4
?4
4,1
6,6
11,0
16,3
24,6
32,4
42,5
52,7
62,7
72,6
80,1
86,2
90,8
19,6
0,4
1 3
?7
3,7
6,1
10,0
14,9
22,6
30,0
39,6
49,7
59,7
69,4
77,9
84,5
89,6
24,5
0,4
1 ?
?0
3,5
5,6
9,4
13,9
21,2
28,2
37,5
47,3
57,4
67,3
76,1
83,0
88,5
29,4
0,4
1 1
1 9
3,3
5,3
8,8
13,1
20,1
26,9
35,8
45,4
55,5
65,5
74,5
81,8
87,6
39,2
0,4
1 0
1 8
3,0
4,9
8,0
12,0
18,5
24,8
33,3
42,6
52,4
62,6
71,9
79,7
86,0
49,0
0,4
1 8
1,6
2,8
4,5
7,4
11,2
17,3
23,2
31,4
44,0
50,1
60,3
69,9
78,0
84,7
58,8
0,4
08
1,6
2,6
4,3
7,1
10,5
16,4
22,1
29,9
38,7
48,2
58,4
68,1
76,5
83,6
68,6
0,4
08
1,5
2,5
4,1
6,8
10,1
15,6
21,1
28,7
37,2
46,6
56,8
66,6
75,2
82,5
78,1
0,4
08
1,4
2,4
3,9
6,5
9,7
15,0
20,3
27,7
36,0
45,3
55,4
65,3
74,0
81,7
88,2
0,4
07
1,3
2,3
3,7
6,2
9,3
14,5
19,6
26,8
34,9
44,1
54,1
64,1
73,0
80,8
98,0
0,4
07
1,2
2,2
3,6
6,0
9,0
14,0
19,0
26,0
34,0
43,0
53,0
63,0
72,0
80,0
142

Таблица 4.20
t,°c
1600
1700
1800
1900
2000
2100
2200
2300
2400
2500
2600
2700
2800
2900
3000
Степень
2,94
0,9
1 6
2,7
44
63
94
13,4
175
24,4
30,9
39,7
47,3
57,6
65,6
79,2
4,90
0,8
1 4
2,2
3 8
54
80
11,5
154
21,0
26,8
35,1
42,6
<Р?
60,5
68,5
7,35
о,/
1 7
2,0
33
47
7,0
10,0
140
18,7
24,0
31,5
38,5
48,0
56,2
64,5
9,80
0,b
1 1
1,8
30
43
64
9,3
1?9
17,2
28,1
29,2
35,9
4^0
53,2
61,6
диссоциации водяного
пара
Парциальное давление водяного пар
14,7
0,6
0,9
1,6
2,6
3,7
5,6
8,2
11,3
15,3
19,7
26,2
32,4
41,0
48,8
57,3
19,6
0,5
08
1,4
?4
3,4
5,1
7,4
104
13,9
18,0
24,1
29,9
38 3
46,0
54,3
24,5
0,5
0,8
1,3
??
3?,
4,8
6,9
96
13,0
16,8
22,6
28,2
36,?.
43,7
51,9
29,4
0,5
0,7
1,2
? 1
30
46
6,5
9,1
12,2
15,9
21,5
26,8
34.6
41,9
50,0
39,2
0,4
0,7
1,2
1 9
Ов
4,1
5,9
8,4
11,2
14,6
19,7
24,8
32,2
39,2
47,0
49,0
0,4
0,6
1,0
1 7
? ",
37
5,4
77
10,4
13,7
18,6
23,3
30?
37,1
44,7
ft, %
i, кПа
58,8
0,35
0,60
1,00
1,63
2,40
3,55
5,10
7,30
9,90
12,9
17,5
22,1
28,8
35,4
42,9
68,6
0,3
0,6
1,0
1,6
2,3
3,4
4,9
6,9
9,4
12,3
16,7
21,1
27,6
34,1
41,4
78,1
0,3
0,5
0,9
1,5
2,2
3,2
4,7
6,7
9,0
11,7
16,0
20,3
26,6
32,9
40,1
88,2
0,3
0,5
0,9
1,4
2,1
3,1
4,6
6,4
8,7
11,3
15,5
19,6
25,8
31,9
39,0
98,0
0,3
0,5
0,8
1 4
2 0
3,0
4,4
62
8,4
11,0
15,0
19,0
25 0
31,0
38,0
Теплота диссоциации ??дисСо2 = 1-0,092-12,687 МДж/м3; QmM о = 2-0,0295х
х10,803 =0,636 МДж/м3. Д" ДИС 2
Суммарная теплота диссоциации ?бдис = 1,164 + 0,636 = 1,80 МДж/м3; тео-
ретическая температура горения ?теор = C5830 - 1800)/( 10,52-1,675) = 1932 °С.
Теоретическая температура горения метана по литературным данным дос-
тавляет 1947 °С; таким образом, расхождение всего 0,5 %.
Наряду с /тео необходимо знать расчетную температуру горения, которая учи-
тывает как диссоциацию продуктов горения, так и разбавление их избыточ-
ным воздухом:
t — I
расч
V.cX
2 1'
D.169)
При подогреве газа и воздуха формулы D.168) и D.169) принимают следую-
щий вид:
теор
D.170)
143

V. = — VT71T7 ~ ¦ DЛП)
1.4.2. Потери теплоты с уходящими газами
При сжигании топлива эти потери являются обычно основными и определя-
ют КПД агрегатов. Потери теплоты с уходящими газами q2 или физическая
теплота продуктов горения, покидающих агрегат, зависят в основном от тем-
пературы газов и их количества. Чем ниже температура уходящих газов, тем
меньше теплоты теряется с ними, поэтому следует стремиться к снижению в
разумных пределах этой температуры. Наименьшие физические потери теп-
лоты наблюдаются при полном горении топлива без избытка воздуха, так как
при этом количество продуктов горения будет наименьшим. Однако в боль-
шинстве практических случаев топливо сжигается с известным избытком воз-
духа, в результате чего продукты горения разбавлены этим избыточным воз-
духом.
Увеличение объема продуктов горения вследствие сжигания газа с избыт-
ком воздуха: при полном горении:
h = CO2max/CO2' или h = RO2max/RO2', , D.172)
при неполном горении:
11 = C02n,a/(C(V + С0' + СН/)' D-173)
где СО2тах — максимальное содержание углекислого газа в сухих продуктах
горения, соответствующее сжиганию газа в теоретических условиях; СО/, СО',
СН4' — соответственно содержание углекислого газа, оксида углерода и мета-
на в продуктах горения.
Значение CO2nm (или RO2max) может быть определено из табл. 4.17 или по
данным газового анализа продуктов горения расчетным путем. При полном
сжигании топлива
СО2тах = СО2Ч00/A00-4,760/); D.174)
максимальное содержание диоксида углерода в сухих продуктах сгорания при-
ведено в табл. 4.21.
При неполном сжигании топлива:
СО (СО'2+СО' + СН'4I00
2|гах 100-4,76(О'2-0,4СО'-0,2Н'2-1,6СН'4)' D-175)
где Н/ и О/ — содержание водорода и кислорода в сухих продуктах горения.
144

Зависимость СО2п1ах от содержания кислорода
и диоксида углерода в продуктах полного сгорания
Таблица 4.21
СО2',
6,0
6,2
6,4
6,6
6,8
7,0
7,2
7,4
7,6
7,8
8,0
8,2
8,4
8,6
8,8
9,0
9,2
9,4
9,6
9,8
10,0
10,2
10,4
10,6
10,8
11,0
11,2
11,4
11,6
11,8
12,0
12,2
12,4
12,6
12,8
13,0
13,2
15
21,0
21,6
22,4
23,0
23,8
24,4
25,2
25,8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
14,5
19,5
20,1
20,7
21,4
22,0
22,7
23,4
24,0
24,6
25,2
26,0
26,6
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
14
18,1
18,7
19,3
19,8
20,5
21,0
21,6
22,2
22,8
23,4
24,0
24,7
25,3
25,9
26,4
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
13,5
16,8
17,4
18,0
18,5
19,1
19,7
20,2
20,8
21,4
21,9
22,4
23,0
23,6
24,1
24,7
25,2
26,4
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
13
15,8
16,3
16,8
17,4
17,9
18,4
19,0
19,5
20,0
20,5
21,0
21,6
22,1
22,6
23,1
23,6
24,2
24,7
25,2
25,7
26,4
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
О'2
12,6
14,8
15,3
15,8
16,3
16,8
17,3
17,8
18,3
18,8
19,3
19,8
20,3
20,8
21,3
21,8
22,3
22,8
23,2
23,8
24,2
24,8
25,3
25,8
26,3
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
%
12
14,0
14,5
14,9
15,4
15,9
16,4
16,8
17,3
17,7
18,3
18,7
19,2
19,7
20,1
20,6
21,0
21,5
22,0
22,5
23,0
23,4
23,9
24,4
24,8
25,2
25,7
26,2
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
11,5
13,2
13,7
14,1
14,6
15,1
15,6
16,0
16,4
16,8
17,3
17,7
18,1
18,5
19,0
19,5
19,9
20,4
20,8
21,2
21,7
22,2
22,6
23,0
23,4
23,8
24,3
24,8
25,2
25,6
26,1
—
—
—
—
—
—
—
11
12,6
13,0
13,4
13,9
14,2
14,7
15,1
15,5
15,9
16,4
16,8
17,2
17,6
18,0
18,5
18,9
19,4
19,7
20,2
26,0
21,0
21,4
21,8
22,2
22,6
23,1
23,6
24,0
24,4
24,8
25,2
25,6
26,0
26,4
—
—
—
10,5
12,0
12,4
12,8
13,2
13,6
14,0
14,4
14,8
15,2
15,6
16,0
16,4
16,8
17,2
17,6
18,0
18,4
18,8
19,2
19,0
20,0
20,4
20,8
21,2
21,6
22,0
22,4
22,8
23,2
23,6
24,0
24,4
24,8
25,2
25,6
26,0
26,4
10
11,5
11,8
12,2
12,6
13,0
13,4
13,8
14,2
14,5
14,9
15,3
15,7
16,0
16,4
16,8
17,2
17,6
18,0
18,4
18,7
19,1
19,5
19,9
20,3
20,6
21,0
21,4
21,8
22,2
22,6
23,0
23,4
23,7
24,1
24,5
24,8
25,3
9,5
11,0
11,3
11,7
12,1
12,4
12,7
13,2
13,5
13,8
14,2
14,6
15,0
15,3
15,7
16,0
16,4
16,8
17,2
17,5
17,8
18,4
18,8
19,2
19,4
19,7
20,1
20,5
20,9
21,2
21,6
22,0
22,3
22,7
23,0
23,4
23,7
24,1
145

СО2', %
6,0
6,2
6,4
6,6
6,8
7,0
7,2
7,4
7,6
7,8
8,0
8,2
8,4
8,6
8,8
9,0
9,2
9А
9,6
9,8
10,0
10,2
10,4
106
10,8
11,0
11,2
11,4
11,6
11,8
12,0
12,2
12,4
12,6
12,8
13,0
13,2
9,0
10,5
10,8
11,2
11,5
11,9
12,2
12,6
12,9
13,2
13,6
14,0
14,4
14,7
16 0
15,3
15,6
16,0
16,4
16,8
17,1
17,5
17,9
18,2
18,5
18,8
19,2
19,6
20,0
20,3
20,6
21,0
21,3
21,6
22,0
22,4
22,7
23,0
8,5
10,1
10,3
10,7
11,1
11,4
11,7
12,1
12,4
12,7
13,0
13,4
13,7
14,1
14,4
14,7
15,0
15,3
15,8
16,2
16,4
16,6
17,1
17,5
17,8
18,1
18,5
18,8
19,1
19,4
19,7
20,1
20,4
20,7
21,1
21,4
21,6
22,1
8,0
9,7
10,0
10,3
10,6
11,0
п,з
11,6
12,0
12,3
12,6
12,9
13,2
13,5
13,8
14,2
14,5
14,8
15,2
15,5
15,8
16,2
16,5
16,8
17 1
17,4
17,8
18,1
18,4
18,7
19,0
19,4
19,7
20,0
20,4
20,6
21,0
21,3
7,5
9,3
9,6
9,9
10,2
10,6
10,9
11,2
11,5
11,8
12,1
12,4
12,7
13,0
13,3
13,7
14,0
14,3
14,7
15,0
15,3
15,6
15,9
16,2
16,5
16,8
17,1
17,4
17,7
18,0
18,3
18,7
19,0
19,3
19,6
19,9
20,2
20,5
7,0
9,0
9,3
9,6
9,9
10,2
10,5
10,8
11,1
П,4
11,7
12,0
12,3
12,6
12,9
13,2
13,5
13,8
14,2
14,6
14,8
15,1
15,4
15,7
16,0
16,3
16,5
16,8
17,1
17,4
17,7
18,0
18,3
18,6
18,9
19,2
19,5
19,8
6,5
8,7
9,0
9,3
9,6
9,9
10,2
10,4
10,7
11,0
11,3
11,6
11,9
12,2
12,5
12,7
13,0
13,3
13,6
13,9
14,2
14,5
14,8
15,1
15,4
15,6
15,9
16,2
16,5
16,8
17,1
17,4
17,7
18,0
18,3
18,6
18,9
19,2
Ог, %
6,0
8,4
8,7
9,0
9,3
9,6
9,9
10,1
10,4
10,7
11,0
11,2
11,5
11,8
12,1
12,3
12,6
12,8
13,3
13,5
13,7
14,0
14,3
14,6
14,9
15,1
15,4
15,7
16,0
16,3
16,
16,9
17,2
17,5
17,8
18,0
18,2
18,5
5,5
8,1
8,4
8,7
9,0
9,2
9,5
9,8
10,1
10,4
10,7
10,9
11,2
11,4
11,7
11,9
12,2
12,4
12,7
13,0
13,3
13,6
13,9
14,2
14,4
14,6
14,8
15,1
15,4
15,7
16,0
16,3
16,6
16,8
17,1
17,3
17,5
17,8
5,0
7,9
8,2
8,4
8,7
8,9
9,2
9,5
9,7
10,0
10,2
10,5
10,7
11,0
11,3
11,5
11,8
12,0
12,3
12,6
12 8
13,1
13,4
13,7
13,9
14,2
14,5
14,7
15,0
15,2
15,5
15,7
16,0
16,2
16,5
16,8
17,0
17,3
Продолжение табл. 4.21
4,5
7,7
7,9
8,2
8,5
8,8
9,0
9,2
9,5
9,7
10,0
10,2
10,4
10,7
10,9
11,2
11,5
11,7
12,0
12,3
12,6
12,9
13,1
13,4
136
13,8
14,1
14,3
14,6
14,8
15,1
15,3
15,6
15,8
16,1
16,3
16,5
16,8
4,0
7,4
7,6
7,9
8,2
8,4
8,7
8,9
9,2
9,4
9,7
9,9
10,1
10,4
10,6
10,8
11,0
11,2
11,6
11,8
12,1
12,4
12,6
12,9
13,1
13,3
13,6
13,8
14,1
14,3
14,6
14,8
15,1
15,3
15,5
15,8
16,0
16,3
3,5
7,2
7,4
7,7
7,9
8,2
8,4
8,7
9,0
9,2
9,4
9,6
9,8
10,1
103
10,5
10,8
11,0
11,3
11,6
11,8
12,1
12,3
12,5
12,7
12,9
13,2
13,4
13,7
13,9
14,2
14,4
14,6
14,8
15,1
15,3
15,5
15,8
3,0
7,0
7,2
7,5
7,7
7,9
8,1
8,4
8,7
8,9
9,1
9,3
9,5
9,8
10,0
10,2
10,4
10,7
11,0
И,2
11,4
11,7
11,9
12,1
12,4
12,6
12,8
13,0
13,3
13,5
13,8
14,0
14,2
14,4
14,7
14,9
15,1
15,4
При содержании в продуктах горения из горючих компонентов только окси-
да углерода:
= B1-alCO2-OMa.-0,4),
D.176)
где ах =21/СО2тах (значения а{ приведены в табл. 4.22). В этом случае при
известных значениях СО2тах для определенных видов топлива (или RO2max при
146

содержании в топливе серы) можно подсчитать содержание оксида углерода в
продуктах неполного горения по содержанию в них СО2г и О2г.
Потери теплоты с уходящими газами при сжигании топлива с избытком воз-
духа (h >1), %:
D.177)
^max
где / — температура уходящих газов; ta —температура воздуха; /, ct и к —
поправочные коэффициенты (табл. 4.22 и 4.23).
При сжигании газа с недостаточным для полного горения количеством воз-
духа (h <1)
q2=—*—L Ac'-100, D.178)
max
Присутствие в воздухе, используемом для горения, влаги несколько снижает
tmj* газа. При подсчете потерь теплоты с уходящими газами с учетом содер-
жания в воздухе 1 вес. % влаги вместо tmax вводят ( *. Для расчетов с абсо-
лютно сухим воздухом можно принимать tmax на 30 °С больше приведенных
далее значений ?тш*.
Для упрощения расчетов потери теплоты с уходящими газами могут быть
определены из выражения:
D.179)
где А =ст-100-100Л* и F = кВ-100-100/f* .
max max
В табл. 4.24 приведены значения А и F для трех интервалов: 100-300 °С
соответствует температуре уходящих газов низкотемпературных установок (па-
ровые и водогрейные котлы, сушила и т.д.); 700-900 °С — среднетемператур-
ных печей (нагревательных, термических и т.д.); 1400-1600 °С — высокотем-
пературных печей перед регенера-торами (мартеновские и т.д.).
При необходимости учета физической теплоты топлива и воздуха, нагретых
вне агрегата, использующего топливо,
при h > 1:
q2= , fyx~f" [c' + (h-l)Bk]-lOO; D.180)
UO+ + )
147

Таблица 4.22
Значения а, и / для различных топлив
Топливо
Природный газ
Нефтепромысловый
Сжиженный
Коксовый
Генераторный
Доменный
Мазут, каменный уголь
Бурый уголь
Дрова
а\
1,78
1,61
1,50
2,00
1,05
0,86
1,31
—
—
/
0,85
0,90
0,90
0,80
0,60
0,50
0,90
0,85
0,75
Таблица 4.23
Поправочные коэффициенты ct и к
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
1500
Газы с малым содержанием балласта N2 и
СО2* и жидкое топливо, а также любое
другое топливо с высокой
жаропроизводительностью (>2000 °С)
с'
0,82
0,83
0,84
0,86
0,87
0,88
0,89
0,90
0,91
0,92
0,93
0,94
0,95
0,96
0,97
к
0,78
0,78
0,79
0,80
0,81
0,82
0,83
0,83
0,84
0,85
0,86
0,86
0,87
0,88
0,89
Газы и другое топливо с высоким
содержанием балласта N2 и СО2**
с'
0,83
0,84
0,86
0,87
0,88
0,90
0,91
0,92
0,93
0,94
0,96
0,96
0,97
0,98
—
к
0,79
0,79
0,80
0,81
0,82
0,83
0,84
0,85
0,86
0,87
0,87
0,88
0,88
0,89
—
Тазы — природный, сжиженный, нефтепромысловый, коксовый и др. Каменные угли.
**Газы — доменный, генераторный, воздушный и др. Бурые угли, дрова, торф.
148

Таблица 4.24
Значения коэффициентов А и F в формуле D.179)
для подсчета располагаемой теплоты продуктов горения
Топливо
Природный газ
Нефтепромысловый
Коксовый
Доменный
Мазут
Температурный интервал продуктов горения, °С
100-300
А
4Д
4,0
4,0
5,8
4,0
F
3,2
3,2
3,0
5,3
3,3
700-900
А
4,5
4,3
4,4
6,4
4,3
F
3,4
3,4
3,2
5,7
3,5
1400-1600
А
4,8
4,7
4,7
4,6
F
3,6
3,5
3,4
3,7
Таблица 4.25
Значения коэффициентов тип при внешнем подогреве топлива и воздуха
Топливо
Природный, нефтепромысловый, сжиженный газ
Доменный, воздушный
Генераторный
Коксовый
Жидкое
105от
5/
35/
30?
25?
5/
105и
35Аф'
25 Дф'
25Дф'
ЗОДф'
35Дф'
Примечание.? — температура подогрева; А/ — температура нагрева воздуха (начальная 1, = 30 °С);
р' — отношение объема нагретого воздуха к теоретически необходимому.
при h < 1:
Яг=
tyx
-Ас'-100;
D.181)
где тип — поправки на физическую теплоту топлива и воздуха (табл. 4.25).
Потери теплоты с уходящими газами при сжигании природного газа и мазута:
q, =
ух
- 02.
D.182)
Формула D.182) получена путем преобразования формулы D.177) и подста-
новки в нее численных значений величин для природного газа и мазута.
В табл. 4.26 приведены значения z для природного газа в зависимости от
количества в продуктах горения углеродсодержащих компонентов, а в табл. 4.27
— для мазута.
149

Таблица 4.26
С02' + СО1 + СН„'
в продуктах
горения, %
11,8
11,6
11,4
11,2
11,0
10,8
10,6
10,4
10,2
10,0,
9,8
9,6
9,4
9,2
9,0
8,8
8,6
8,4
8,2
8,0
7,8
7,6
7,4
7,2
7,0
6,8
6,6
6,4
6,2
6,0
5,8
5,6
5,4
5,2
5,0
4,8
4,6
4,4
4,2
4,0
ЗНАЧЕНИЯ Z ДЛЯ ПРИРОДНОГО
ГАЗА
Температурный интервал продуктов горения, °С
0-250
4,13
4,18
4,24
4,28
4,35
4,43
4,48
4,53
4,60
4,67
4,75
4,84
4,93
5,02
5,10
5,17
5,27
5,35
5,45
5,57
5,68
5,80
5,90
6,05
6,22
6,45
6,55
6,70
6,95
7,15
7,35
7,55
7,85
8,05
8,35
8,65
9,00
9,35
9,75
10,2
200-350
4,16
4,25
4,30
4,34
4,40
4,47
4,53
4,60
4,65
4,75
4,83
4,90
5,00
5,07
5,15
5,26
5,35
5,45
5,55
5,67
5,80
5,90
6,05
6,15
6,32
6,50
6,65
6,85
7,05
7,25
7,45
7,65
7,95
8,20
8,50
8,75
9,10
9,50
9,90
10,3
350-500
4,28
4,33
4,40
4,46
4,50
4,57
4,65
4,70
4,78
4,85
4,93
5,00
5,10
5,20
5,30
5,35
5,45
5,55
5,65
5,77
5,90
6,05
6,20
6,30
6,45
6,65
6,80
6,95
7,15
7,35
7,60
7,80
8,05
8,35
8,70
8,95
9,25
9,65
10,05
10,5
500-700
4,37
4,43
4,50
4,56
4,60
4,67
4,75
4,80
4,88
4,95
5,03
5,10
5,20
5,30
5,40
5,50
5,60
5,70
5,80
5,90
6,00
6,15
6,30
6,40
6,60
6,75
6,95
7,15
7,35
7,55
7,75
7,95
8,25
8,50
8,80
9,15
9,50
9,90
10,3
10,7
700-900
4,47
4,53
4,60
4,66
4,70
4,77
4,85
4,90
4,98
5,05
5,13
5,20
5,30
5,40
5,55
5,65
5,75
5,85
5,95
6,05
6,15
6,32
6,45
6,55
6,75
6,90
7,10
7,30
7,50
7,65
7,90
8,15
8,40
8,65
9,00
—
—
—
—
—
900-1100
4,57
4,63
4,70
4,76
4,80
4,87
4,95
5,00
5,08
5,15
5,23
5,30
5,40
5,40
5,65
5,75
5,85
5,95
6,05
6,15
6,25
6,42
6,60
6,70
6,90
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1100-1300
4,67
4,73
4,80
4,86
4,90
4,97
5,05
5,10
5,18
5,25
5,33
6,40
5,50
5,60
5,75
5,85
5,95
6,05
6,15
6,30
—
—
—
—
—
—
—
—
—
— .
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1300-1600
4,77
4,83
4,90
4,96
5,00
5,07
5,15
5,20
5,28
5,35
5,43
5,50
5,60
5,70
5,85
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
150

ЗНАЧЕНИЯ Z ДЛЯ ТЯЖЕЛОГО МАЗУТА (RO,
Таблица 4.27
, « 16,5 %)
RO2' + CO'+CH4'
в продуктах
горения, %
16,5
16,3
16,0
15,8
15,6
15,4
15,2
15,0
14,8
14,6
14,4
14,2
14,0
13,8
13,6
13,4
13,2
13,0
12,8
12,6
12,4
12,2
12,0
11,8
11,6
11,4
11,2
11,0
10,8
10,6
10,4
10,2
10,0
9,8
9,6
9,4
9,2
9,0
8,8
8,6
8,4
8,2
8,0
7,8
7,6
7,4
7,2
7,0
6,8
6,6
6,4
6,2
6,0
0-250
3,95
4,00
4,05
4,10
4,14
4,18
4,22
4,27
4,32
4,37
4,42
4,47
4,52
4,57
4,63
4,70
4,75
4,81
4,88
4,96
5,03
5,10
5,17
5,25
5,34
5,43
5,52
5,61
5,70
5,79
5,88
5,97
6,05
6,16
6,27
6,40
6,55
6,70
6,85
7,00
7,15
7,30
7,45
7,60
7,75
7,90
8,10
8,35
8,60
8,85
9,10
9,35
9,60
200-350
4,00
4,05
4,10
4,14
4,18
4,22
4,27
4,32
¦ 4,37
4,42
4,47
4,52
4,57
4,63
4,70
4,75
4,81
4,88
4,96
5,03
5,10
5,17
5,25
5,34
5,40
5,50
5,60
5,68
5,75
5,83
5,92
6,06
6,16
6,27
6,36
6,48
6,65
6,78
6,92
7,08
7,22
7,38
7,52
7,68
7,82
8,00
8,25
8,50
8,75
9,00
9,25
9,50
9,80
Температурный интервал продуктов горенш
350-500
4,05
4,10
4,14
4,18
4,22
4,27
4,32
4,37
4,42
4,47
4,52
4,57
4,63
4,70
4,75
4,81
4,88
4,96
5,05
5,10
5,17
5,25
5,33
5,40
5,43
5,56
5,64
5,72
5,80
5,88
5,96
6,05
6,17
6,30
6,40
6,55
6,70
6,85
7,00
7,15
7,30
7,45
7,60
7,75
7,90
8,10
8,35
8,60
8,85
9,10
9,35
9,60
9,90
500-700
4,17
4,22
4,27
4,32
4,37
4,42
4,47
4,52
4,57
4,63
4,70
4,75
4,81
4,85
4,91
4,97
5,05
5,13
5,20
5,27
5,33
5,40
5,45
5,52
5,62
5,72
5,82
5,92
6,02
6,13
6,20
6,30
6,40
6,50
6,60
6,75
6,90
7,00
7,20
7,40
7,30
7,65
7,86
8,00
8,20
8,40
8,60
8,80
9,10
9,30
9,55
9,80
10,10
700-900
4,28
4,32
4,37
4,42
4,47
4,52
4,57
4,63
4,70
4,75
4,86
4,85
4,90
4,95
5,00
5,05
5,15
5,25
5,32
5,40
5,45
5,50
5,60
5,70
5,80
5,90
5,97
6,05
6,15
6,25
6,35
6,45
6,55
6,65
6,75
6,90
7,05
7,20
7,35
7,50
7,65
7,80
7,95
8,15
8,35
8,60
8,80
9,00
9,25
9,50
9,75
10,00
10,30
900-1100
4,38
4,42
4,47
4,52
4,57
4,02
4,67
4,74
4,80
4,85
4,90
4,95
5,00
5,05
5,10
5,15
5,25
5,35
5,42
5,50
5,55
5,60
5,70
5,80
5,90
6,00
6,10
6,20
6,30
6,40
6,50
6,60
6,70
6,80
6,90
7,05
7,20
7,35
7,50
7,65
7,80
8,00
8,15
8,35
8,55
8,80
9,00
9,20
9,45
9,75
10,00
10,30
10,60
¦ °G..
1100-1300
4,48
4,53
4,58
4,63
4,68
4,73
4,78
4,85
4,90
4,95
5,00
5,05
5,10
5,15
5,20
5,25
5,35
5,45
5,52
5,60
5,65
5,70
5,80
5,90
6,00
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
1300-1600
4,58
4,62
4,66
4,72
4,76
4,83
4,87
4,93
4,98
5,05
5,10
5,15
5,20
5,25
5,30
5,35
5,45
5,55
5,62
5,70
5,75
5,80
5,90
6,00
6,10
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
151

1.4.3. Потери теплоты вследствие химической неполноты горения
Возникают при недостатке воздуха, плохом смешении топлива с окислите-
лем, резком снижении температурного уровня в зоне горения и по другим при-
чинам. В результате горение протекает неполно, и с его продуктами выбрасы-
ваются горючие компоненты Н2, СО, СН4. Это приводит к недоиспользованию
химически связанной энергии топлива и снижению экономичности работы
топливоиспользующих установок.
Потери теплоты вследствие химической неполноты горения:
з пр.г D.183)
где Qn r — теплота сгорания 1 м3 сухих продуктов горения;
О = 126,5СО' + 108Н ' + 358СН '; D.184)
СО, Н,', СН4' — содержание горючих компонентов в продуктах горения.
При использовании выражения D.183) формулу D.184) можно представить
в следующем виде:
q2 = A2650СО' + 10800Н/ + 35800СН4')А/Р. D.185)
Значение h рассчитывается по формуле D.173).
1.4.4. Коэффициент расхода воздуха
Существует вполне определенная связь между коэффициентом расхода воз-
духа а и коэффициентом разбавления сухих продуктов горения /г:
h-\={a-\){VJV), D.186)
где Vo — объем воздуха, необходимый для горения газа; V — объем сухих
продуктов полного горения газа в теоретически необходимом количестве воз-
духа.
Из выражения D.186) можно определить а через коэффициент разбавления
сухих продуктов горения:
J0 D.187)
Если обозначить V/Vo = m, то окончательно:
а=1+(А-1);и, D.188)
Значения т для различных видов топлива следующие:
Топливо т Топливо т
Природный газ 0,90 Водяной газ >..,... 1,03
152

Таблица 4.28
Характеристики продуктов полного сгорания природного газа
Содержание в продуктах сгорания, %
СО2'
11,8
11,6
11,4
11,2
11,0
10,8
10,6
10,4
10,2
10,0
9,8
9,6
9,4
9,2
9,0
8,8
8,6
8,4
8,2
8,0
7,8
7,6
7,4
7,2
7,0
6,8
6,6
6,4
6,2
6,0
5,8
5,6
5,4
5,2
5,0
4,8
4,6
4,4
4,2
4,0
О2'
0,0
0,4
0,7
1,1
1,4
1,8
2,1
2,5
2,8
3,2
3,6
3,9
4,2
4,6
5,0
5,3
5,7
6,1
6,4
6,8
7,1
7,5
7,8
8,2
8,5
8,9
9,2
9,6
10,0
10,3
10,7
11,0
11,4
11,8
12,1
12,5
12,8
13,2
13,5
13,9
N2'
88,2
88,0
87,9
87,7
87,6
87,4
87,3
87,1
87,0
86,8
86,6
86,5
86,4
86,2
86,0
85,9
85,7
85,5
85,4
85,2
85,1
84,9
84,8
84,6
84,5
84,3
84,2
84,0
83,8
83,7
83,5
83,4
83,2
83,0
82,9
82,7
82,6
82,4
82,3
82,1
<¦
1,00
1,02
1,03
1,05
1,07
1,09
1,11
1,13
1,15
1,18
1,20
1,23
1,25
1,28
1,31
1,34
1,37
1,40
1,44
1,47
1,51
1,55
1,59
1,64
1,68
1,73
1,79
1,85
1,90
1,96
2,03
2,11
2,18
2,26
2,36
2,46
2,56
2,68
2,81
2,94
а
1,00
1,02
1,03
1,05
1,06
1,08
1,10
1,12
1,14
1,16
1,18
1,20
1,22
1,25
1,28
1,30
1,33
1,36
1,40
1,43
1,46
1,50
1,53
1,57
1,61
1,66
1,71
1,76
1,82
1,87
1,94
2,00
2,07
2,15
2,22
2,31
2,41
2,51
2,62
2,75
Температура горения,°С
'кал
2010
1990
1960
1940
1920
1900
1880
1850
1820
1800
1780
1760
1730
1700
1670
1650
1620
1600
1570
1540
1510
1470
1440
1410
1330
1350
1320
1290
1260
1230
1200
1170
1140
1100
1070
1040
1000
960
930
900
'расч
1920
1900
1880
1870
1860
1850
1840
1820
1790
1770
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
153

Таблица 4.29
Характеристики продуктов полного сгорания тяжелого мазута
(мало- и высокосериистого) в зависимости от RO2'
Содержание в продуктах сгорания, %
RO2'
16,5
16,3
16,0
15,8
15,6
15,4
15,2
15,0
14,8
14,6
14,4
14,2
14,0
13,8
13,6
13,4
13,2
13,0
12,8
12,6
12,4
12,2
12,0
11,8
11,6
11,4
11,2
11,0
10,8
10,6
10,4
10,2
10,0
9,8
9,6
9,4
9,2
9,0
8,8
8,6
8,4
8,2
8,0
7,8
7,6
7,4
7,2
7,0
6,8
6,6
6,4
О2'
0,0
0,3
0,6
0,9
1,2
1,4
1,7
1,9
2,2
2,4
2,7
2,9
3,2
3,4
3,7
4,0
4,2
4,5
4,7
5,0
5,2
5,5
5,7
6,0
6,2
6,5
6,7
7,0
7,2
7,5
7,8
8,0
8,3
8,5
8,8
9,0
9,3
9,5
9,8
10,0
10,3
10,5
10,8
11,0
11,3
11,6
11,8
12,1
12,3
12,6
12,8
N2'
85,5
83,4
83,4
83,3
83,2
83,2
83,1
83,1
83,0
83,0
82,9
82,9
82,8
82,8
82,7
82,6
82,6
82,5
82,5
82,4
82,4
82,3
82,3
82,2
82,2
82,1
82,1
82,0
82,0
81,9
81,8
81,8
81,7
81,7
81,6
81,6
81,5
81,5
81,4
81,4
81,3
81,3
81,2
81,2
81,1
81,0
81,0
80,9
80,9
80,8
80,8
и
п
1,00
1,01
1,03
1,05
1,06
1,07
1,08
1,10
1,11
1,13
1,15
1,16
1,18
1,20
1,21
1,23
1,25
1,27
1,29
1,31
1,33
1,35
1,37
1,40
1,42
1,45
1,48
1,50
1,53
1,55
1,58
1,61
1,65
1,68
1,72
1,75
1,79
1,83
1,87
1,92
1,97
2,00
2,06
2,12
2,17
2,23
2,29
2,35
2,42
2,50
2,58
(X
1,00
1,01
1,03
1,05
1,06
1,07
1,08
1,09
1,10
1,12
1,14
1,15
1,17
1,19
1,20
1,22
1,24
1,25
1,27
1,29
1,31
1,33
1,35
1,38
1,40
1,42
1,45
1,47
1,50
1,52
1,55
1,58
1,61
1,64
1,68
1,71
1,75
1,79
1,82
1,87
1,92
1,95
2,00
2,06
2,10
2,16
2,22
2,28
2,35
2,42
2,50
(кал
2100
2080
2040
2020
2000
1970
1970
1960
1940
1910
1880
1870
1850
1830
1820
1800
1780
1750
1730
1710
1700
1680
1660
1640
1620
1600
1580
1550
1520
1500
1480
1460
1440
1420
1400
1375
1350
1320
1290
1260
1240
1220
1205
1180
1160
1135
1110
1080
1050
1025
1000
154

Нефтепромысловый 0,91 Генераторный:
Сжиженный 0,92 из древесины или торфа. 1,40
Коксовый 0,90 из угля 1,50
Мазут 0,95 Доменный 1,70
В табл. 4.28 и 4.29 приведены характеристики продуктов полного сгорания
природного газа и мазута. Пользуясь этими данными, можно по анализу про-
дуктов сгорания определять а, коэффициент разбавления сухих продуктов
сгорания, калориметрическую и расчетную температуру горения.
1.4.5. Совместное сжигание двух видов топлива
В практике приходится сталкиваться с одновременным совместным сжига-
нием двух видов топлива: чаще всего жидким и газовым, двумя газовыми раз-
ных составов и, реже, газовым и твердым. Топливо с высокой температурой
t * — природный газ и мазут — применяют совместно с доменным и коксо-
вым газами (имеющими пониженную t^J*) для повышения температуры го-
рения. Используются также и другие сочетания.
Для теплотехнических расчетов можно с успехом применять упрощенную
методику, не требующую измерений расходов каждого вида топлива, отбора
средней пробы, анализа топлива и определения теплоты сгорания. При этом
необходимо сделать анализ продуктов сгорания, образующихся при работе
агрегата на двух топливах. При полном горении топлива значение СО2тах
(RO2max) определяют по формуле D.174), при неполном СО2тах — по формуле
D.175).
Чтобы не производить подробный анализ продуктов сгорания при неполном
горении топлива, можно осуществить дожигание содержащихся в них СО, Н2
и СН4 в петле газоанализатора. Данных о составе продуктов полного сгорания
топлива (СО2г и О2г) достаточно для определения СО2тах.
По значению СО2тах определяют обобщенные характеристики продуктов сго-
рания газового и жидкого топлива или смеси двух газов при их одновремен-
ном сжигании (/m*, P, В). На основании этих данных и температуры продук-
тов сгорания определяют потери теплоты с уходящими газами и вследствие
химической неполноты горения. По формуле D.173) подсчитывают коэффи-
циент разбавления продуктов горения воздухом, а по формуле D.188) — а.
Если известны потери теплоты от наружного охлаждения (или они могут быть
заданы), то легко определить КПД по обратному балансу.
В табл. 4.30, 4.31 приведены теплотехнические характеристики некоторых
смесей газового и жидкого топлива, позволяющие производить расчеты по из-
ложенной методике.
Рассмотрим на примере, как вести расчеты при совместном сжигании двух
видов топлива.
155

Таблица 4.30
Теплотехнические характеристики смеси природного газа (числитель, м3)
и мазута (знаменатель, кг)
RO2max в сухих
продуктах сгорания, %
11,8
12,2
12,6
13,0
13,3
13,5
13,7
13,8
14,0
14,2
14,3
14,7
15,0
15,4
16,5
Соотношение
топлива в смеси
1/0
1/0,1
1/0,2
1/0,3
1/0,4
1/0,5
1/0,6
1/0,7
1/0,8
1/0,9
1/1
1/1,5
1/2
1/3
0/1
*
' max) *--
2010
2010
2020
2030
2030
2040
2040
2050
2050
2050
2060
2070
2080
2090
2100
Р, кДж/м3
4200
4200
4200
4150
4150
4150
4100
4100
4100
4100
4050
4050
4050
4050
4000
в
0,80
0,80
0,81
0,82
0,82
0,83
0,83
0,84
0,84
0,84
0,85
0,86
0,86
0,87
0,88
Таблица 4.31
Теплотехнические характеристики смеси природного (числитель)
и коксового (знаменатель) газов
СО2тах в сухих
продуктах
сгорания, %
11,8
11,6
11,4
11,3
11,2
11,0
10,9
10,4
Соотношение
газов в
смеси, м3/м3
1/0
1/0,5
1/1
1/1,5
1/2
1/3
1/4
0/1
ft,
МДж/м3
36,0
29,5
26,6
24,7
23,6
22,4
21,4
17,6
t
Примечание. Состав природного газа, об
газа, об. %: СК, — 24, С„Н„ — 3, Н2 — 57, СО
max, *-*
2010
2020
2030
2040
2050
2060
2070
2090
%: СН4 -
— 6,0, С
Р, кДж/м3
4200
4230
4300
4300
4350
4400
4450
4550
- 98, С2Н6
5Н12^2,8,
У„, м3/м3
9,5
7,7
6,9
6,3
6,0
5,5
5,3
4,3
—1,0, N2 —
СО2 —3,0,
Vr, м3/м3
8,5
6,9
6,2
5,7
5,4
5,0
4,8
3,9
В
0,80
0,80
0,80
0,79
0,79
0,79
0,78
0,77
1,0; состав коксового
N2 —7.
156

Продукты горения совместно сжигаемых природного газа и мазута. %: RO '
12,1, О,' 2,4, СО' 1,2, Н2' 0,3, СН/ 0,5; ?ух = 650 °С.
На основании анализа продуктов сгорания по формуле D.175) определяем:
RO A2,1+ 1,2+ 0,5)-100
2тах 100-4,76B,4-0,4-1,2-0,2-0,3-1,6-0,5)
По значению RO2max находим из табл. 4.30, что на 1 м3 природного газа при-
ходится 1,25 кг мазута; при совместном сжигании двух видов топлива t * -
= 2065 °С;Р = 4105 кДж/м3; В = 0,855.
Коэффициент разбавления продуктов сгорания данного состава по формуле
D.173):
h =14,5/A2,1 + 1,2 + 0,5) =1,05.
Потери теплоты с уходящими газами по формуле D.177):
q, = 65°~20'0'9 [0,885 + A,05 -1,0) • 0,825 ¦ 0,885] 100 = 28,1 % .
2065
Потери теплоты вследствие химической неполноты горения по формуле
D.184)
qi = A26,5-1,2 + 108-0,3 + 358-0,5)-1,05-100/4105 = 9,3 %.
1.4.6. Расчеты при сжигании топлива
на обогащенном кислородном дутье
Пользуясь упрощенной методикой, можно, не определяя содержание кисло-
рода в дутье, по данным анализа продуктов сгорания и их температуре рассчи-
тать потери теплоты с уходящими газами, потери теплоты вследствие хими-
ческой неполноты горения и т.д.
Располагаемая теплота продуктов горения и потери теплоты с уходящими
газами, %:
чг = (vjqhwo;cCOi + n/cN2 + o;cO2 + со'ссо +
+ Н2'СН2 + СН;ССЩ + Н2О'СН2О),ух. D.189)
Потери теплоты вследствие химической неполноты горения определяются
по формуле D.184). Положив ,что Р = QJVr, получаем:
Чъ = (*Уен)A26,5СО' + 1О8Н2' + 358СН4')-100. D.190)
157

При работе на обогащенном кислородом дутье применение обычных фор-
мул для определения коэффициента расхода воздуха недопустимо, так как
объем сухих продуктов сгорания сильно отличается от объема расходуемого
на горение обогащенного воздуха. Еще в большей степени это относится к
сжиганию газа и жидкого топлива на чистом кислороде.
Для определения по анализу продуктов полного сгорания коэффициента рас-
хода кислорода при сжигании топлива на чистом кислороде или на воздуш-
ном дутье, обогащенном кислородом, с любым соотношением в нем кислоро-
да и азота рекомендуется формула
а = (О2' + лСО2')/(лСО2'), D.191)
где О2' и СО,' — содержание О2 и СО, в сухих продуктах сгорания, %; п —
коэффициент, показывающий отношение объема теоретически необходимого
для горения О2 к объему получаемой СО,.
Значения п для различных видов топлива следующие.
Топливо п Топливо п
Природный газ 2,00 Доменный ,... 0,41
Нефтепромысловый 1,82 Мазут:
Сжиженный 1,65 малосернистый 1,35
Коксовый 2,28 сернистый 1,40
Генераторный 0,73
При неполном горении топлива коэффициент расхода кислорода
а _ О2 -@,5СО' + 0,5Н^ + 2СН4) + п(С0'2 +СО' + СН'4) D 192)
л(со;+со'+сн4) ' ^ " '
Значение СО,тах при работе на обогащенном кислородом дутье определяет-
ся по анализу продуктов полного сгорания.
При этом учитывается смешение поданного кислорода с кислородом, содер-
жащимся в атмосферном воздухе:
СО2пих = 100СО2 7( 100 - хО2'), D.193)
где СО2тах — максимальное содержание СО2 в продуктах полного сгорания с
учетом обогащения воздуха кислородом, %; СО2' и О2' — содержание СО, и
О2 в продуктах полного сгорания, %; х — отношение объемов обогащенного
воздуха и кислорода с учетом смешения с атмосферным воздухом.
В формуле D.193) имеются две неизвестные величины: СО и х, поэтому
для их нахождения необходимо располагать двумя анализами продуктов пол-
ного сгорания и решать систему из двух уравнений.
158

Таблица 4.32
Значение СО2пим природного газа при работе на обогащенном кислородом воздухе
Содержание О2
в дутье, %
21
22 ¦
23
24
25
26
27
28
29
30
32
34
36
X
4,76
4,55
4,35
4,16
4,00
3,84
3,72
3,58
3,45
3,38
3,12
2,94
2,76
СО2 о/
11,8
12,4
13,0
13,6
14,3
15,0
15,6
16,3
17,0
17,7
19,1
20,5
22,0
Содержание С»2
в дутье, %
38
40
42
44
46
48
50
60
70
80
90
100
X
2,63
2,50
2,38
2,27
2,18
2,08
2,00
1,67
1,43
1,25
1,11
1,00
CChmax, %
22,5
25,0
26,6
28,2
29,9
31,6
33,3
42,8
54,0
66,7
82,0
100,0
В табл. 4.32 дана взаимосвязь СО2тах и х и содержания кислорода в обога-
щенном воздухе при сжигании природного газа.
1.4.7. Потери в окружающую среду
Одна из конструктивных особенностей вращающихся печей большая по-
верхность их барабанов. Это способствует росту потерь теплоты в окружаю-
щую среду, так называемый показатель qs.
Удовлетворительной тепловую изоляцию можно считать, если
Рабочая температура в печи, °С Температура наружного кожуха, °С
700-800 До 40
800-1200 До 50
Примем допустимой температуру наружной поверхности кожуха печи рав-
ной 50 °С.
В табл. 4.33 приведена зависимость тепловых потерь от температуры кожу-
ха. Следовательно, сверхнормативные потери теплоты с наружной поверхнос-
ти кожуха вращающейся печи в час составят
Q5 = (К -K)F, кВтч/ч (кДж/ч),
D.194)
где К — коэффициент зависимости тепловых потерь печи от фактической
температуры кожуха печи, кВт/м2; К — то же от номинальной температуры
кожуха печи E0 °С), кВт/м ; F— поверхность кожуха печи, м .
Общие потери в окружающую среду составят
159

Таблица 4.33
Зависимость тепловых потерь печи от температуры кожуха
Температура,
°С
30
35
40
45
50
55
60
65
70
Темная окраска,
кВт/м2
0,3
0,35
0,4
0,5
0,55
0,6
0,7
0,8
0,9
Алюминиевая
окраска, кВт/м2
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
0,5
0,57
0,62
0,7
Температура,
°С
75
80
85
90
95
100
ПО
120
130
Темная окраска,
кВт/м
1,0
1Д
1,2
1,3
1,4
1,5
1,7
1,9
2,2
Алюминиевая
окраска, кВт/м2
0,75
0,82
0,91
1,0
1,08
1,17
1,4
1,53
1,8
%, D.195)
где Q — номинальная тепловая мощность печи, ГДж/ч.
Пример. В результате испытаний определено, что фактическая средняя
температура наружного кожуха равна 95 °С. Номинальная тепловая мощность
печи равна 10 ГДж/ч. Поверхность барабана печи — 550 м2. Окраска — тем-
ная. В соответствии с формулой D.195) общие тепловые потери в окружаю-
щую среду составят
,-3
д. = A00-1,4-550-3,6-10'ую = 27,7 %,
•v-3
где 3,6-10 — переводной коэффициент кВт-ч в ГДж.
Отсюда видно, что потери в окружающую среду на вращающихся печах могут
достигать значительных величин.
1.5. Горение природного газа во вращающихся печах
1.5.1. Образование газового факела во вращающихся печах
цементной промышленности
Во вращающейся печи под воздействием турбулентной струи газового топ-
лива и воздуха образуется турбулентный диффузионный факел.
Требования, предъявляемые к газовому факелу во вращающихся печах: вы-
сокая температура для обеспечения необходимого, времени пребывания мате-
риала в зоне спекания (не ниже 1600-1700 °С), достаточная длина, способ-
ствующая сохранению футеровки, отсутствие химического недожога при ко-
эффициенте избытка воздуха 1,05-1,1 могут быть выполнены только при диф-
фузионном способе сжигания газа, когда смешение газа с воздухом, поступа-
ющим из клинкерного холодильника, происходит в самой вращающейся печи.
В этом случае скорость процесса горения газа зависит от скорости смешения
- диффузии воздуха и газа. Горячий воздух из клинкерного холодильника в
160

зависимости от типа холодильника, расхода топлива и коэффициента избытка
воздуха поступает в печь с температурой 300-600 °С и движется в разгрузоч-
ном конце печи со скоростью 4-6 м/с при значениях критерия Re > 100 000,
т.е. воздушный поток имеет резко выраженный турбулентный характер. По-
ток поступающего в печь газа среднего давления через сопло форсунки также
носит турбулентный характер, причем турбулентность суммарного воздушно-
го и газового потоков в процессе смешения еще более усиливается. Для про-
цесса смешения газа с воздухом во вращающихся печах большое значение
имеет скорость истечения газа из сопла однопроводных горелок, составляю-
щая, как показала практика цементных заводов, от 250 до 400 нм/с. При таких
скоростях истечения газа достигается высокая степень турбулизации газового
потока, достаточная для полного и интенсивного его смешения с воздухом.
Поэтому нет необходимости в искусственной турбулизации его за счет подачи
закрученного потока первичного воздуха, что обеспечивает экономию элект-
роэнергии (отпадает необходимость в установке дополнительных вентилято-
ров) (рис. 4.45).
Для обеспечения интенсивного смешения топлива и воздуха в двухпровод-
ных горелках, имеющих скорость истечения газа из сопла горелки 60-70 нм/с,
возникает необходимость в дополнительной турбулизации газового потока за
счет закручивания потока первичного воздуха, количество которого составля-
ет 10-30 % всего воздуха, потребного для горения топлива.
Температура воспламенения газового факела зависит от физико-химичес-
ких свойств топлива и воздуха, формы и размеров топочной камеры и т.д.
Воспламенение горючей смеси осуществляют как путем разогрева смеси до
самовоспламенения, так и путем применения внешних источников тепла. Вто-
рой метод применяется для воспламенения горючей смеси во вращающихся
печах.
Рис. 4.45. Схема истечения природного газа из однопроводной горелки и смешение его с воздухом во
вращающейся печи: 1 — горелка; 2 — воздух из холодильника; 3 — вращающаяся печь; 4 —вектор
первоначальной скорости воздуха; 5 — вектор первоначальной скорости газовой струи; 6 — вектор
газовоздушной смеси; 7 — основной участок струи; 8 — начальный участок струи: / — обрез сопла
горелки; II — переходное сечение; со — угол раскрытия свободной турбулентной струи A5-26°).
6. Лисиенко В.Г. и др. 161

Газовоздушные смеси могут воспламеняться только при определенных кон-
центрациях в них горючих компонентов (табл. 4.1).
Температура воспламенения природных газов находится в пределах 560-
800 °С и подсчитывается по правилу усреднения Ле-Шателье (табл. 4.2).
Для воспламенения газовоздушной смеси во время розжига вращающихся
печей источник зажигания (специальное запальное устройстве) должен обес-
печить температуру 800-900 °С.
Скорость распространения пламени в неподвижной газовоздушной смеси
прямо пропорциональна корню квадратному из значения, теплопроводности
смеси и обратно пропорциональная средней скорости реакции горения. Обычно
в технической литературе приводят уравнение для нормальной скорости рас-
пространения пламени U, под которой подразумевается отнесенная к невосп-
ламенившемуся газу с температурой 0 °С скорость, с которой пламя переме-
щается по нормали к его поверхности и которая возникает в результате про-
цесса передачи тепла посредством молекулярной теплопроводности.
U можно рассчитать по эмпирическим формулам, см/с:
U =U
D.196)
+ А(С -С )(С -С),
н.пред v т h/v в т/?
где U — предельное значение Uh, см/с; А — коэффициент; Ст — концент-
рация топлива в смеси, % по объему; Сн, Св — концентрация топлива в смеси
на нижнем и верхнем пределах распространения пламени, % по объему, где
Сн = 2,2-1О5/М0но>88,
С = 100/A00/Ch-1,42Zm)
MQh — низшая мольная теплота сгорания, кДж/(кг моль); Ьм — стехиометри-
ческий коэффициент, кг окислителя/кг топлива.
Концентрационные пределы, скорость распространения пламени и характе-
ристики топливовоздушных смесей приведены в табл. 4.34 и на рис. 4.46,4.47.
D.197)
D.198)
?/„, см/с
40
35
12 3 4 5 6 7 8
Рис. 4.46. Нормальная скорость рас-
пределения пламени в топливно-воз-
душной смеси в зависимости от чис-
ла атомов углерода в молекуле угле-
водорода
4
/
У
1
/
'з
/
1
N
\
\
4
\
//
ft
С/„, м/с
2,4
1,6
0,8
°0,2 0,6 1 1,4 а
Рис. 4.47. Нормальная скорость распространения
пламени в зависимости от коэффициента избытка
воздуха: 1 — СО; 2 — С2Н,; 3 ~- Н2; 4 — СД; 5 —
C3Hg; 6 — СН4: / — область недостатка воздуха; //
— область избытка воздуха
162

Таблица 4.34
Скорость распространения пламени и характеристики тепловоздушных смесей
Топливо
Метан
Этан
Пропан
Бутан
Пентан
Гексан
Формула
СН4
С2Н6
С3Н8
С4Ню
С5Н12
СбН]4
Максимальная
скорость
распространения
пламени Ы„, см/с
33,8
40,1
39,0
37,9
38,5
38,5
Концентрация
топливной смеси
Сп, /о
9,96
6,26
4,54
3,52
2,92
2,52
Температура газа
во фронте,
пламени, К
2235
2246
2251
2256
2245
2241
\ S 1
щ
§ § и
и я
9,56
16,70
23,90
31,02
38,4
45,4
Концентрация топлива
в смеси на пределе
распространения
пламени, %
с„
5,0
3,0
2,2
1,9
1,4
1,2
15,0
12,5
9,5
8,5
7,8
7,0
Коэффициент избытка
воздуха на пределе
распространения
пламени
ан
1,99
1,93
1.86
1,66
1,83
1,81
0,59
0,42
О,40
0,35
0,31
0,29
Если в природном газе содержание балласта превышает 5 %, то вводится
коэффициент, %:
К = [100 - N - 1,2СО.]/100,
D.199)
где N2 и СО2 — содержание азота и двуокиси углерода в горючем газе, %.
Нормальная скорость распространения пламени для газа, содержащего бал-
ласт:
и = ик.
D.200)
Диффузионный турбулентный факел, образующийся при сжигании во вра-
щающихся печах природного газа с применением однопроводных горелок,
схематически показан на рис. 4.48.
Эта схема отражает только общий принцип образования факела. В действи-
тельности во вращающихся печах могут быть значительные отклонения от
приведенной схемы из-за различных режимных факторов, количества и сте-
пени подогрева воздуха, типа горелочного устройства, степени подготовки
обжигаемого материала в низкотемпературных зонах и т.д.
Рис. 4.48. Схема диффузионного факела природного газа во враща-
ющейся печи при однопроводных горелках: 1 — ядро чистого газа; 2
— зона окружающего чистого воздуха; 3 — зона наиболее интен- Газ
сивного горения; 4 — зона горения с преобладающим содержанием
воздуха; 5 — зона горения с преобладающим содержанием газа
163

Исследования диффузионного факела природного газа, проведенные Юж-
гипроцементом на огневом стенде, позволили установить зависимость, м:
V.
1,5
D.201)
К
w,, =
и 0,785й?г2
-,нм3/(см2-с),
D.202)
где V — расход природного газа, нм3/с.
Е. И. Ходоровым выведена формула для расчета длины факела, см. также
формулы D.155Н4.158):
\1,5
Д.
Д,г G,rp
D.203)
где / — длина факела, м; ?>вг — внутренний диаметр зоны горения, м; н>и —
скорость истечения газа из сопла горелки, нм /(м -с); пг — число горелок; G ,
G — расход воздуха из холодильника и газа из горелки, кг/с.
Однако область применения формул, приведенных выше, ограничена и при-
менение их к печам диаметра 4,5 м и более дает большие ошибки. Формула
D.200) кроме того не учитывает влияния коэффициента расхода воздуха. Ис-
следования, проведенные в Гипроцементе, позволили установить зависимость
Таблица 4.35
Длина факела в печах различных типоразмеров
Диаметр печи, м
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
4,5
4,5
4,5
4,5
5,0
5,0
5,0
5,0
5,0
5,0
Диаметр горелок, м
0,072
0,078
0,085
0,06
0,06
0,06
0,06
0,0805
0,0805
0,0805
0,0805
0,134
0,134
0,134
0,134
0,124
0,124
Количество
горелок
1
1
1
2
2
2
2
2
2
2
2
1
Коэффициент избытка
воздуха
1,1
1.
1.
,1
,1
,05
,1
,17
,3
,064
,1
,15
5,0
,0
,06
,137
5,0
,05
,3
Значения /ф по
методике Гипроцемента
22,0
22,5
23,0
23,0
21,0
19,0
16,5
35,0
33,0
30,0
26,0
63,0
46,0
40,0
35,0
45,0
33,0
164

для /ф, которая наиболее точно совпадает с практическими данными. Значения
/ рассчитанные по формулам Гипроцемента, представлены в табл. 4.35.
Приведенные данные показывают влияние на / различных факторов — ко-
эффициента расхода воздуха, выходного диаметра сопла горелки (скорости
истечения), числа горелок, диаметра печи.
Наибольшее влияние на длину факела оказывает изменение коэффициента
избытка воздуха. Так для печи диаметром 3,6 м /ф укорачивается с 23 до 16,5 м,
а для печи диаметром 5м — с 46 до 35м при увеличении ас 1,05 до 1,3.
Уменьшение диаметра выходного сопла горелки, что при постоянном расхо-
де газа эквивалентно увеличению скорости истечения, приводит к уменьше-
нию его длины. Для факела, стесненного размерами печи, такой зависимости
не наблюдается. Не установлено влияние на общую /ф числа горелок и измене-
ния расхода топлива при постоянном dr.
Длину и форму диффузионного факела во вращающихся печах регулируют
многими способами:
- изменением количества топлива (скорости истечения) для однопроводных
горелок и количества (скорости истечения) первичного воздуха для двухпро-
водных горелок. Наиболее благоприятная скорость истечения природного газа
для печей диаметром от 3,6 до 5 м, как показала практика цементных заводов,
находится в пределах 250-300 нм3/(см -с), при этом /ф = F-7)?>вгпри двух од-
нопроводных горелках. При установке одной однопроводной горелки / уве-
личивается примерно в 1,4-1,5 раза. По данным В. К. Классена, полное сжи-
гание газообразного топлива обеспечивается при Wh = 230-280 нм3/(см2 с) с
частичным закручиванием потока;
- изменением положения горелки с наклоном ее на материал под некоторым
углом, что улучшает смешение топлива и воздуха;
- изменением коэффициента расхода воздуха, что достигается регулировкой
работы запечного дымососа. Однако с увеличением, разрежения в загрузоч-
ном конце печи увеличивается наряду с а и (ог, факел укорачивается за счет
усиленного поступления воздуха в зону смесеобразования. Зависимость / от
а представлена на рис. 4.49. При 2 < а < 0,6 возможен отрыв пламени, т.е.
концентрация природного газа ниже или выше пределов воспламенения. Ко-
эффициент избытка воздуха должен быть минимальным, но в то же время обес-
печивать сжигание топлива без химического недожога. Оптимальное значе-
ние а = 1,05-1,08. Увеличение б приводит к потерям тепла из-за снижения
концентрации СО2 и Н2О в продуктах горения и уменьшения теплоотдачи лу-
чеиспусканием от газового потока материалу и увеличению потерь тепла с
отходящими газами из-за возрастания их количества. Увеличение коэффици-
ента избытка воздуха на 10 % увеличивает расход теплоты на 250-270 кДж на
1 кг клинкера (рис. 4.50). Снижение а ниже значений 1,03 (реже < 1) приводит
к химическому недожогу топлива и потерям тепла по этой статье теплового
165

d\2
d\\
-—«^
1,2
1,4
1,6
300
: 250
1
: 200
i.
50
100
/
/
/
/
/
/
/
/
/
/ /
У у
/
/
/
/
/
f
/
/
У
У
/
/
0,8 0,6 0,4 0,2 Чл.
Рис. 4.49. Зависимость длины факела от коэф-
фициента избытка воздуха
Рис. 4.50. Удельный расход условного топлива в
зависимости от коэффициента избытка воздуха
и КПД холодильника: природный газ;
мазут и уголь (W=2%)
баланса, а рассчитывается по данным анализа отходящих газов из вращаю-
щихся печей:
N,
а = ¦
N2 -3,76(О2 -0,5СО-0,5Н2 -2СН4)
D.204)
погрешность составляет ±5 %;
- изменением режима работы колосникового клинкерного холодильника и
температуры вторичного воздуха *вв. С увеличением количества вторичного
воздуха факел укорачивается за счет возрастания w . Разделение вторичного
воздуха на отдельные потоки в рекуператорных холодильниках способствует
получению более короткого факела, чем в барабанных и колосниковых при
тех же условиях;
- регулированием разрежений в головке печи аспирационным дымососом
холодильника.
1.5.2. Газовые горелки, применяемые во вращающихся печах
цементной промышленности
Во вращающихся печах цементной промышленности в основном применя-
ют однопроводные диффузионные горелки внешнего смешения. Их отличает
высокая тепловая мощность, простота конструкции, устойчивость факела. По
величине давления горелки цементных печей подразделяются на горелки низ-
кого давления — до 0,005 МПа и среднего — от 0,005 до 0,3 МПа.
Во вращающихся печах цементной промышленности устанавливают также
двухпроводные горелки с принудительной подачей газа и воздуха по отдель-
ным каналам, расположенным в общей трубе.
166

Применяют однопроводные диффузионные газовые горелки конструкций
Гипрониигаза (ГВП), СредНИИгаза (ВРГ), Гипроцемента (ГРЦ, ГРФ, ГДС),
Южгипроцемента (ЮГЦ), в которых воздух инжектируется за счет кинети-
ческой энергии газовой струи и вследствие разрежения, создаваемого газовой
струей, поступает в топочное пространство печи.
Характеристики газовых горелок, использовавшихся в цементной промыш-
ленности СССР, представлены в табл. 4.36.
Вихревые газовые горелки ГВП предусматривают возможность изменения
геометрических характеристик факела путем регулирования скорости истече-
ния газа из сопла при неизменном расходе и за счет искусственной турбулиза-
ции газового потока. Скорость истечения газа регулируется подвижным сер-
дечником. Искусственная турбулизация газового потока, закручивание его и
изменение угла раскрытия достигается с помощью завихрителя с лопатками,
тангенциально расположенными под постоянным углом к оси горелки
(рис. 4.51).
Скорость истечения газа находится в пределах 200-800 нм7(м-с). В этих го-
релках достигаются сверхзвуковые скорости истечения за счет сопла Лаваля,
которые образует центральное отверстие корпуса горелки совместно с дрос-
селем.
Опыт эксплуатации горелок ГВП на вращающихся печах дал положитель-
ные результаты. Однако эта горелка имела ряд существенных недостатков:
- в связи с жестким креплением лопаток завихрителя нет возможности ме-
нять степень и направление закручивания газового потока;
- сложность конструкции;
- сердечник необтекаемой формы играет роль завихрителя;
- большой угол раскрытия факела — 90°, что неблагоприятно сказывается
на стойкости футеровки.
2 3 45 6
Рис. 4.51. Вихревая газовая горелка ГВП конструкции Гипрониигаза: 1 — механизм осевого пере-
мещения завихрителя; 2 — тяга завихрителя; 3 — центрирующие перья направляющей трубы; 4 —
завихритель; 5 — направляющая труба; 6 — газовое сопло; 7 — тангенциальные лопатки; 8 — дрос-
сель; 9 — механизм перемещения дросселя
167

ш
Таблица 4.36
Завод
Брянскцемент
Себряковский
Здолбуновский
Каменец-
Подольский
Чимкентский
Навоийский
Горнозаводский
Топкинский
Кантский
Ивано-
Франковский
Опыт
Типоразмер печи, м
3,6x3,3x3,6x150,
4,5x170
4,5x170
5x185
3,6x3,3x3,6x150
4x3,6,4x150
4,5x170
5x185
3,6x118
4,5x170
5x185
4x150
6,4x7,0x95
3,6x127
4,5x170
5x185
5x185
4x3,5x128,8
4x128,8
3,6x69
применений газовых горелок в цементной промышленности СССР
Применяемая
горелка
ГРЦ-П,ГРЦ-7
ГРЦ-7
ГРЦ-6М
Одноканальная
Тоже
ГРЦ-7
ГРЦ-6М
Диффузионная
Тоже
ГМУ-120
ГРЦ
ВРГ
ВРГ-16
ГРЦ
150
ВРГ
Диффузионная
одноканальная
Диаметр
выходного
отверстия
горелки, мм
85
120
140
75
78
120
135
70
112
140
139
97
137-154
80
125
144
150
78-84
64
Часовой расход
натурального
топлива, тыс. нм3
5-5,5
10-12
13-15
5-5,5
5-5,5
9
14
4,4-4,5
10,5-11
12,5
—
7,3
13,8
4
9,5
13
11-13
5,7
3,65-3,75
Давление, МПа
на газорегуляторнои установке
до
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
4
4
3
—
3
3
3
3
3
6
5
после
1,5
1,5
1,7-1,2
1,5
1,5
1,5
1,7-1,8
2,5
2,5
2,8
—
2
2,8
2-2,1
2-2,1
2-2,1
2,2
3
на горелке
0,8-0,9
0,9-1
0,5-0,7
0,5-0,9
0,5-0,9
0,5-0,9
0,5-0,9
0,8-0,5
0,5-0,8
0,3-1
—
2
1,5-3
0,2-0,7
0,7-0,8
0,7-0,8
1,5
2,1-2,2
Производительность
печи т/ч
24
50
70
28,1
35,3
54,8
73,6
21,75
51,5
70
—
35,5
100
21
50
70
72
25-30
18

Продолжение табл. 4.36
Завод
Белгородский
Криворожский
Катав-Ивановский
Николаевский
Нижнетогильский
Енакиевский
Магнитогорский
Липецкий
Типоразмер печи, м
3,6x3,3x3,6x150
4,5x170
3,2x3, 6x32
4x60
4x60
4x150
4x4,6x4x150
3,6x150
3,6x127
3x52,7
4x3,6x4x150
4x3,3x3,6x150
4x60 с конвейерным
кальцинатором
Применяемая горелка
ЮРЦ-1
ВРГ
Диффузионная
однопроводная
Одноканальная
ВРГ,
модернизированная
заводом
ГРЦ
югц
Одноканальная
диффузионная
ЮГЦ-4
ГВП
Диаметр
выходного
отверстия
горелки, мм
38
38,5
102
45^9
76-78
105-120
109
30
90
49-50
Часовой расход
натурального
топлива,
тыс. нм3
5,15-5,3
6,45-7
9,5-10,5
3-3,2
4^,5
7-8
5,5
2,1
5-6
4,23
Давление, МПа
на газорегуляторнои установке
ДО
2,6
2,6
2,6
6
2,4-2,8
2,7
10-12
1,75
3
3
после
—
3,9
2,3
1,7-1,8
3
1,5
1,8
2,5
на горелке
0,5
0,7
0,9
2,8-3,2
1,3-1,8
1-1,4
2,2
0,35-0,4
1,1-1,5
2,5
Производительность
печи, т/ч
26,6
32,5
52,6
33-35
35-42
33,7
29,5
5
31
35

Продолжение табл. 4.36
Завод
Руставский
Душанбинский
Каспийский
Сухоложскцемент
Мордовцемент
Новотроицкий
Днепродзержинский
Ахангарацемент
Карадагский
Одесский
Типоразмер печи, м
3,6x127
4x127
4x128,8
3,6x60
4x3,5x4x128
3x3,45x3,6x84
4x3,6x4x150
3,6x70
5,6x185
3,6x3,3x3,6x150
3,6x127
3,6x118
3,6x4x118
4,5x170
3,6x3,3x3,6x150
4x3,6x4x150
4,5x170
3,6x70,1 с
концентраторами
шлама ~\
Применяемая
горелка
ВРГ
ГРЦ
ВРГ
ющ
югц
ГРЦ-5М
ГРЦ-6М
гвп
югц
ГРЦ
ВРГ
Двухпроводная
ЮГЦ
Диаметр
выходного
отверстия
горелки, мм
92
84
76
72
80
60
ПО
90
100
55-60
100
65
140
85
Часовой расход
натурального
топлива,
тыс. нм3
5,5-5,8
20,8
5,3
3,402
5,356
4,5
15,5
4,5-5
5-5,5
7-8
9,5
4,5
8,5
3,7
Давление, МПа
на газорегуляторнои установке
до
5
3
3
8
—
3
4-5
2,1
5-6
3,5
3,5
0,6
после
3,5
2,8
2,8
6
—
2,8
3
1,5
6-9
2
2
0,3
на горелке
0,6
—
—
3
—
1,2-1,5
0,7-0,8
1
0,9-1,15
0,7-0,9
0,7-0,9
0,8-1,5
Производительность
печи, т/ч
25,2
25
12,5
14
26
19-19,7
77-78
25,2
25,1-26
24,6
50
25
50
18,3

Горелка вихревая реверсивная ВРГ разработана СредНИИгазом с учетом
недостатков горелки ГВП, см. также разд. 1.5.4.
В горелке ВРГ в отличие от ГВП установлен завихритель, все лопатки кото-
рого могут одновременно поворачиваться на шарнирных ножках в нужную
сторону в зависимости от направления вращения печи. Угол поворота лопаток
относительно оси горелки может плавно изменяться от 0 до ±60 °С. Измене-
ние wh газа происходит перемещением дросселя вдоль оси горелки независи-
мо от поворота лопаток. Дросселирование и поворот лопаток производится
одной тягой. С увеличением угла поворота лопаток интенсивность закручива-
ния газового потока равномерно возрастает.
Основным недостатком данной горелки является малая работоспособность
и надежность узла крепления лопаток, который в процессе эксплуатации час-
то выходит из строя, и лопатки приходится демонтировать.
Большинство горелок ВРГ эксплуатируют в настоящее время во вращаю-
щихся печах с демонтированными лопатками и степень регулирования угла
раскрытия факела вследствие этого у них ограничена. Горелки ВРГ дают от-
носительно короткий и жесткий факел. Скорость истечения газа из сопла го-
релки ВРГ составляет от 300 до 800 нм3/(м2-с), угол раскрытия факела у этих
горелок меньше, чем у горелки ГВП, но достаточно большой, что также не-
благоприятно сказывается на устойчивости обмазки и стойкости футеровки.
Горелки выпускаются шести модификаций (I-VI) на номинальный расход газа
1500-28000 нм3/ч, тепловой мощностью 14,8-276,8 Вт/ч. Горелка ВГР пред-
ставлена на рис. 4.52.
Южгипроцементом проведены испытания горелки ГВП на печи 5x185 м Ба-
лаклейского и горелки ВРГ на печи 4,5x170 м Ахангаранского цементно-ши-
ферных комбинатов. Скорость истечения газа регулировали в пределах 170-
350 нм /(м -с). Длину факела регулировали в пределах 10 м в основном за счет
изменения wu. Расход условного топлива на 1 тонну клинкера на Ахангаранс-
ком комбинате снижен после внедрения горелок ВРГ на 1,8-2 %. Минималь-
ный коэффициент избытка воздуха а составляет от 1,04 до 1,05.
Рис. 4.52. Газовая вихревая реверсивная го-
релка ВРГ конструкции СредНИИгаза: / —
газовое сопло; 2 — лопатки; 3 — дроссель; 4
— шток
Рис. 4.53. Газовая горелка ЮГЦ конструкции
Южгипроцемента: / — механизм перемещения
дросселя; 2 — шток; 3 — газовая труба; 4 — со-
пло; 5 — обтекаемый сердечник
171

Конструкция горелок ВРГ несколько лучше, чем ГВП, и угол раскрытия фа-
кела у них меньше; стойкость футеровки во вращающихся печах, оснащенных
горелками ВРГ, выше, причем последние могут работать как с закручиванием,
так и без закручивания газового потока.
Южгипроцементом с учетом выявленных недостатков горелок ГВП и ВРГ
разработана горелка без завихрителей с обтекаемым сердечником (рис. 4.53).
Сопло горелки представляет собой конфузор с центральным углом 20°, и про-
ходные сечения, образующиеся при возвратно-поступательном движении сер-
дечника, эквивалентны конфузором сопел "Лаваля". Горелка ЮГЦ создает
минимальный угол раскрытия факела вследствие отсутствия завихрителей и
за счет плавной формы сопла, сердечника и проходных сечений между ними.
Регулирование протяженности газообразного диффузионного факела за счет
изменений скорости истечения природного газа и минимальный угол раскры-
тия факела при разных положениях сердечника способствует сохранению и
улучшению обмазки и, следовательно, увеличению срока службы футеровки,
а также уменьшают теплопотери в окружающую среду корпусом вращающей-
ся печи.
Горелки типа ЮГЦ были внедрены и успешно эксплуатировались на многих
цементообжигательных печах различных цементных заводов. Основные тех-
нические данные работы вращающихся печей с горелками типа ЮГЦ приве-
дены в табл. 4.37.
Химический недожог топлива при оснащении печей горелками ЮГЦ не на-
блюдался, минимальный коэффициент избытка воздуха а составлял 1,05-1,06
при скорости истечения газа w = 170-200 нм3/(м2-с).
ВНИИпромгазом и Гипроцементом разработаны горелки с регулируемыми
характеристиками факела ГРЦ (рис. 4.54), Гипроцементом, ВНИИпромгазом
и Саратовским политехническим институтом — новые горелки ГДС и ГРФ.
Отличительной особенностью горелки ГРЦ является наличие внутреннего
завихрения газового потока и возможность подачи части газа по кольцевому
каналу незавихренным. Горелки ГРЦ, установленные на вращающихся печах,
почти повсеместно работают без завихрителя во внутреннем канале, который
демонтируют из-за несовершенства его конструкции. Дросселирование газа
Рис. 4.54. Газовая горелка ГРЦ конструкции Гипрооцемента и ВНИИПромгаза: 1 — механизм пере-
мещения внутренней трубы; 2 — тяга;. 3 — конус; 4 — наружное сопло с конусностью 8°; 5 —
внутренняя труба с конусностью на выходе газа 3° (дроссель) с заверителями
172

Таблица 4.37
Завод
Коркинский
Новотроицкий
Каспийский
Лисичанский
Краснодарский
межколхозный
Нижнетогильский
Белгородский
Размер печи, м
4x3,6x4x150
4,5x170
3,6x127
3,6x118
3x3,45x3x3,6
х84
2,7x50,6
3,6x118
3,6x150
3,6x3,3x3,
6x150
Данные работы
Количество
печей
4
2
2
1
2
1
1
1
1
вращающихся печей с горелкой типа
Расход топлива, кг/т
клинкера
ДО
внедрения
229,6
215,4
—
245
206,5
216,7
236,9
после
внедрения
227,9
214,9
—
243.8
200,5
215,9
232
Производительность
печей, т/ч
До
внедрения
27,3
51,3
25
14
21,6
25,1
26
после
внедрения
28
51,5
25,9
14,03
22,1
25,4
26,5
ЮГЦ
Химический состав отходящих газов,
%
СО2
20,6
19,6
21,6
16,4
22
21
200
О2
1,7
2,6
1,9
0,5
2,2
2
2,9
СО
0
0
0
1,3
0
0
0
н2
0
0
0
0
0
0
0
сн4
0
0
0
0
0
0
0
N2
78,5
77,8
76,5
81,8
75,8
77
77,1
9
1,08
1,15
1,10
1
1,12
1,11
1,15
Стойкость футеровки,
сут.
до
внедрения
253
200
—
230
—
—
220
172
после
внедрения
261
300
—
250
—
230
230
239

осуществляют путем перемещения по оси горелки внутренней трубы и изме-
нения проходного сечения.
В горелке ГРФ газ подается двумя потоками: один проходит через газовы-
пускное кольцо в корпусе параллельно оси горелки, другой — через установ-
ленную по оси горелки трубу с профилированной насадкой (грибком) на вы-
ходном конце, обеспечивающей веерообразное раскрытие газовой струи под
острым или прямым углом к оси горелки. Расход газа первого потока регули-
руется дросселем, который перемещается в осевом направлении и изменяет
проходное сечение.
Горелка ГДС — прямоточная, газ в ней подается двумя потоками (централь-
ным — нерегулируемым (с постоянной скоростью) и кольцевым — перемен-
ной скорости) в зависимости от положения дросселя. Оба потока параллель-
ны оси горелки.
Восточным институтом огнеупоров (Свердловск) разработана серия горе-
лок типа ГВМ со сверхзвуковыми скоростями истечения газа. На рис. 4.55, а
Рис. 4.55. Горелки для вращающихся печей со сверхзвуковыми скоростями истечения газа: а — од-
носопловая горелка ГВМ; б — горелка с регулируемой длиной факела ГВМ-КР; в — горелка с регу-
лируемой длиной и светимостью факела ГВМ-К
174

представлен наконечник однопроводной горелки ГВМ с соплом Лаваля для
получения высоких скоростей истечения газа. Процесс массообмена между
газом и воздухом происходит за счет высокой кинетической энергии газовой
струи. Горелка рекомендуется для коротких вращающихся печей. Регулирова-
ние /ф производится регулировочным конусом. Расположение и длину зоны
обжига регулируют углом наклона горения и расстоянием ее сопла от разгру-
зочного обреза печи.
Горелка ГВМ-КР (рис. 4.55, б) позволяет регулировать / изменением выход-
ного сечения сопла Лаваля перемещением регулировочного конуса. Горелка
проста в изготовлении и легко регулируется в широком диапазоне. Горелки
ГВМ и ГВМ-КР позволяют повысить температуру в зоне обжига до 1700-
1730 °С и их применение на вращающихся печах для обжига доломита позво-
лило снизить удельный расход топлива на 12 % и повысить производитель-
ность печей на 10,3 %.
В горелке ГВМ-К (рис. 4.55, в) осуществляют регулировку / перераспреде-
лением газа по автономным соплам: наружному — соплу Лаваля и централь-
ному — коническому соплу. При подборе расходов газа по внешнему и внут-
реннему соплам и установлении определенных скоростей газовых струй внут-
ренняя струя некоторое время нагревается без доступа достаточного количе-
ства воздуха, происходит самокарбюрация газа, и факел становится светящим-
ся. Горелки ГБМ, ГВМ-КР и ГВМ-К работают устойчиво при давлении газа не
выше 0,3 МПа.
В цементной промышленности США широко распространены однопровод-
ные регулируемые и нерегулируемые газовые горелки с высокой [300-400 нм /
(м2-с)] скоростью истечения газа из сопла. Факел начинается примерно на рас-
стоянии 500 мм от сопла.
На ряде заводов продолжают применять двухканальные горелки низкого
давления (до 0,02 атм.), которые появились раньше одноканальных. В этих
горелках по центральному каналу подают газ, а по охватывающему его коль-
цевому каналу воздух в количестве 15-30 % от общего расхода. Скорости вы-
хода газа и воздуха составляют, примерно, 40-75 и 30-60 м/с. Для обеспече-
ния полного сгорания газа и температуры, необходимой для клинкерообразо-
вания, газ и воздух в этих горелках закручивают с помощью различных при-
способлений (рис. 4.56). Наиболее эффективны одностороннее закручивание
газа и воздуха или закручивание одного воздуха. Закручивание одного газа
или встречное закручивание газа и воздуха дают худший результат.
Наконец, в некоторых случаях используют трехканальные горелки, по внут-
реннему кольцевому каналу которых идет газ, а по наружному кольцевому и
центральному каналам — воздух. В такой горелке, изображенной на рис. 4.57,
в газовом канале установлены завихряющие лопатки. Сечение центрального
воздушного канала в 2 раза больше сечения наружного кольцевого канала.
175

Рис. 4.56. Двухканальные газовые горелки: 1 — ввод воздуха; 2 — ввод газа; 3 — завихритель газа;
— завихритель воздуха; 5 — дроссель; б — камера предварительного смешения газа с воздухом; 7 -
передвижная труба "телескоп"; 8 — теплоизоляционная защита горелки
Рис. 4.57. Трехканальная газовая горелка
\
Охлаждающий
воздух
Рис. 4.58. Газовая горелка фирмы "Пиллард": / — завихритель; 2 — канал ввода мазутной форсунки;
3 — канал завихряемого потока газа; 4 — канал аксиального истечения газа; 5 — канал охлаждающе-
го воздуха; б — жаростойкая изоляция; 7 — мембрана; 8 — узел регулирования щели аксиального
канала; 9 — узел регулирования положения завихрителя
176

Значительный интерес представляют регулируемые горелки зарубежных
фирм. Например, многоканальная газовая горелка фирмы "Пиллард" (ФРГ)
может быть использована для комбинированного сжигания газа и мазута
(рис. 4.58).
Горелка имеет четыре канала. Наружный канал 5 предназначен для подачи
охлаждающего воздуха при помощи специального высоконапорного вентиля-
тора производительностью до 20 м3/мин. Поверхность горелки защищена от
воздействия высоких температур теплоизлучения огнеупорной обмазкой (теп-
лоизоляцией) толщиной 50 мм. Канал 4 имеет кольцевую щель, регулируе-
мую, с помощью винтов 5. Канал 3 снабжен специальным многозаходным A0-
12 заходов) винтовых завихрителем 1 для закручивания газового потока. По-
ложение завихрителя по отношению к выходному обрезу горелки регулирует-
ся винтами 9. Внутренний канал 2 предназначен для установки мазутной го-
релки, а также для ввода электрозапального устройства.
Горелки фирмы "Пиллард" обычно устанавливают на специальных само-
ходных лафетах, перемещающихся по рельсам. Горелки перемещаются отно-
сительно оси печи в вертикальной и горизонтальной плоскостях при помощи
механизмов. На лафете монтируется также вентилятор охлаждения корпуса
горелки.
К подводящему газопроводу и к вентилятору первичного воздуха при рабо-
те на мазуте горелки подсоединяют с помощью гибких маслостойких резино-
вых армированных рукавов (шлангов).
Особенность конструкции горелок фирмы "Пиллард" — возможность рабо-
ты их в различных режимах: /— сжигание только газообразного топлива; //—
сжигание только жидкого топлива (мазута); /// — сжигание смеси газообраз-
ного и жидкого топлива в различных соотношениях от 0 до 100 %.
Работа горелки по режиму I. Природный газ подается по каналам 3 и 4.
Рабочее давление газа 0,1-0,2 МПа. Изменяя расход газа через каналы акси-
ального и тангенциального (завихренного) истечения, а также положение за-
вихрителя и сечения кольцевой щели, можно регулировать горелки по мощно-
сти (количество сжигаемого газа), форме и протяженности факела в широком
диапазоне. Угол раскрытия факела изменяется практически от 0 до 90°.
Самый короткий и широкий факел обеспечивается при подаче газа только
по каналу 3 через завихритель. При этом завихритель должен быть установ-
лен заподлицо с обрезом горелки. Втягивание завихрителя внутрь горелки
сопровождается удлинением факела.
Самый узкий и длинный факел получают при подаче газа через аксиальный
канал 4 с максимальной кольцевой щелью. Уменьшение щели снижает расход
газа и требует частичного открытия тангенциального канала, что сопровожда-
ется сокращением длины факела.
177

При работе на двух каналах и соответствующей регулировке можно полу-
чить факел различной характеристики.
Работа горелки по режиму П. В центральный канал 2 вводят мазутную фор-
сунку и устанавливают ее заподлицо с обрезом горелки, к патрубку газовых
каналов 3 и 4 подсоединяют вентилятор первичного воздуха. Регулировка про-
цесса горения осуществляется как подачей мазута, так и подачей первичного
воздуха; подача воздуха по аксиальному каналу дает более длинный факел, по
каналу с завихрителем — более короткий.
Работа горелки по режиму III. При одновременном сжигании жидкого и
газообразного топлива возможны два варианта. Первый вариант — преобла-
дание доли газообразного топлива в смеси. В этом случае сжигание может
осуществляться без подачи первичного воздуха: по каналам 3 и 4 подается газ,
мазут — через мазутную форсунку. Регулирование процесса горения и харак-
теристики факела происходят путем изменения соотношения количества по-
даваемого газа по аксиальному и тангенциальному каналам и регулированием
мазутной форсунки. Второй вариант — преобладание доли жидкого топлива.
При сжигании смеси подают первичный воздух по одному из каналов 3 или 4.
На практике чаще первичный воздух поступает через завихритель, а газооб-
разное топливо — по аксиальному каналу. Регулирование процесса сжигания
происходит преимущественно путем регулировки мазутной форсунки.
Комбинированные горелки фирмы "Пиллард", предназначенные для посто-
янной работы на смеси газа и мазута, отличаются более сложной конструкци-
ей: они имеют отдельный дополнительный канал для подачи первичного воз-
духа.
Все горелки устанавливают во вращающихся печах с помощью специально-
го механизма их перемещения параллельно оси печи с некоторым смещением
от центра печи в сторону обжигаемого материала. Координаты оси горелки
относительно оси печи ориентировочно 500 и 400 мм (особенно для печей
диаметром 4,5 м и более). Реальные координаты установки горелки выбира-
ются с учетом режима обжига клинкера на конкретном цементном заводе с
целью получения оптимальных показателей работы печей (максимальная про-
изводительность печи, минимальный расход топлива при высоком качестве
клинкера). Для этого механизм перемещения горелки должен обеспечивать не
только ее возвратно-поступательное движение со скоростью 1,5-2 м/мин, но и
возможность перемещения вверх-вниз, вправо-влево. Выпускаемые заводом
Волгоцеммаш механизмы перемещения горелок (особенно для печей 5x185 м)
имеют ряд существенных конструктивных недостатков и еще не полностью
отвечают требованиям цементной промышленности.
178

1.5.3. Газомазутные горелки цементных печей
Многие цементные предприятия периодически работают на двух видах топ-
лива, например, на газе и мазуте. По производственным причинам приходится
переводить вращающиеся печи с одного вида топлива на другой. Это в ряде
случаев связано с простоями печей (до 8 ч), перерасходом топлива и потерями
клинкера в связи со снижением коэффициента использования печей.
С целью обеспечения бесперебойной работы печи независимо от вида топ-
лива и сокращения времени перевода с одного вида топлива на другой Сред-
НИИгазом была разработана газомазутная горелка ГМВГ, представленная на
рис. 4.59. Горелка предполагает раздельное сжигание газа или мазута и не по-
зволяет осуществить их совместное сжигание.
Институтом газа АН УССР и Каменец-Подольским цементным заводом, а
затем и Южгипроцементом совместно со Старооскольским цементным заво-
дом разработаны газомазутные горелки для совместного сжигания газа и ма-
зута (рис. 4.60). Газомазутная горелка прошла промышленную проверку на
вращающейся печи 5x185 м Старооскольского цементного завода. Основные
технические данные газомазутной горелки: производительность по газу —
14000, 9800, 7000 нм3/ч; по мазуту — 8000, 14000 кг/ч. Давление перед горел-
кой, МПа: газа — 0,1-0,15; мазута — 3,5. Длина газомазутного тракта, м: от
обреза сопла до патрубка подвода газа — 9; общая длина горелки — 11,5;
Мазут
Газ или воздух
Рис. 4.59. Газомазутная горелка ГМВГ конструкции СредНИИгаза: / —тяга; 2 — газовая (воздуш-
ная) труба; 3 — завихрители газа (воздуха); 4 — газовое (воздушное) сопло; 5 — мазутная насадка с
соплом и тангенциальным завихрителем
Рис. 4.60. Газомазутная горелка конструкции Южгипроцемента и Старооскольского цементного за-
вода: / — газовое сопло; 2 — газовая труба; 3 — мазутная труба; 4 — тяга иглы; 5 — завихритель
мазута; 6 — перо; 7 — дроссель; 8 — мазутная игла; 9 — мазутная насадка
179

диаметр^газового сопла- 0,158 м; диаметр мазутного сопла - 0,0075 м;
вм^сГоТсжиТ ПР°ВеРКа ГаЗОМа3УТНОЙ г°Рел™ "лазала возможность со-
вместного сжигания природного газа и мазута без химического недожога с
мас-
ти печи VOj/ч расход мазута составил от 4,6 до 5 т/ч, газа от 7 до 73 м3/ч
Суммарный расход тепла составил 6700 кДж на 1 кг клинкера или 228 8 кг
условного топлива на 1 т клинкера при влаге шлама 42-42,5 %.
1.5.4. Горелочные устройства для вращающихся печей различного
технологического назначения наличного
В трубчатых вращающихся печах, как уже отмечалось, осуществляют суш
ку и подогрев различных рудных и нерудных материалов, пр™Гие I
жиг, а также термохимическую обработку. Различия в технологГеских 'npt
цессах определили и существенное различие в конструкциях печей и прежде
всего, в организации системы отопления Р
нГтечка
'¦', 3 — головка печи; 4 —
воздуха; 8 — загрузоч-
180

ные камеры сгорания, различные по конструкции и размерам. Как правило,
каждый агрегат оснащен индивидуальной топкой, но имеются топки, которые
обеспечивают теплоносителем несколько агрегатов. Регулирование темпера-
туры теплоносителя осуществляют двумя способами: либо за счет установки
специальных горелок, работающих с повышенными коэффициентами расхода
воздуха, либо за счет подачи в топку, минуя горелку, воздуха или рециркули-
рующих продуктов сгорания.
К горелочным устройствам следует предъявлять следующие основные тре-
бования:
• эксплуатационная надежность, удобство и безопасность обслуживания;
• обеспечение полного сгорания газа и резервных видов топлива в пределах
топочного объема;
• достаточно низкие гидравлические сопротивления на пути воздуха и газа;
• обеспечение надежных условий для воспламенения и стабилизации факела;
• небольшие габаритные размеры и масса;
• соответствие теплообменных характеристик факела требованиям техноло-
гического процесса;
• возможность регулирования теплообменных характеристик факела при
работе на переменных нагрузках или на различных видах топлива;
• возможность быстрого и удобного переключения на резервное топливо.
Удовлетворить всем эти требованиям в равной степени часто бывает невоз-
можно, так как они в ряде случаев противоречивы. Так, например, снижение
гидравлических сопротивлений ниже определенного предела обычно приво-
дит к повышению неравномерности скоростного поля воздушного потока, в
котором труднее обеспечить равномерное распределение топлива. Повыше-
ние расходов воздуха или газа (с целью уменьшения габаритных размеров го-
релки) или повышение интенсивности крутки (с целью улючшения процессов
смесеобразования) влекут за собой увеличение гидравлических потерь и т.д.
В некоторых технологиях при обработке сыпучего материала недопустим
контакт его с продуктами сгорания топлива. В этом случае продукты сгорания
от горелочных устройств направляются в специальные каналы, выполненные
в огнеупорных блоках, из которых изготовлена футеровка печи. Если по усло-
виям технологии температура обрабатываемого материала не превышает 500-
600 °С, то топки устанавливают на корпусе печи. Известны схемы отопления,
когда корпус печи располагается непосредственно в топке. В этом случае осу-
ществляется наружный обогрев барабана и важным вопросом работы систе-
мы отопления и выбора горелок является исключение местного перегрева кор-
пуса печи.
Вращающиеся трубчатые печи, применяемые в черной и цветной металлур-
гии, в основном аналогичны печам, применяемым в цементной и огнеупор-
ной промышленности. Печь представляет собой футерованный цилиндричес-
181

кий корпус, установленный на поддерживающих роликах под углом к гори-
зонту и вращающийся относительно продольной оси. С входной стороны име-
ются питатели для загрузки обрабатываемых материалов и с выходной сторо-
ны — холодильник или промежуточный бункер для готового продукта.
В зависимости от особенностей обжига и размеров печей применяют раз-
личные схемы подвода топлива. Для целей сушки и прокаливания концентра-
та, а также окислительного обжига окатышей используются относительно ко-
роткие печи. Все топливо и воздух вводятся через торцевые горелочные уст-
ройства.
При восстановительном обжиге во вращающуюся печь загружают твердый
восстановитель в смеси с шихтой или организуют вдувание восстановитель-
ных газов. Во всех случаях является существенным равномерное распределе-
ние топлива по длине печи и дожигание горючих компонентов в уходящих
газах над слоем материала. Поэтому в этих печах применяют рассредоточен-
ный ввод восстановителя, топлива и воздуха.
Широкое распространение получили печи с распределенным подводом газа
по длине корпуса. Газ по центральному каналу вводится в одну из торцевых
частей печи, проходит через кожух на поверхность и поступает в коллектор
(рис. 4.61, в). От коллектора вдоль печи проложены трубы, по которым газ
подводится в нужное место.
Торцевая подача газа на печь отличается высокой герметичностью, но не
всегда является надежной, особенно для печей, у которых в месте ввода цент-
рального газопровода необходимо иметь высокую температуру печных газов.
Последнее обстоятельство приводит к отложению в газопроводе сажи или
прогару его стенок.
Существуют различные схемы использования газа, поданного на вращаю-
щийся корпус печи. Газ может подаваться рассредоточенно по длине печи вме-
сте с воздухом через периферийные горелки. В этом случае сжигание топлива
производится в надслоевом пространстве печи. Известны вращающиеся печи,
в которых углеводородный газ подается непосредственно в слой восстанавли-
ваемого материала, где происходит разложение газа, взаимодействие продук-
тов разложения с материалом слоя и последующее дожигание. Предложены
различные схемы компоновки продувочных фурм. Фурмы можно размещать в
шахматном порядке с переменным шагом, увеличивающимся в сторону раз-
грузки в зависимости от степени заполнения печи. Для повышения стойкости
футеровки требуются специальные панели и форсуночные блоки. В слой газ
может подаваться не только в чистом виде, но и в смеси с воздухом при пол-
ном или частичном предварительном перемешивании.
Наряду с общими требованиями к горелкам вращающихся печей такого клас-
са предъявляется ряд специфических. Прежде всего, горелки должны обеспе-
182

чивать состав и температуру газовой среды в объеме печи, необходимые по
условию протекания процесса в слое.
При торцевом отоплении печей горелки в основном должны обеспечивать
максимально возможную или регулируемую длину факела. При этом факел в
отдельных случаях не должен касаться футеровки печи и обрабатываемого
материала для исключения его спекания.
В том случае, если горелки расположены на вращающемся корпусе и фор-
мируют факел внутри рабочего объема печи, требования к горелкам могут быть
различные в зависимости от места их установки и режима работы. Например,
если в печь для металлизации загружаются неподогретые окатыши и уголь, то
на начальном участке печи необходимо осуществить интенсивный нагрев
шихты до температур, при которых начинается восстановление. Факел горе-
лок, работающих на этом участке печи, может касаться футеровки и материа-
лов без опасности появления спеков. По мере подогрева шихты до температур
около 1000 °С появляется возможность образования спеков. В этих участках
факел должен располагаться ближе к оси печи и иметь равномерное поле тем-
ператур.
Горелочные устройства должны позволять регулировать характеристики
факела: длину, форму, положение в печи и тому подобное.
Для торцевого отопления печей нашли применение горелки типа ГРД, ВРГ,
используемые в печах для производства цемента. Это однопроводные горелки
с подводом газа при различной интенсивности его закрутки. Воздух для горе-
ния поступает в печь через охладитель и неплотности торцевой головки, и при
работе горелки он практически не регулируется (см. разд. 1.5.2).
Для расширения возможности регулирования факела применяют двухпро-
водные горелки, в которых предусмотрено изменение степени смешения топ-
лива и воздуха.
Горелка регулируемая диффузионная. Горелка регулируемая диффузион-
ная типа ГРД разработана ВНИИпромгазом для торцевого отопления трубча-
Рис. 4.62. Горелка регулируемая диффузионная ГРД-2
183

3000
25.00 -
I
С
cd
tD
5
98
49
б
0 49
Давление газа Рг, кПа
50
Положение
дросселя, мм
Рис. 4.63. Характеристики горелки ГРД-2: а — расходная К =/(/>г) [о — длинный факел; х — корот-
кий факел]; б — зависимость давления газа от положения дросселя
тых вращающихся печей (рис. 4.62). Горелка состоит из сопловой части 1 с
расположенными в ней шестью соплами 2 и центральным соплом 3. В цент-
ральном сопле вдоль оси горелки перемещается профилированный дроссель
4. Газ, проходя через сопловую часть, разделяется на два потока, один из кото-
рых проходит в зазор между дросселем и соплом, а второй поток проходит
через шесть периферийных каналов.
При вводе дросселя в центральное сопло горелки скорость истечения газа из
периферийных сопел и кольцевого зазора, образованного центральным соплом
и дросселем, будет максимальной.
При выводе дросселя скорость истечения газа из центрального сопла и пе-
риферийных сопел будет плавно изменяться от максимального значения до
минимального.
Расходные и регулировочные характеристики даны на рис. 4.63.
Основные паспортные данные горелки ГРД-2 приведены ниже:
Тепловая мощность, МВт 31,6
Расход газа, м3/ч 3200
Коэффициент расхода воздуха в конце печи 1,08
Изменение давления при изменении положения
дросселя от полностью введенного до полностью
выведенного при номинальном расходе газа, кПа 45-80,5
Диапазон регулирования
(по требованиям технологии):
короткий факел:
по расходу газа, м3/ч 1200-3200
по давлению газа, кПа 12,25-80,5
длинный факел:
по расходу газа, м3/ч 1200-3200
по давлению газа, кПа 7,85-45
Скорости истечения газа при номинальном расходе
(рассчитанные), м/с:
184

короткий факел 375
длинный факел 260
Выходной диаметр центрального сопла, мм 44
Диаметр периферийного сопла, мм 20
Количество периферийных сопел, шт 6
Диаметр дросселя, мм 36
Ход дросселя, мм 125
Длина дросселя, мм 174
Внутренний диаметр корпуса, мм 100
Длина корпуса, мм 3060
Диаметр подводящего газ патрубка, мм 100
Габаритные размеры горелки, мм:
длина 3451
ширина 205
высота 324
Вихревая реверсивная горелка. Вихревая реверсивная горелка ВРГ разра-
ботана САФ ВНИИпромгаз для вращающихся печей обжига строительных ма-
териалов. Горелка ВРГ (рис. 4.64) состоит из насадка сопла 5, корпуса 2, дрос-
селя 3, лопаточного завихрителя 4 и узла управления дросселем и завихрите-
лем 1. Дроссель конический служит для изменения площади сопла и соответ-
ственно скорости истечения газа (см. также разд. 1.5.2).
Завихритель аксиально-лопаточный с реверсивным поворотом лопаток от-
носительно оси горелки с максимальными углами отклонения ±45°.
С помощью дросселя и завихрителя регулируются в широком диапазоне ха-
рактеристики факела (угол раскрытия, длина и жесткость) в зависимости от
технологии обжига материала.
Ряд горелок ВРГ разделен на пять групп. Горелки каждой группы имеют
одинаковые размеры, кроме диаметра насадка сопла. В зависимости от диа-
Газ
Рис. 4.64. Вихревая реверсивная горелка ВРГ
185

метра насадка сопла горелки имеют различные номинальные расходы газа и
пределы регулирования (табл. 4.38).
Весь горелочныи ряд характеризуется следующими техническими показа-
телями:
Таблица 4.38
Основные размеры и параметры работы горелок ВРГ (рис. 4.64)
Номинальный
расход газа,
м /ч
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
5500
6000
6500
7000
7500
8000
8500
9000
9500
10000
10500
11000
12000
13000
14000
15000
16000
18000
20000
Тепловая
мощность,
МВт
14,3
19,7
24,5
29,6
34,5
39,4
44,4
49,2
54,2
59,1
64,0
69,0
76,2
78,8
83,75
88,5
93,5
99,5
103,5
107
118,2
128
138
142
158
189
197
Диапазон
регулирования,
150-1650
200-2200
250-2750
300-3300
350-3850
400^400
450^950
500-5500
550-6050
600-6600
650-7050
700-7700
750-8250
800-8800
850-9350
900-9900
950-10500
1000-11000
1050-11550
1100-12100
1200-13200
1300-14300
1400-15400
1500-16500
1600-17600
1800-19800
2000-22000
Основные размеры горелок
Диаметр
сопла, мм
ВРГ-1
52
55
58
60
ВРГ-2
71
73
75
77
ВРГ-3
80
91
92
94
96
97
ВРГ-4
ПО
112
ИЗ
114
115
117
119
ВРГ-5
139
141
144
146
150
154
Диаметр
дросселя, мм
42
54
68
83
108
Диаметр
кольца, мм
56
58
82
97
122
Диаметр завихрителя
по лопаткам, мм
87
ПО
136
164
214
186

Таблица 4.39
Размеры основных элементов горелок ВРГ
Основные размеры горелок
Диаметр
головки, мм
80
100
125
150
209
Высота
лопатки, мм
15,5
21
27
33,0
44,5
Диаметр
корпуса, мм
125
148
175
200
259
Ход дросселя,
мм
ВРГ-1
65
ВРГ-2
90
ВРГ-3
115
ВРГ-4
140
ВРГ-5
180
Длина
горелки,м
6,0
8,0
10,6
12,0
13,0
Масса, кг
84
127
199
289
726
Диаметр окружности
болтовых отверстий
диаметром 18, мм
150
170
200
225
280
Номинальное давление газа, кПа 73,5
Коэффициент расхода воздуха 1,04-1,05
Средняя скорость факела на выходе
из горелки, м/с 300-350
Расстояние по оси факела от горелки
до максимума температур, м B,5-3)?>п
Номинальная длина факела в футерованной
цилиндрической камере с диаметром Dn, м B,5-3)?>п
Размеры основных элементов горелок каждого типоразмера и технические
возможности приведены в табл. 4.39.
Газовые горелки ВостИО. Восточным институтом огнеупоров разработа-
ны три серии высокоскоростных газовых горелок для трубчатых вращающих-
ся печей огнеупорного производства. Общий вид горелки приведен на рис. 4.65,
а конструкции выходных элементов на рис. 4.66.
В этих горелках существенная интенсификация процесса смесеобразования
с одновременным увеличением инжекционной способности газовой струи
достигается за счет значительного увеличения скорости истечения газа (сверх-
звуковой режим истечения) при применении расширяющегося сопла. Полное
абсолютное давление газа перед соплом для получения сверхзвуковых скоро-
стей истечения газа должно быть более 0,18 МПа. Хороший эффект достига-
ют при полном давлении газа перед соплом 0,3-0,4 МПа.
Наличие такого давления газа перед соплом позволяет получать скорости
истечения газовой струи 500 м/с и выше. При этом значении скоростей исте-
чения возникает сильная турбулизация выходящей газовой струи, что приво-
дит к интенсивному перемешиванию газа с воздухом. Регулирование длины
187

Рис. 4.65. Общий вид диффузионной горелки ВостИО: 1 — подвод газа; 2
приводом; 4 — наконечник; 5 — выходной насадок; 6 — вставка
- корпус; 3 — шток с
Q
r 1
щ —
¦ 1 1 1
. 1 —
/VJ
/
•Q
Рис. 4.66. Конструкция выходных элементов горелок ВостИО: а — ГВМ-К; б — ГВМ-КР; в — ГВВ
факела в рабочем пространстве печи достигается за счет изменения скорости
истечения газа (горелка ГВМ-К), разделения общего потока на две коаксиаль-
ные струи и комбинации скоростей их истечения (горелка ГВМ-КР), а также
за счет изменения угла раскрытия газовой струи.
188

Технические характеристики каждого типа горелок приведены в табл. 4.40-
4.42.
Регулируемая горелка ГВМ-К (Н96-11-00) содержит трубу, заканчивающую-
ся соплом. В сопле установлен регулировочный конус, который перемещают
вдоль сопла для регулирования расхода газа и длины факела при помощи ме-
ханизма, установленного на противоположном конце горелки. Конус и со-
пло выполнены таким образом, чтобы при перемещении конуса в пределах
рабочего регулирования горелки соотношение критической и выходной пло-
Технические характеристики горелок ВостИО ¦
Таблица 4.40
¦ ГВМ-К (рис. 4.66, а)
Обозначение
горелки
ГВМ-К-1
ГВМ-К-2
гвм-к-з
ГВМ-К-4
ГВМ-К-6
Давление
газа, МПа
0,4
Расход
газа, м3/ч
1000
2000
3000
4000
6000
dc
29,1
41,1
50,4
58,2
71,5
Конструктивные размеры,
d\
16,6
27,2
34,7
40,9
55,0
d\
25,6
33,5
39,8
45,3
51,0
/<¦
21,5
27,5
33,7
38,9
48,0
мм
k
95,5
78,9
75,6
75,1
80,0
D
60
75
90
ПО
120
Таблица 4.41
Технические характеристики горелок ВостИО — ГВМ-КР (рис. 4.66, б)
Обозначение
горелки
ГВМ-КР-1
ГВМ-КР-2
ГВМ-КР-3
ГВМ-КР-4
ГВМ-КР-6
ГВМ-КР-8
Давление
газа, МПа
0,4
Расход
газа, м7ч
1000
2000
3000
4000
6000
8000
Конструктивные размеры, мм
а'кр
39,5
52,8
64,1
72,0
89,7
103,0
d
40,2
54,2
66,0
74,3
92,6
106,5
dc
37,0
47,0
56,0
62,0
77,0
88,0
8
3
3
3
3
4
4
6,0
11,4
15,6
19,2
24,0
29,0
d«
34,0
44,0
54,0
60,0
74,0
85,0
/к
97,0
125,0
154,0
170,0
220,0
250,0
D
60
75
90
ПО
120
150
Таблица 4.42
Технические характеристики горелок ВостИО — ГВВ (рис. 4.66, в)
Обозначение
горелки
ГВВ-1
ГВВ-2
ГВВ-3
ГВВ-4
ГВВ-6
Давление
газа, МПа
0,4
Расход
газа, м7ч
1000
2000
3000
4000
6000
Конструктивные размеры, мм
dc
38,4
48,3
56,4
63,5
75,7
d
42,8
50,4
58,7
66,0
84,7
d\
25,0
25,0
25,0
25,0
25,0
d'\
37,7
44,3
49,7
54,7
63,3
lc
30,0
30,0
30,0
30,0
30,0
/к
81,2
122,3
157,5
188,8
252,8
D
60
75
90
110
120
189

щадей сечения сопла обеспечивало получение сверхзвуковых скоростей исте-
чения газовой струи. Горелка ГВМ-К имеет 5 типоразмеров на расходы газа
от 1000 до 6000 м7ч.
Горелка ГВМ-КР (Н96-10-00) наряду с кольцевым соплом Лаваля имеет цен-
тральное цилиндрическое сопло, регулирование степени открытия которого
производят при помощи регулировочного конуса. При перемещении конуса и
изменении давления газа изменяется как абсолютный расход газа, так и соот-
ношение скоростей в центре струи и на ее периферии. Это расширяет возмож-
ности регулирования степени перемешивания общей струи с низкоскорост-
ным потоком воздуха, подсасываемым через холодильник печи.
Горелки ГВМ-КР дают наибольший эффект на вращающихся печах боль-
шой длины и диаметра, поэтому горелки разработаны на расходы природного
газа от 1000 до 8000 м3/ч.
Отличительной особенностью горелки ГВВ (Н96-12-00) от всех вышеука-
занных типов является то, что регулировочный конус выполнен расширяю-
щимся по ходу движения газа. Такая конструкция конуса в сочетании с рас-
ширяющимся кольцевым соплом Лаваля позволяет получить веерообразный
факел.
Такая форма факела позволяет интенсифицировать процесс сжигания газа в
рабочем пространстве вращающейся печи, получать большую интенсивность
тепловыделения на меньшей длине зоны обжига, что особенно важно при об-
жиге трудноспекающихся материалов в печах сравнительно небольшой дли-
ны.
Горелка ГВВ имеет 5 типоразмеров на расходы газа от 1000 до 6000 м3/ч.
Применение в конструкции горелки расширяющегося конуса позволяет суще-
ственно увеличивать пределы регулирования горелок (практически от нуля до
максимального расхода) при неизменных сверхзвуковых скоростях истечения
газовой струи.
Подсоединение горелки к газопроводу осуществляют на гибких шлангах.
Результаты испытаний горелок показали, что при любых конструкциях и
расчетном режиме горелки работают с отрывом факела от сопла. Однако при
разогретом рабочем пространстве срывов факела не наблюдается. Изменяя
положение подвижных элементов горелки, можно изменять характер выгора-
ния топлива. Содержание в продуктах горения оксидов азота NOv не превы-
шает 0,01 % (объемн.), или 200 мг/м3.
Горелки вращающихся печей для боковой компоновки. Горелки пред-
назначены для рассредоточенного подвода природного газа и воздуха по дли-
не вращающейся печи. Конструкция горелок тепловой мощностью 5 и 30 МВт
разработаны во ВНИИМТ для вращающейся печи диаметром 6,24 м и длиной
92 м.
190

о
35 отв.
/Ш5Г
о
а^
Q
-
t
ч
й
у/
115 1
А-А
Рис. 4.67. Горелка тепловой мощности 30 МВт для вращающейся печи: / — воздушный корпус; 2
— газовая труба; 3 — наконечник; 4 — центрирующие ребра; 5 — направляющая труба; 6 — термо-
пара; 7 — смотровой патрубок
Общий вид горелки тепловой мощностью 30 МВт показан на рис. 4.67. Го-
релка тепловой мощностью 5 МВт аналогична по конструкции, но имеет вы-
ходной диаметр 400 мм.
Основным элементом горелки является корпус, размещенный на установоч-
ном патрубке печи, и вводимый в рабочее пространство по радиусу ее попе-
речного сечения. К воздухоподводящему патрубку горелки, имеющему пово-
191

ротный шибер с приводом, присоединен нагнетательный патрубок вентилято-
ра. По оси корпуса горелки размещена газовая труба, оканчивающаяся смен-
ным соплом. Особенностью горелки является выполнение выходного отвер-
стия для истечения воздуха непосредственно в месте поворота потока на 90°.
Эта особенность вызвана необходимостью иметь минимально возможный ди-
аметр отверстия в корпусе печи для ввода горелки в рабочий объем.
Горелка может работать либо с однострунным соплом с диаметром, пример-
но равным диаметру газоподводящей трубы, либо с наконечником, формиру-
ющим систему расходящихся газовых струй. В связи с тем, что корпус горел-
ки при работе печи находится в потоке продуктов сгорания с температурой
около 1200 °С, его изготавливают из стали 25Х23Н7СЛ.
Для контроля температуры набегающего потока внутри горелки установле-
на термопара. Она размещена в направляющей трубе, а ее рабочий спай в алун-
довом чехле выступает из корпуса в рабочее пространство печи. При темпера-
туре печной среды 1250 °С корпус работающих горелок нагревается до 900 °С.
Факел, создаваемый горелкой, характеризуется закономерностями, свойствен-
ными горелкам типа "труба в трубе". Однако конструкции выходных элемен-
тов горелок и печная среда создают специфические особенности развития фа-
кела.
Для эффективной работы горе-
лок надо прежде всего обеспе-
+4 | \_ ? | УУ777Л —-— ,^01 чить необходимое положение
факела в печи. В зависимости от
требований технологии факел
может располагаться по оси
печи, отклоняться к слою обра-
батываемого материала, или под-
ниматься к своду.
Угол отклонения вытекающего
из горелки потока существенно
зависит от соотношения разме-
-12
I
-4
-20
-24
OZ)=50mm
XDAD=98mm
+ 9 ИО=202мм
А?>=400 мм
• D=500 мм
0,2 0,4 0,6 0,8
Относительный диаметр d/D
1,0
Рис. 4.68. Зависимость угла отклонения
оси вытекающего потока а от диаметра ди-
афрагмы da места ее установки: / — сим-
метричное расположение; 2 — смещение
против потока воздуха в горелке; 3 — сме-
щение по направлению потока воздуха (D
— внутренний диаметр корпуса горелки,
равный диаметру выходного отверстия;
заштрихована область возможных углов
отклонения факела)
192

ров выходных элементов носика горелки: диаметра выходного отверстия, длины
насадка и сочетания этих элементов.
Наиболее простой способ уменьшения угла отклонения вытекающего пото-
ка от,нормали к выходному отверстию горелки является установка в ее выход-
ном сечении диафрагмы в виде диска с отверстием (рис. 4.68).
При уменьшении диаметра диафрагмы, если центр ее отверстия продолжает
совпадать с центром выходного отверстия горелки, угол отклонения струи
постепенно уменьшается от 22° до нуля (рис. 4.68, кривая 1).
Полученная зависимость приближенно описывается выражением:
-ed-ID, D.205)
где DvidB — диаметр трубы горелки и отверстия диафрагмы, мм; е — основа-
ние натурального логарифма.
Характер изменения угла отклонения потока зависит также от положения
диафрагмы в выходном сечении горелки. Если при уменьшении диаметра от-
верстия диафрагмы край его все время совпадает с торцевой стенкой горелки,
в которую ударяется воздушный поток (кривая 3 на рис. 4.68), то угол откло-
нения потока изменяется менее интенсивно, и только при диаметре менее 0,2D
резко уменьшается до нуля. Если при уменьшении диаметра диафрагмы край
ее отверстия все время совпадает с краем отверстия в горелке со стороны под-
вода воздуха (кривая 2 на рис. 4.68), интенсивность изменения угла отклоне-
ния заметно увеличивается, и при диаметре диафрагмы, равном 0,6D, угол а
уменьшается до нуля. Однако при дальнейшем уменьшении диаметра отвер-
стия диафрагмы поток начинает отклоняться в противоположную сторону, и
при диаметре ее около 0,2D это отклонение достигает максимума. Далее угол
отклонения начинает уменьшаться и стремится к нулю. Получаются две кри-
вые, ограничивающие область возможного изменения углов отклонения струи.
Угол отклонения оси факела можно регулировать путем изменения длины
насадка, устанавливаемого на носике горелки. Длина насадка должна изме-
ряться от внутренней стенки корпуса горелки. При удлинении насадка угол
отклонения уменьшается, и при длине его около 0,5D он равен нулю (рис. 4.69,
а). Однако при дальнейшем удлинении насадка струя начинала отклоняться в
противоположную сторону. Максимальное значение угла отклонения, равное
7°, достигается при длине насадка около D. При дальнейшем увеличении / до
3D угол отклонения струи постепенно уменьшается до 2°. Таким образом, для
обеспечения истечения потока по нормали к горелке относительная длина на-
садка IID должна быть около 0,5 или более 3.
Суммарное воздействие на положение оси вытекающей из горелки струи
одновременно и диаметра отверстия диафрагмы, и длины насадка зависит от
комбинаций этих двух факторов (рис. 4.69, б). В отдельных случаях незначи-
7. Лисиенко В.Г. и др. 1

+ 10
D=50 мм
D=98 мм
?>=202 мм
D=400 мм
D=500 мм
Рис. 4.69. Зависимость угла отклонения по-
тока от длины насадка: а — при диаметре вы-
ходного отверстия, равном диаметру горелки;
б— при различных диафрагмах на выходе из
насадка и их длинах IID, указанных на кри-
вых
0
+15
+10
Ь +5
2 3 4 5
Относительная длина осадка 1/D
d/D
тельное удлинение насадка и уменьшение диаметра диафрагмы приводит к
существенному уменьшению угла отклонения потока. Однако выполнение
горелки с насадком длиной 0,5D хотя и исключает отклонение факела от оси
вращающейся печи, но не улучшает равномерность скоростного поля в выход-
ном сечении. У корня струи образуется значительная зона разрежения, зани-
мающая почти половину площади выходного сечения. Наличие зоны обрат-
ных токов обнаруживается и в насадке со стороны подвода воздуха. Примене-
ние цилиндрических вставок в насадке принципиально не изменяет характер
течения. Наличие зоны циркуляции в насадке отрицательно влияет на харак-
теристики факела и, прежде всего, на эксплуатационную надежность горелки.
При снижении нагрузки на горелку ниже определенного уровня (это зависит
от размера горелки) происходит проскок пламени в зону циркуляции насадка.
194

Возникающий в насадке очаг горения трудно выдувается даже на горелках
малого размера при нагрузках, намного превышающих расчетные.
Особенности развития факела определяются спецификой расположения го-
релок. Поскольку горелки располагаются последовательно вдоль печи от од-
ного торца до другого, каждая из них омывается факелом предыдущей горел-
ки, и в то же время формирует поток, который набегает на последующую го-
1,0
-40
70
X 100
а
1,0
37
^70
б
о
1,0
10
15
20
LID
л о
в
о
10
15
20
LID
Рис. 4.70. Изменение химического недожога по длине факела в зависимости от тепловой нагрузки
горелки (указана цифрой у кривой, %): а — коэффициент избытка воздуха в факеле горелки а =1,0,
коэффициент избытка воздуха в спутном потоке асп = 2,0; б — аг = асп = 1,3; в — аг = асп = 1,0; г —
а=ап = 0,7
1,0
Л
>
1,06
2 «
а
о
1,0
10
15
10
15
1,0
6,2 ^
б
20 0
ч
>
з,о-
^0,6
в
— «
10
15
20
LID
20
LID
Рис. 4.71. Изменение химического недожога
по длине факела в зависимости от скорости
спутного потока в печи (указана цифрой у кри-
вой, м/с): а — а. = 1,0, асп = 2,0; б — аг = асп =
= 1,3;в —аг = ага= 1,0 ™
195

а =0,6 а„=2,0 б
Рис. 4.72. Изменение химического недожога
по длине факела в зависимости от коэффици-
ентов расхода воздуха в факеле горелки аго и
в спутном потоке асп
релку. По мере продвижения газов в печи изменяется скорость спутного пото-
ка, состав газовой среды и ее температура. Возможны режимы работы горел-
ки, когда сжигание газа в факеле происходит при а = 0,7, а дожигание горючих
происходит в спутном или встречном потоке печных газов, содержащих избы-
точный кислород. В ряде случаев печная среда содержит горючие компонен-
ты, выделяющиеся из обрабатываемого материала. Поэтому в факеле над сло-
ем материала сжигание газа производят с большим избытком воздуха с целью
дожигания горючих компонентов спутного потока.
Характерные особенности изменения химического недожога по длине факе-
ла при различных режимах сжигания газа в факеле и различных параметрах
спутного потока приведены на рис. 4.70-4.72.
Горелка ГРДФ-8 ВНИИМТ с регулируемой длиной факела. Горелка
ГРДФ-8 ВНИИМТ предназначена для сжигания природного газа во вращаю-
щихся трубчатых печах при обжиге керамзита. Тепловая мощность горелки
8 МВт. Общий вид горелки показан на рис. 4.73. В основу конструкции горел-
ки положен принцип диффузионного сжигания газа в потоке воздуха. Воздух
подводится в горелку по одному каналу, газ — по двум. На выходе из горелки
воздух разделяется на семь каналов: один центральный и шесть периферий-
ных. В центральный канал подается 50 % от общего расхода воздуха.
Газовая часть горелки состоит из газового коллектора, центрального газово-
го канала, периферийных газовых труб и центрирующей вставки.
Газовый коллектор выполнен с трубной доской для приварки периферий-
ных газовых труб. Каждая из периферийных газовых труб оканчивается втул-
кой, на которой приварены восемь лопаток под углом 30° к продольной оси.
Втулка с лопатками представляет собой завихритель воздуха.
На выходном торце втулок установлены газовые наконечники, имеющие по
шесть отверстий диаметром 5 мм, выполненных под углом 30° к продольной
196

Рис. 4.73. Горелка ГРДФ-8 ВНИИМТ с регулируемой длиной факела: / — подвод воздуха; 2, 3 —
подвод газа; 4 — газовый коллектор; 5 — запальное устройство, форсунка; 6 — направляющая труба;
7 — направляющая газовая труба; 8 — периферийная газовая труба; 9 — смеситель; 10 — завихри-
тель воздуха; 11 — газовое сопло; 12 — стабилизатор
оси периферийного канала.
На входной стороне центральная труба оканчивается фланцем, к которому
присоединен один из подводов газа. На выходной стороне эта труба оканчива-
ется втулкой, в которую либо ввернуто сменное сопло, либо, как показано на
рисунке, установлен пластинчатый стабилизатор. На оси газового сопла в на-
правляющей трубе устанавливается либо запальное устройство, либо форсун-
ка для сжигания резервного жидкого топлива.
Регулирование длины факела осуществляется за счет перераспределения рас-
хода газа между каналами горелки и за счет изменения соотношения расходов
газа и воздуха.
Давление воздуха перед горелкой 1 кПа. Давление газа перед горелкой зави-
сит от размеров выходных отверстий в газовых наконечниках и может состав-
лять от 3 до 30 кПа.
Диапазон регулирования длины факела 6-10 м.
Для получения короткого факела весь газ подают в шесть периферийных
каналов. При истечении газа через отверстия в многоструйных наконечниках
в вихревые воздушные потоки образуются шесть коротких факелов. Эти фа-
келы объединяются в общий поток, который разбавляется струей воздуха,
вытекающего из центрального канала.
Для получения длинного факела весь газ подается в центральный канал го-
релки и вытекает вдоль ее оси. При этом образуется длинный факел, выгора-
197

ние в котором происходит медленно при подмешивании воздуха сначала из
спутного центрального потока, а затем из вихревого периферийного.
Следует отметить, что при истечении газа из сопел всегда воспламенение
топлива происходит на некотором расстоянии от выходного отверстия. На на-
чальном негорящем участке происходит подсос воздуха в струю, и при вос-
пламенении газа частично подготовленная смесь сгорает в более коротком
факеле, чем в факеле, который начинается непосредственно в месте истечения
газа. Для использования такой возможности удлинения факела и для повыше-
ния надежности воспламенения предусмотрен вариант горелки с пластинча-
тым стабилизатором на торце газового сопла, как у горелок ВНИИМТ-Д.
Разработана также модификация горелки с двумя раздельными подводами
воздуха в центральный и периферийный каналы.
Горелка для совместного сжигания природного и ферросплавного газов
в трубчатых печах. Горелка разработана в институте ВНИИМТ для совмест-
ного обжига хромовой руды и известняка в трубчатых вращающихся печах.
Общий вид горелки показан на рис. 4.74, а техническая характеристика при-
ведена в табл. 4.43. Горелка состоит из трех основных деталей: узла смешения
и подачи топлива, узла подачи воздуха и диффузора.
Узел подачи топлива состоит из центральной трубы для подвода природного
газа и аксиально установленной вокруг нее трубы для подачи ферросплавного
газа. Эта труба соединена с цилиндрической камерой смешения, в которой
происходит перемешивание подводимых потоков газа.
На входе в камеру смешения и на выходе из нее находятся узлы смешения.
Входной узел выполнен в виде конуса со штоком. Он имеет механизм пере-
движения с указателем положения, что позволяет изменять площадь выходно-
Таблица 4.43
Техническая характеристика горелки ВНИИМТ
для совместного сжигания природного и ферросплавного газов (рис. 4.74)
Наименование показателя
Номинальная тепловая мощность
Расходы:
природного газа
ферросплавного газа
воздуха общего
в том числе первичного
Давление перед горелкой:
природного газа
ферросплавного газа
воздуха
пара
Коэффициент расхода воздуха
Размерность
МВт
м3/ч
-"-
-"-
-"-
МПа
кПа
МПа
—
Показатель
29
1000
7500
25000
6000
0,1
2,5
3,0
0,25
0,85-1,0
198

8 сопел 010
12
AW-
Рис. 4.74. Горелка ВНИИМТ для совместного сжигания природного и ферросплавного газов в труб-
Рис. 4.74. Горелка ВНИИМТ для совместного сжигания природного и ферросплавного газов в труб-
чатых печах: 1 — подвод природного газа; 2 — подвод ферросплавного газа; 3 — подвод воздуха; 4
— выходной диффузор; 5 — приводной механизм; 6 — регулирующий конус; 7 — камера смешения;
5 — подвижный завихритель смеси; 9 — патрубок первичного воздуха; 10 — аксиальный воздуш-
ный канал; 11 — тангенциальный канал; 12 — поворотный шибер; 13 — запальное устройство; 14 —
патрубки подвода пара
199

го сечения центральной трубы и, соответственно, скорость истечения природ-
ного газа и его эжекционную способность.
На выходе из камеры смешения установлен конус с лопаточным завихрите-
лем. Этот конус также с помощью штока и механизма перемещения может
передвигаться в выходном сечении камеры смешения. При этом изменяются
условия перемешивания дутьевого воздуха и выходящей газовой смеси.
Общий воздушный узел горелки разделен перегородкой на два канала: акси-
альный и тангенциальный. Аксиальный канал соединен с внутренней воздуш-
ной трубой для подачи первичного воздуха. Тангенциальный канал через ули-
точный подвод соединен с наружной воздушной трубой, которая на конце имеет
коническое сужение для улучшения смешения потоков.
В патрубках установлены поворотные шибера, при помощи которых можно
изменять расходы аксиального и тангенциального потоков воздуха, и тем са-
мым регулировать длину факела.
Горелка заканчивается диффузором, выполненным из жаростойкой стали, и
имеющим двойные стенки и сопла для выхода пара. Пар в горелку подается
для интенсификации процесса обжига и для регулирования состава печных
газов в месте выгрузки обожженных материалов.
Газомазутные горелки ВостИО. Газомазутные горелки ВостИО разрабо-
таны в двух вариантах: для совместного сжигания газа и мазута (рис. 4.75, а) и
для раздельного (рис. 4.75, б).
Рис. 4.75. Газомазутные горелки ВостИО: а — для совместного сжигания газа и мазута; б — для
раздельного; / — газоподводящий корпус; 2 — дроссель; 3 — мазутная труба; 4 — форсунка; 5 —
механизм перемещения дросселя; 6 — механизм перемещения завихрителя форсунки
200

Горелка для совместного сжигания газа и мазута разработана на основе го-
релки ГВВ. Она предназначена для работы на природном газе и мазуте марок
40-100 с температурой подогрева 90-100 °С. Диапазон рабочего регулирова-
ния расхода газа от нуля до 4000 м /ч, диапазон рабочего регулирования рас-
хода мазута от нуля до 1500 кг/ч. Горелка может работать только на одном
природном газе или на смеси газа с мазутом до соотношения 1:1, и содержит
внешнюю газовую трубу с патрубком для подвода природного газа. Газовая
труба с одного торца заканчивается соплом, с другого торца к ней крепится
механизм, служащий для перемещения расширяющегося дросселя. Внутри
газовой трубы коаксиально расположена мазутная труба, оканчивающаяся
дросселем, в котором выполнены отверстия для выхода мазута. Расположен-
ный с противоположного конца мазутной трубы винтовой регулятор позволя-
ет регулировать расход мазута. Распыливание мазута в этой горелке осуще-
ствляется высокоскоростной струей природного газа. Подводы топлива к го-
релке выполнены на гибких шлангах.
Горелка для раздельного сжигания топлива (рис. 4.75, б) позволяет обеспе-
чить отопление печи как на одном природном газе, так и на одном мазуте, а
также на их смеси. Отличие данной конструкции горелки от предыдущей зак-
лючается в использовании центрального подвода мазута с механическим рас-
пыливанием вместо периферийного подвода с распыливанием природным га-
зом. С этой целью в дросселе вместо периферийных отверстий для выхода
мазута выполнено одно центральное отверстие и дополнительно установлены
игла с винтовыми канавками и соединенный с ней шток для регулирования
положения иглы относительно выходного отверстия мазута.
Подвод и регулирование расхода газа осуществляются так же, как и в пер-
вом варианте горелки, а подвод и регулирование расхода мазута, как в форсун-
ках механического распыливания. Диапазон регулирования расхода газа от нуля
до 4000 м /ч, диапазон регулирования расхода мазута от нуля до 3500 кг/ч.
Горелка КПТИ и ВНИИпромгаза с регулируемой длиной факела. Горел-
ка представляет собой двухпроводное устройство, имеющее подвижный газо-
распределительный дроссельный клапан, обеспечивающий постоянство рас-
хода и давления газа при изменении режима горения.
Разработана серия горелок, состоящая из четырех типоразмеров, тепловой
мощностью от 3,5 до 14,5 МВт. Общий вид горелки показан на рис. 4.76, а
технические и конструктивные характеристики приведены в табл. 4.44.
Горелка состоит из корпуса для подвода воздуха, газовой трубы, газораспре-
делительного клапана, дроссельной шайбы и приводного механизма.
Регулирование характеристик факела осуществляется путем перемещения
газораспределительного клапана. При крайнем правом положении клапана весь
газ заходит в его внутреннюю полость, и из этой полости через отверстия ма-
201

T Возду
Рис. 4.76. Горелка КПТИ и ВНИИпромгаза с регулируемой длиной факела: / — корпус для подвода воздуха; 2 — газовый канал; 3 — дроссельная
шайба; 4 — газораспределительный клапан; 5 — приводной механизм; б — газовое сопло

Таблица 4.44
Технические и конструктивные характеристики горелок
КПТИ ВНИИпромгаза (рис. 4.76)
Параметр
Номинальное давление газа
Номинальное давление воздуха
Коэффициент расхода воздуха
Коэффициент рабочего регулирования
Длина факела:
короткофакельный режим
длиннофакельный режим
Характерный размер:
D
D,
D2
Оъ
DA
Ds
D6
D-,
dx
H
L
n
П\
Масса горелки
Размерность
кПа
кПа
—
—
м
м
мм
-"-
II
-"-
-"-
-"-
-"-
-"-
It
-"-
м
шт.
Тоже
кг
3,5
30
1,8
1,1
3,0
1,08
5,4
55
180
127
245
100
219
170
280
18
536
2,0
4
8
135
Гепловая мощность, МВт
8,7
30
1,8
1,1
3,0
1,7
8,4
90
282
180
377
149
325
225
395
23
679
2,5
8
12
300
11,0
30
1,8
1,1
3,0
1,9
9,5
100
318
230
426
170
377
255
445
23
715
3,0
8
12
382
14,5
30
1,8
1,1
3,0
2,2
10,8
120
360
245
480
219
426
260
495
23
850
3,5
8
16
496
лого диаметра истекает под большим углом к потоку воздуха. В этом случае
получается наиболее короткий факел с большим углом раскрытия.
При крайнем левом положении клапана основной поток газа вытекает через
кольцевое сечение между клапаном и корпусом газовой трубы. В этом случае
образуется длинный светящийся факел. При промежуточных положениях кла-
пана образуется факел, работающий в переходной области.
Горелочное устройство вращающихся печей Полтавского ГОКа. На Пол-
тавском горнообогатительном комбинате (Украина) эксплуатируются трубча-
тые вращающиеся печи, поставленные фирмой "Аллис-Чалмерс" (США). На
печи диаметром в свету 6,7 м и длиной 45,7 м установлено горелочное устрой-
ство, показанное на рис. 4.77. Горелка состоит из воздухоподводящей трубы и
газовой части. Газовая часть горелки выполнена подвижной. Она состоит из
газовой трубы, опирающейся на ролики, позволяющие ей перемещаться вдоль
оси воздушного корпуса. На входной стороне газовая труба имеет зубчатую
203

Вид Л
Рис. 4.77. Горелка вращающейся печи Полтавского ГОКа: а — установка горелки на вращающейся
печи; б — общий вид горелки. / — вращающаяся печь; 2 — подвод газа; 3 — подвод первичного
воздуха; 4 — подвод вторичного воздуха; 5 — механизм перемещения горелки; 6 — механизм пере-
мещения газовой трубы; 7 — дроссель с приводом; 8 — поворотные лопатки; 9 — кольцевой газовый
коллектор; 10 — центральное сопло; // — запальное устройство
204

рейку с рычажным механизмом. На выходной стороне газовая труба заканчи-
вается сопловым насадком, состоящим из центрального газовыпускного со-
пла и периферийного коллектора. На оси газовой трубы установлен подвиж-
ный дроссель с приводом. Между газовой трубой и воздушным корпусом ус-
тановлены поворотные лопатки, привод которых состоит из рычажного меха-
низма, подвижной втулки на роликах и штока.
Горелка установлена в амбразуре торцевой головки печи, выполненной с
осевым поджатием таким образом, что выходное отверстие горелки распола-
гается непосредственно во вращающемся корпусе.
Горелка установлена на подвесках, и может перемещаться в печь на разную
глубину и поворачиваться под углом к ее оси. Подводы газа и воздуха выпол-
нены гибкими металлорукавами с быстроразъемными соединениями.
Расход природного газа на горелку около 20 тыс. м3/ч, расход первичного
воздуха, поступающего в ее корпус — до 24 тыс. м /ч. Этот воздух предназна-
чен, в основном, для регулирования характеристик факела. Основной поток
воздуха для горения, подогретый в охладителе окатышей до температуры бо-
лее 800 °С, подается через верхний канал торцевой головки печи. Такая ком-
поновка позволяет избежать и перегрева разгрузочной головки печи, и пере-
грева корпуса горелки.
Горелка обеспечивает различные характеристики факела в зависимости от
положения подвижных элементов. Наиболее длинный факел формируется в
случае, если первичный воздух подается без закрутки, а газ вытекает через
центральное отверстие насадка. Наиболее короткий факел формируется, если
дроссель перекрывает центральное отверстие соплового насадка, и весь газ
вытекает через множество отверстий периферийного коллектора и переход-
ных патрубков. При этом лопатки завихрителя повернуты на максимально
возможный угол, а вся газовая часть при помощи механизма с зубчатой рейкой
смещена от выходного отверстия воздушного корпуса в глубину горелки.
Горелка вращающейся печи типа M.A.S. фирмы "Унитерм-Цемкон".
Фирма "Унитерм-Цемкон" (Австрия) разработала горелочные устройства с ре-
гулируемой степенью перемешивания газа и первичного воздуха за счет при-
менения гибкого устройства закрутки потоков, состоящего из бронированных
шлангов. Закрутке может подвергаться либо поток первичного воздуха, либо
поток газа. Последнее представляется более рациональным, так как поток воз-
духа выполняет не только функцию компонента горения, но и является средой
для охлаждения корпуса горелки.
Общий вид горелочного устройства типа M.A.S. с гибким механизмом для
закрутки газа и его основные элементы приведены на рис. 4.78. Горелка состо-
ит из коаксиально расположенных труб, образующих три канала: наружный
— для подачи первичного воздуха; средний — для подачи природного газа;
205

5 4
Рис. 4.78. Горелка вращающейся печи M.A.S. фирмы "Унитерм-Цемкон": 1 — воздухонагреватель-
ный корпус; 2 — газовый канал; 3 — бронированный шланг; 4 — центральная труба приводного
механизма; 5 — сопло; б — поворотный цилиндр; 7 — сопловое кольцо; 8 — турбулизатор; 9 —
труба для запальника (форсунки); 10 — тепловая изоляция
центральный — для размещения запального устройства, форсунки или ввода
дополнительного количества природного газа.
Наружный корпус горелки, располагаемый внутри вращающейся печи, изо-
лирован слоем огнеупорного бетона.
Центральная труба горелки выполнена подвижной с возможностью враще-
ния относительно своей оси при помощи редуктора. Эта труба при помощи
ребер соединена с поворотным цилиндром, на поверхности которого располо-
Рис. 4.79. Установка горелки типа M.A.S. на печи: 1 — горелка; 2 — торцевая головка; 3 — опорный
ролик; 4 — платформа тележки; 5 — электропривод; 6 — подъемно-поворотные механизмы; 7 —
вентилятор; 8 — противовес
206

жено кольцо. В отверстиях кольца размещены выходные участки газовых со-
пел, соединенные гибкими стальными шлангами с газовым каналом.
Горелка устанавливается на специальной монтажной тележке (рис. 4.79), ко-
торая предназначена для:
• ввода горелки в рабочий объем печи и извлечения ее из печи при плановых
или аварийных остановках;
• регулирования угла наклона оси горелки относительно оси вращающейся
печи в вертикальной и горизонтальной плоскости;
• размещения оборудования для подачи в горелку первичного воздуха.
Тележка имеет платформу, оснащенную двумя колесными парами, переме-
щающуюся по рельсовой колее. На платформе установлена стойка, усиленная
ригелями. Верхняя площадка выполнена подвижной. Со стороны, обращен-
ной к печи, площадка имеет опору в виде карданного шарнира. На противопо-
ложной стороне площадки имеются ручные подъемный и поворотный меха-
низмы, при помощи которых можно изменять угол наклона горелки к гори-
зонту и боковое отклонение.
На платформе тележки установлен электрический привод с редуктором, обес-
печивающий перемещение ее относительно печи и реверс. В случае выхода из
строя основного электропривода тележка должна отводиться от печи приво-
дом с независимым источником электропитания. Вентилятор, устанавливае-
мый на платформе, присоединяется к горелке при помощи мягкой вставки.
Техническая характеристика горелки
Расход природного газа номинальный, тыс. м /ч 8
Номинальное давление газа, МПа 0,12
Диапазон изменения расхода газа, тыс. м /ч 3-14
Диапазон изменения давления газа, МПа 0,04-0,4
Номинальный расход первичного воздуха, тыс. м /ч 4
Диапазон изменения расхода воздуха, тыс. м /ч 2-7
Напор вентилятора, кПа 6-16
Регулирование длины и формы факела осуществляется при помощи пово-
ротного механизма, который обеспечивает вращение центральной трубы го-
релки и поворотного цилиндра вместе с кольцом. При этом происходит изгиб
шлангов и изменение степени смешения газа с первичным воздухом.
При максимальном изгибе — факел короткий и широкий, при минимальном
— длинный и узкий.
Особенностью горелки является незначительное изменение сопротивления
горелки при регулировании характеристик факела по тракту подачи первич-
ного воздуха и практическое отсутствие влияния регулирования на сопротив-
ление по тракту подачи природного газа.
207

Горелки для вращающихся печей с наружным обогревом корпуса. В ряде
случаев при отоплении трубчатых вращающихся печей недопустим контакт
обрабатываемого материала с продуктами сгорания топлива. Для обеспече-
ния таких требований применяют установку горелок в каналах, выполненных
в футеровке печи. Для данной цели используются различные типы горелок
малой тепловой мощности.
Для низкотемпературных, печей, работающих без футеровки, применяются
схемы, когда обогрев ведется через стенку вращающегося барабана. В этом
случае корпус печи на всей ее длине расположен в топке.
В этом случае применяют два типа горел очных устройств: либо горелки,
обеспечивающие получение продуктов сгорания с температурой ниже допус-
тимой температуры материала стенки, либо горелки, обеспечивающие регу-
лируемое тепловыделение, согласующееся с интенсивностью теплопотребле-
ния обрабатываемого материала внутри печи. Такие типы печей используют-
ся редко, и, в основном, в химической промышленности (см. часть I).
Горелки двухпроводные с регулируемой длиной факела. Для вращающихся
трубчатых печей надежное регулирование длины факела может являться весь-
ма важным требованием. С этих позиций интерес представляют двухпровод-
ные горелки с регулируемой длиной факела большой тепловой мощности с
раздельной центральной и переферийной подачей газа. Прототипом таких
горелок может служить горелка, изображенная на рис. 4.80. При этом регули-
рование факела может сочетаться с подачей интенсификатора (кислород, ком-
прессорный воздух) подаваемые, например, по типу рис. 4.80.
В частности, горелка двухпроводная с регулируемой длиной факела в раз-
работке МИСиС предназначена для вращающихся печей обжига доломита № 1
и № 2 огнеупорного производства Новолипецкого металлургического комби-
ната и успешно работает в длительной эксплуатации.
Техническая характеристика
Топливо Природный газ
Расход топлива, нм7ч 2500-3200
Расход топлива через каналы, нм3/ч:
центральный 0-3200
кольцевой 0-3200
Давление для работы кольцевого канала, ати,
при расходе топлива, нм3/ч:
2500 1,84
2600 1,91
2700 1,99
2800 2,06
2900 2,14
3000 2,22
208

Рис. 4.80. Сопловая часть горелки с регулируемой длиной факела для вращающейся течи цементной
промышленности НЛМК: / — сопла центральной подачи газа; 2 — сопло переферийной подачи газа;
3 — кислород
3100 2,29
3200 2,37
Пределы регулирования длины факела, м 12-21
По кольцевому соплу в качестве интенсификатора подается кислород. Кон-
струкция горелки показана на рис. 4.80. Горелка состоит из труб 1 и 2, образу-
ющих центральный и кольцевой каналы подачи горючего газа. Трубопроводы
присоединяются через фланцы к трубам 1 и 2. Герметичность обеспечивается
паронитовой прокладкой, а также сальниковым уплотнением 5. Центровка
достигается с помощью центрирующих ребер 3, приваренных к трубе 1. К
трубам 1 и 2 приварен сопловой наконечник 4.
Горелка позволяет регулировать длину факела в пределах 12-21 м при неиз-
менном расходе газа. Регулирование осуществляется путем перераспределе-
ния горючего газа между центральным и кольцевым (переферийным) канала-
ми. Зависимость длины факела от доли топлива, поступающего по перефе-
рийному каналу, показана на рис. 4.81.
Работа горелки при полной отсечки подачи топлива по одному из каналов
может вызвать оплавление соплового наконечника из-за отсутствия конвек-
тивного охлаждения канала, поэтому при необходимости создать короткий
факел следует до 3 % газа подавать по центральному каналу.
209

п
19
17
15
13
и
п |н —^
Л
/
/
/
' -х.
\
\
\
\
\
р
О 25 50 75 100 %
Рис. 4.81. Зависимость длины факела от доли топлива, поступающей по соплу: точки — результаты
расчета по методике МИСиС
Больший процент подачи газа по центральному каналу вызовет существен-
ное удлинение факела. При необходимости получить факел длиной 17 м мож-
но до 25 % газа подавать по переферийному каналу, без удлинения факела.
Другим вариантом горелки в разработке УГТУ - УПИ типа ФВГР-Л являет-
ся горелка у которой интенсификатор — компрессорный воздух, который по-
дается через отдельное сопло (рис. 4.82).
Основные параметры горелочного устройства типа ФВГР-Л
Давление природного газа, кПа 22
Расход природного газа, м3/ч 1500
Давление компрессорного воздуха, кПа 300
Расход компрессорного воздуха, м3/ч 500
Путем переключения расхода природного газа с центральной на перефе-
рийную ступень предполагается регулировать длину факела в диапазоне 1,5-
5
\
Г,
>л.
\и 1 3 5
/ гт
2 4 6
Рис. 4.82. Горелка ФВГР-Л: / — центральная труба подвода газа; 2, 4, 6 — сопла; 3 — наружная
труба подвода газа; 5 — труба подвода воздуха; Г^и Г2 — центральная и переферийная подача при-
родного газа; И — интенсификатор (компрессорный воздух, кислород)
210

2, подача компрессорного воздуха обеспечить регулирование окислительной
способности печи, что необходимо, например, для протекания технологичес-
кого процесса получения бихромата натрия.
Расчеты сопел. Сопло Лаваля широко применяют в различных конструк-
тивных элементах, используемых в энерготехнологических установках, напри-
мер, для подачи кислорода и компрессорного воздуха в факел различных пе-
чей, для введения кислорода в ванну. Сопло — важный конструктивный эле-
мент мазутных форсунок и газомазутных горелок высокого давления. Сопло
Лаваля служит для получения сверхзвуковых скоростей истечения газа, т.е.
для обеспечения так называемого сверхзвукового режима истечения.
Использование сопла Лаваля целесообразно в том случае, когда полное дав-
ление газа перед соплом рт достаточно для получения критического давления
в узком сечении сопла р , большего давления среды, в которую происходит
истечение газа/>нар, т.е. когда. ркр>рн^. Режим, при котором р^ >рнар, называет-
ся сверхкритическим; при р = рт и р < рт имеем соответственно крити-
ческий и докритический режимы.
Сопло Лаваля обычно рассчитывают для адиабатных условий движения газа.
Для этих условий величина р определяется соотношением:
Ркр = Рт
k+l
D.206)
где к — показатель адиабаты.
2
Коэффициент m =
к + \
(табл. 4.45).
Например, для воздуха и кислорода, у которых m = 0,528, значение полного
давления, при котором р = рт = 0,0981 МН/м2 = 1 ат*, равно рт' = 0,0981/
0,528 = 0,186 МН/м2 A,89V). """
* Здесь и в дальнейшем, кроме специально оговоренных случаев, дается абсолютное давление.
Таблица 4.45
Значение к; тк ; рт'; R и kr для различных газов
Газ
Компрессорный воздух
Кислород
Перегретый пар
Природный газ
Продукты горения
природного газа
1,40
1,40
1,33
1,31
1,30
Икр
0,528
0,528
0,545
0,545
0,547
р'г, МН/м2
0,186
0,186
0,181
0,180
0,180
R, Нм/(кг-град)
287
260
462
485^91
289
Кг, (град-с)/м
0,0404
0,0425
0,0313
0,0304
0,0393
211

В табл. 4.45 приведено значение/)' и для других газов.
В обозначениях используют следующие индексы: "т" для величин перед со-
плом (параметры торможения); "кр" — для величин в критическом сечении
сопла, величины без индексов соответствуют выходному сечению сопла.
Практически сопло Лаваля целесообразно использовать при давлении р ',
начиная с 0,3-0,4 МН/м2 C^4 ат). При меньших давлениях целесообразно при-
менять простое коническое сопло.
Исходными данными при расчете сопла Лаваля являются расход газа, его
давление и температура.
Расчетом определяют размеры сопла и параметры газа в критическом и вы-
ходном сечениях.
В начале расчета определяют диаметр критического сечения, затем крити-
ческую скорость и параметры газа в этом сечении. После этого находят эти же
характеристики для выходного сечения. Расчет заканчивается определением
длины сопла и диаметра трубопровода перед соплом.
Площадь критического сечения со определяют по формуле:
мм, D.207)
KtPj
где G — расход газа, кг/с; рт — давление газа перед соплом; Т — температура
газа перед соплом, К;
D.208)
м
R — газовая постоянная, Н-м/(кг-град) (см. табл. 4.45).
Параметры газа в критическом и выходном сечениях сопла удобно опреде-
лять с помощью газодинамических функций. При этом используют значение
коэффициента скорости:
X = wlw^, D.209)
где w — скорость газа; w — скорость звука для критического режима (ско-
рость газа в критическом сечении сопла).
В критическом сечении А, = 1. В выходном сечении сопла значение X нахо-
дится с помощью выражения:
v J , D.210)
ITT
212

где
n(X) = p/pTJ\-~±X2Y D.211)
— газодинамическая функция от X.
Для расчетного режима/? = 0,0981 МН/м2 и
J D.212)
Значение скорости на выходе из сопла:
w = XWkp, D.213)
где
Ik
RTT , м/с. D.214)
Jfc + 1
Величина плотности в выходном сечении сопла может быть найдена по фор-
муле:
p = pTs(X), D.215)
где
D.216)
= п(Х)ш — газодинамическая функция от X.
Величина температуры Т:
Т=Тт(Х),К, D.217)
где т(Х) = n(X)(k~ m — газодинамическая функция от X.
Значения п(Х), е(Х) и х(Х) могут быть найдены с помощью графиков газоди-
намических функций для определенного значения к.
Величина площади выходного сечения сопла равна:
2
ш = мм. D.218)
wp
213

В критическом сечении (к = 1) параметры газа вычисляют с использованием
формул D.206), D.215) и D.217), только газодинамические функции находят
по графику для А. = 1.
При расчете сопла Лаваля для пара размеры сопла и параметра пара могут
быть определены более точно с помощью /-^-диаграммы, так как при расши-
рении пара в сопле значение показателя адиабаты меняется (от 1,33 для пере-
гретого пара до 1,134 для насыщенного). Этот способ может быть использован
и для других газов (/-^-диаграммы для воздуха и метана).
При использовании /-^-диаграммы значения скоростей определяются по
формулам:
' D.219)
^ D.220)
где i, i Hi — энтальпии газа при состоянии перед соплом, в критическом
сечении сопла и на выходе из сопла, кДж/кг.
Значение / находится на /-^-диаграмме при пересечении линий Р и Т.
Конкретный пример использования /-^-диаграммы для пара приведен ниже,
при расчете сопла Лаваля мазутной форсунки.
Длину сопла /, рассчитывают по предельному углу раскрытия сопла Лаваля,
при котором еще не наблюдается отрыв вихрей от стенок сопла, р /2 = 6^-8°:
С
2tg(Pc/2)'
где d-ad^ — диаметры выходного и критического сечения сопла Лаваля (при
подаче газа через кольцевое сопло Лаваля эквивалентные диаметры для пло-
щадей со и ю ).
При р /2 = 7 получаем /с = —.
с у 0,122
Длину цилиндрической части сопла / выбирают в пределах:
Площадь сечения сот и диаметр трубы dT перед соплом Лаваля рассчитывают,
исходя из условия получения действительной скорости w = 25-30 м/с для кис-
лорода, природного газа и компрессорного воздуха и wr = 30-40 м/с для пере-
гретого пара, т.е.
214

С1 1 О
сот = — мм2. D.223)
Полученные расчетом значения со^ и со должны быть увеличены на 5-10 %
вследствие потерь полного давления.
Эта корректировка может быть выполнена и заранее: при этом давление пе-
ред соплом рт уменьшается от исходного на указанную величину.
Пример. Расчет сопла Лаваля для подачи кислорода в факел.
Максимальный расход кислорода на сопло V = 1500 м3/ч (при нормальных
условиях), давление кислородарт = 0,589 МН/м2 = 6 ат, температура /т = 20 °С.
Секундный массовый расход кислорода при плотности (при нормальных
условиях) ро= 1,427 кг/м3:
„, 1500-1,427 „гпс .
G'= = 0,595 кг/с.
3600
Площадь критического сечения сопла Лаваля определяем по формуле D.207):
GjFT 0,595-л/273+ 20 2
(окп = —-— = = 400 мм .
кр кгРт 0,0425-0,589
Диаметр критического сечения:
4-400
3,14
Параметры кислорода в критическом сечении сопла:
р = то = 0,528-0,589 = 0,311 МН/м2;
^И) КОТ Т 5 5 5 5
к + \ т
При к = 1,4 и X = 1 т(Х) = 0,83 и е(А,) = 0,63.
Тогда Гр = х(Х)Тт = 0,83-B73 + 20) = 244 К = -29 °С.
Плотность газа перед соплом:
м/с.
pW0^ = _0!589i0^ =
RTr 260-B73+ 20)
= е(Х,)рт = 0,63-7,73 = 4,90 кг/м3.
215

В выходном сечении сопла при расчетном режиме:
п(Х) = 0,0981/0,589 = 0,167.
При к= 1,4 и я(Х) = 0,167 имеем X = 1,55; т(Х) = 0,599; с(Х) = 0,278. Тогда в
выходном сечении сопла:
w = Xw^ = 1,55-298 = 462 м/с;
Т= х(к)Тт = 0,599-B73 + 20) = 175 К = -98 °С;
р = е(Х)рт = 0,273-7,73 = 2,15 кг/м3.
Площадь выходного сечения сопла:
G-106 0,595 -106 2
со = = = 599 мм .
wp 462-2,15
Диаметр выходного сечения сопла:
, [4а /4-599
а = J— = I = 27,6 мм.
V л V 3'14
С учетом возможных потерь полного давления:
dKp = 22,6 • VU = 22,6 • 1,05 = 23,7 мм;
d =27,6-1,05 = 29,0 мм.
Длина сопла:
fZ^= 29,0-23,7
0,122 0,122
/цил а — / = — -43,4 = 4 мм.
цил ш с ш
Площадь сечения подводящей трубы:
G-106 0,595-Ю6 ,ПЙ. 2
сот = = = 3080 мм ,
pTwT 7,73-25
а ее диаметр:
216

4-3080 „
а =J = 62,5 мм.
V я
Коническое сопло. Исходными данными для такого расчета являются расход
газа и его параметры перед соплом.
Расчетом определяют диаметр выходного сечения сопла.
При расчете конических сопел также целесообразно использовать газодина-
мические функции.
В случае, если давление перед соплом рт >рт', то давление на срезе сопла р =
= р = m » и коэффициент скорости X = 1 (критический режим истечения).
При/>т <рт' давление на срезе сопла равно давлению среды, в которую проис-
ходит истечение, т.е. р -рт ¦ Значение X определяют по графику с использова-
нием газодинамической функции п(Х) = pm /рт. Если при этом X < 0,3, то сжи-
маемостью газов можно пренебречь, и скорость истечения рассчитывать по
формуле:
w= \ — м/с, D.224)
;
где р = ро/A + pV) — действительная плотность газа, кг/м ; t — его температура; р
= 1/273 — температурный коэффициент.
Площадь выходного сечения сопла:
ео = -^—, D.225)
где ф — коэффициент расхода.
Величина фс зависит от угла конусности сопла, перепада давления р/рт, и
отношения площади выходного сечения сопла к площади трубы перед соплом
(О0/сот. Для угла конусности 30° и отношения соо/<дт < 0,5 при р1рт = 0,9 фс«
и 0,8. Прир/рт = 0,65 фс я 0,85 и прир/рт = 0,35фс я 0,93. Значения фс можно
найти в специальных изданиях.
Угол конусности сопел может быть принят в пределах Рк/2 = 15-30°. Для
наиболее равномерного распределения скоростей на выходе из сопла профиль
сопла может быть выполнен плавным и рассчитан по формуле Витошинского.
Пример. Рассчитать диаметр выходного сечения газового сопла горелки
и параметры газа при истечения. Газ — природный, расход 200 кг/ч. Давление
газа перед соплом (абсолютное)рт = 0,15 МН/м2 (избыточное давление 5280 мм
вод.ст.), температура газа tr = 20 °С.
217

Значение рт Im = 0,0981/0,545 = 0,18 > 0,15, т.е. режим истечения докрити-
ческий. п(Х) "=pJpT = 0,0981/0,15 = 0,655. Для к = 1,31: X = 0,84, т(А,) = 0,91,
е(Л) = 0,72.
Температура при истечении составляет Г= х(^)Гт = 0,91-293 = 265 К = -8 °С.
Плотность газа перед соплом:
6 015Ю6
рт-106 0,15-Ю6 ,._ ,з
рт = — = — = 1,05 кг/м ;
RTT 485 • 293
Плотность при истечении:
р = г(Х)рт = 0,72-1,05 = 0,756 кг/м3;
w-=J2'1'31 -485-293=401 м/с.
кр V U1
Расчетная скорость газа при истечении:
w = 0,84-401 =337 м/с.
Площадь выходного сечения сопла при ср = 0,85:
200-Ю6 ... г
со0 = = 223 мм ,
3600-0,756-337-0,85
а его диаметр:
, 4соо 4-223 ,,0
d0 = J—^ = J-гт^ = 16,8 мм.
1.6. Физические и теплотехнические свойства мазута
1.6.1. Общие сведения
В качестве жидкого топлива применяют, как правило, мазуты нефтяного про-
исхождения (табл. 4.46).
За последние десятилетия в сырьевой базе и технологических процессах
нефтеперерабатывающей промышленности произошли значительные каче-
ственные изменения. В результате этого топочные мазуты, поставляемые в
настоящее время, обладают повышенной вязкостью и плотностью, высоким
содержанием асфальто-смолистых веществ серы и ванадия. Вследствие этого
затрудняется транспортирование и слив топлива, работа горелочных устройств,
218

Таблица 4.46
Технические показатели качества мазута
Показатель
Вязкость при 80 °С, не более:
условная, град
соответствующая ей
кинематическая, м /с
Зольность, %, не более
Содержание механических
примесей, % не более
Содержание воды, %, не более
Содержание водорастворимых
кислот и щелочей
Содержание серы, %, не более, для
мазута:
малосернистого
высокосернистого
сернистого
Температура застывания, еС, не
выше:
для мазута из
высокопарафинистых нефтей
Теплота сгорания низшая в
пересчете на сухое топливо для
мазутов, Дж/кг (ккал/кг), не менее:
малосернистого и сернистого
высокосернистого
Плотность при 20 °С, г/см3, не более
Значения для марок
40В
6
43,8
0,04
0,07
0,3
—
0,5
—
2
10
25
40740-103
(9700)
39900-103
(9500)
—
40
8
59
0,12
0,8
1,5
—
0,5
3,5
2
10
25
—
100В
10
73,9
0,05
0,2
0,3
—
0,5
—
2
25
42
40530-103
(9650)
39900-103
(9500)
1,015
100
16
118
0,14
1,5
1,5
—
0,5
3,5
2
25
42
1,015
увеличивается коррозия запечных газоочистных сооружений. Это предъявля-
ет жесткие требования к конструкции горелок и соблюдению технологичес-
ких нормативов на всем тракте от слива до топливопотребляющего агрегата.
Поскольку мазут представляет собой смесь тяжелых угледоводородов, он со-
держит те же примеси, что и нефть. Содержание углерода составляет в орга-
нической части округленно 85-87 %, водорода — 10-11 %, кислорода и азота
219

— 03-15 %. В угольных мазутах содержание углерода и водорода несколько
ниже.
Сырая нефть подвергается переработке с целью получения, в первую оче-
редь, моторного топлива, а также ряда химических продуктов. Нефтяные то-
почные мазуты получают путем смешения (компаундирования) остатков от
такой переработки. Различают в зависимости от принятых условий неглубо-
кую переработку нефти — разгонку, при которой нефть разделяется на низкие
фракции по температурам выкипания этих фракций без разрушения их моле-
кулярной структуры, и глубокую с разрушением молекул исходных углеводо-
родов, т.е. крекинг, при котором образуются новые соединения, в основном с
меньшей молекулярной массой. Мазут, получаемый при неглубокой перера-
ботке нефти, называют прямогонным; при глубокой переработке — крекинг-
мазутом.
Зольность нефтяных мазутов невелика и не превышает 0,3 %. Как правило,
содержание золы увеличивается по мере углубления отбора легких фракций
из нефти и, следовательно, увеличивается по мере повышения плотности ма-
зута. Такая же закономерность наблюдается и в отношении серы. Цементные
заводы в основном используют высокосернистые мазуты с содержанием серы
1-3,5 % и выше. Сера обусловливает токсичность и коррозионную активность
продуктов сгорания мазута. В то же время коррозионное воздействие самого
мазута на трубопроводы и арматуру не наблюдается.
При сжигании топлива сера сгорает с образованием SO2. При наличии избы-
точного кислорода часть SO2 окисляется до SO3, образующей с водой Н SO4.
Процесс окисления SO2 каталитически ускоряется в присутствии соединений
ванадия, которые составляют значительную часть минеральной массы нефтя-
ных смол и асфальтенов. Для предотвращения сернокислотной коррозии ме-
талла температура отходящих из печей газов должна быть выше точки их росы
во избежание конденсации на металлических поверхностях. При сжигании
высокосернистого мазута точка росы определяется конденсацией паров сер-
ной кислоты A40-150 °С) .тогда как при парциальном давлении паров воды
0,03-0,04 МПа, как это имеет место в отходящих газах вращающихся печей
мокрого способа производства, не содержащих сернистых соединений, точка
росы паров воды составляет от 65 до 70 °С, что практически не лимитирует
температуру отводимых продуктов сгорания. Температура 140-150 °С наблю-
дается не только на стенках, но и на электродах электрофильтров, что и приво-
дит при сернистом топливе к их коррозии.
При сжигании высокосернистого мазута выброс двуокиси серы составляет
до 10 т на 1000 т клинкера. Растущие масштабы сернистых выбросов создают
угрозу загрязнения воздуха, особенно в крупных промышленных центрах с
собственным фоном загрязнений.
220

Допускаемое содержание двуокиси серы в приземном слое воздуха должно
быть не выше 0,5 мг/м3. Для обеспечения приемлемой концентрации SO и
других выбросов в приземном слое прибегают к рассеиванию дымовых газов
с помощью высоких дымовых труб. Концентрация газовых и пылевых выбро-
сов у поверхности земли обратно пропорциональна квадрату высоты трубы.
Радикальными средствами для устранения сернистых выбросов являются очи-
стка дымовых газов от SO2 либо удаление соединений серы из топлива. Одна-
ко современные методы очистки газов и топлива недостаточно эффективны и
дороги.
Обводненность рабочего топлива, поступающего на сжигание в тепловые
агрегаты, обусловлена в основном разогревом его острым паром при сливе из
железнодорожных цистерн и выкачкой из барж и танкеров. В зависимости, от
температуры воздуха, вязкости мазута и параметра пара влажность может до-
стигать 4—10 %.
Содержание, воды в мазуте снижает его теплоту сгорания. Каждый процент
влаги снижает теплоту сгорания примерно на 418,7 кДж, из которых 400 кДж
обусловлены уменьшением содержания горючей массы, и 18,67 кДж — расхо-
дом тепла на испарение воды, что должно учитываться при расчетах теплоты
сгорания рабочего топлива. Изменение теплоты сгорания, мазута в зависимо-
сти от содержания в нем влаги представлено на рис. 4.83. При отделении воды
от мазута путем его отстаивания в емкостях теряется часть мазута с замазу-
ченной водой. Подача ее в шлам не приносит пользы, так как мазут в зонах
подготовки печи испаряется не сгорая. При неблагоприятных условиях для
отстоя вода не успевает отделяться и иногда находится в топливе в виде от-
дельных прослоек и линз, что может привести к кавитационным явлениям в
насосах, отрыву факела в топке и нарушению режима обжига. Выход из этого
положения диспергеция мазута и воды.
Q, %
22
16
12
кДж/к
- 6700
- 5020
- 3360
- 1680
-<
X*
•
У
у
II
0
10
W,%
Рис. 4.83. Изменение теплоты сгорания мазута в зависимости от содержания в нем влаги: / — изме-
нение теплоты сгорания вследствие забалластирования мазута влагой; II — изменение теплоты сго-
рания вследствие затраты тепла на испарение влаги; /// — суммарные тепловые потери; IV— сум-
марное снижение теплоты сгорания мазута, %, при Qa = 43600кДж/кг
221

1.6.2. Физические свойства мазутов
Вязкость. Стандартами на мазут нормируется условная вязкость (ВУ) в пре-
делах 8-15,5 °ВУ, представляющая собой отношение времени истечения 200 мл
топлива при заданной температуре ко времени истечения равного объема дис-
тиллированной воды при 20 °С.
Вязкость топочных мазутов марок 40 и 100 определяется при 80 °С, мазута
марки 200 — при 100 °С, сланцевых и угольных мазутах — при 75 °С.
Для пересчета условной вязкости в кинематическую и наоборот можно
воспользоваться формулами, которые справедливы при vt> 1,210^ м2/с, или
при ВУ,> 16,2 °ВУ;
ВУ,= 13,5-10'8 у„°ВУ,
v(=7,4-106-By(,M2/c,
D.226)
D.227)
D.228)
где vt — кинематическая вязкость, м /с при температуре t\ ВУ, — условная
вязкость, °ВУ при температуре /.
Зависимость вязкости темных нефтепродуктов от температуры наиболее
полно описывается уравнением Вальтера
lg lg(v 10^ + 0,8) =А- BlgT D.229)
и в логарифмических координатах имеет линейный характер, где А и В — кон-
станты; Т—абсолютная температура, К. Для мазута марки 40 А = 10,1254;5 =
= 3,8766; для мазута марки 100 А = 9,0159; В = 3,4199.
Графики этой зависимости для мазутов марок 40, 100 и 200 приведены на
рис. 4.84. Для тестированных мазутов в первом приближении можно считать
V, см7с °ВУ
г 100
. 60
- 40
1 20
1
0,5
0,3
0,2
303 323 343 363 383 403 423 К
Рис. 4.84. Зависимость вязкости мазута марок 40, 100 и 200 от температуры
V
ч
у v
N, V
\^ >
\
\
s S
\
.Л,
\ X
\ v
\
к
s
s s
V
sS
V
222

наклон прямых одинаковым и равным 43,5° к оси абсцисс (температур). Для
смол, пеков и т.д. наклон прямых составляет 50°, т.е. их вязкость более сильно
зависит от температуры.
Отечественные топочные мазуты, состоящие в основном из высоковязких
крекинг-остатков, подразделяются на марки 40,100 и 200. Марка мазута чис-
ленно равняется его вязкости при 50 °С, выраженной в градусах условной вяз-
кости.
Плотность мазута определяют условия отстоя воды от топлива. Обычно
пользуются относительной плотностью, т.е. отношением плотности мазута при
20 °С к плотности воды при 4 °С. Плотность прямогонных мазутов колеблется
в пределах 0,88-0,95 г/см3, крекинг-мазутов — выше 1 и в некоторых случаях
достигает 1,05 г/см3. Плотность товарных мазутов колеблется в пределах 0,94-
1,02 г/см3. При сопоставимых условиях, т.е. при одинаковом сырье, плотность
и вязкость мазута однозначно связаны — с повышением плотности увеличи-
вается и вязкость.
На плотность мазута оказывает влияние давление и температура. Относи-
тельная плотность мазута />4' в зависимости от температуры определяется из
выражения
р4'=^420 + РB0-0, D.230)
где р™ — относительная плотность мазута при 20 °С; р — средняя темпера-
турная поправка плотности, град" ; t — температура мазута, °С.
С ростом температуры на 1 °С плотность уменьшается примерно на 0,09 %.
Давление влияет на плотность мазута в значительно меньшей степени, чем
температура. Повышенная плотность товарных мазутов в сочетании с высо-
кой вязкостью затрудняет отстаивание воды в резервуарах. Плотность мазутов
марок 40 и 100 ниже плотности воды, причем наибольшая разность плотнос-
тей наблюдается в интервале 40-80 °С. При этих температурах продолжитель-
ность отстоя уменьшается, а полнота отстоя улучшается также за счет сниже-
ния вязкости мазута. Для мазутов и крекинг-остатков с плотностью, близкой к
1, условия для отстоя воды значительно хуже. Так, при значениях относитель-
ной плотности мазута ниже 1 отстой не превышает 100-200 ч, при относи-
тельных плотностях 0,98-1,01 время отстоя значительно превышает 200 ч, а
при плотности 1,05 мазут практически не отстаивается.
Поверхностное натяжение мазута в определенной степени влияет на распы-
ливание жидкого топлива. С повышением температуры поверхностное натя-
жение уменьшается, однако температура влияет на поверхностное натяжение
меньше, чем на вязкость. При повышении температуры на 30 °С в интервале
50-120 °С поверхностное натяжение понижается в среднем на 4-4,5 %, а вяз-
кость уменьшается в 3-20 раз. В принятых в настоящее время режимах распы-
223

ливания мазутов в топочных пространствах поверхностное натяжение нахо-
дится в пределах 27-30 МН/м, и колебания его в этих пределах практически
не сказываются на тонкости распыливания, а определяющим фактором в ис-
пользуемом диапазоне температур подогрева мазута, оказывающим решаю-
щее влияние на процесс распыливания, является изменение вязкости топлива.
Температура вспышки определяется в открытом или закрытом тигле. По-
скольку в открытом тигле пары нефтепродукта частично удаляются в окружа-
ющую среду, температура, определяемая этим способом, выше на 20-60 °С.
По техническим условиям ГОСТа она находится для разных марок в пределах
90-140 °С.
Температура вспышки значительно ниже температуры воспламенения, при
которой топливо самовоспламеняется и продолжает гореть самостоятельно.
Последняя составляет для мазутов 400-600 °С.
Температура застывания, как и вязкость, в большой степени определяет
условия и способы транспортирования мазута. Температура застывания в зна-
чительной степени зависит от состава исходной нефти. Высокопарафинистая
нефть дает мазуты с более высокой температурой застывания, чем нефть с
высоким содержанием нафтеновых и ароматических углеводородов. Темпе-
ратура застывания обычно возрастает с увеличением плотности и вязкости
мазута. По техническим условиям она равна для марок 40 и 100, соответствен-
но, +10 и +25 °С.
1.6.3. Теплофизические свойства мазутов
Теплоемкость. Дня определения теплоемкости мазута предложен ряд эмпи-
рических формул, которые дают погрешность от 2 до 7,5 %. Формула Всесо-
юзного теплотехнического института (ВТИ) для определения теплоемкости
мазута С; при температуре имеет вид, кДж/(кг-К):
С,= 1738 + 2,5/. D.231)
При определении теплоемкости крекинг-остатков с р4 =1 погрешность не
превышает 3 %, а для мазутов с р™ = 0,9 от 6,5 до 7,5 %.
С ростом температуры теплоемкость линейно возрастает (рис. 4.85).
Коэффициент теплопроводности мазутов находится в зависимости от их
плотности в пределах 0,16-0,12 Вт/(м-К) и снижается с ростом температуры
по линейному закону (рис. 4.86). Для расчета коэффициента теплопроводнос-
ти тяжелых нефтепродуктов 3. И. Геллером предложена зависимость
А., = 8,6-10~9Сд4/3 - 0,012, D.232)
где С — теплоемкость, Дж/(кг-К); pt — плотность при известной температуре,
3Г
224

кДж/(кг-К)
2,4
2,2
2,0
1,8
—-
-2
343 383
423
К
Вт/(м-К)
0,15
0,14
0,13
0,12
0,11
0,10
0
¦"¦¦•••в
"—ol
-. 2
313
353
393
433 К
Рис. 4.85. Зависимость теплоемкости от тем- Рис. 4.86. Зависимость коэффициента теплопровод-
пературы: / — мазут (р420 = 0,904); 2 — кре- ности нефтепродуктов от температуры: / — высоко-
вязкие крекинг-остатки (/?420 = 1,58; ВУ80 = 189 °ВУ);
2 — мазут прямой гонки (р>420 = 0,940; ВУ80 = 39 °ВУ)
кинг-остаток (р420 = 1,004)
Средняя ошибка при определении Xt по этой формуле не превышает 3 %.
Теплопроводность водомазутных эмульсий подсчитывается по формуле
D.233)
где Ау А,м, А,в — соответственно теплопроводность эмульсии, мазута и воды,
Вт/(м-К); Vb — объемная доля воды в эмульсии; К — коэффициент, определя-
емый из выражения:
К=-
за...
D.234)
Теплота сгорания. В соответствии с техническими требованиями низшая
теплота сгорания мазута в пересчете на абсолютно сухое топливо должна быть
не ниже для марок 40 и 100 соответственно 39775^40610 кДж/кг. Теплота сго-
рания мазутов марок 40 и 100, поставляемых различными нефтеперегонными
заводами, находится в пределах 39775—41150 кДж/кг.
Следует иметь в виду, что поступающий на завод мазут имеет влагу (до 2 %)
и, следовательно, его теплота сгорания может быть несколько ниже. Учитывая
это, нельзя пользоваться при расчетах удельного расхода условного топлива
(теплоты) на обжиг клинкера данными паспортов мазута от поставщиков без
соответствующего пересчета теплоты сгорания с учетом влажности мазута,
подаваемого в печи (а также в сушильные барабаны, котлы и т.д.). Теплота
сгорания топлива может быть определена по многим формулам, из которых
наиболее точные результаты (с погрешностью до 2 %) дает формула Д. И.
Менделеева:
бнр = 339С + 1255// - 109(О" - 5") - 25 (W9 + 9If), кДж/кг. D.235)
8. Лисиенко В. Г. и др.
225

Таблица 4.47
Теплопроизводительность воздуха
Топливо
Каменный уголь Т
Бурый уголь
(подмосковный)
Горючий сланец
Мазут
Природный газ
?>„, МДж/кг
27,4
10,5
11
39,8
49,8
Ve\ м3/кг
7,2
3
3
10,3
13,2
QJVJ3, МДж/м3
3,8
3,5
3,7
3,8
3,8
Теплоту сгорания топлива можно также подсчитать исходя из теплопроизво-
дительности воздуха, т.е. отношения Qh к объему теоретически необходимого
для сгорания топлива воздуха, Ув Значения этого показателя для некоторых
видов топлива приведены в табл. 4.47.
Теплопроизводительность воздуха для всех видов топлива колеблется в пре-
делах 3,5-3,8 МДж/кг (в среднем 3,7 МДж/кг), отсюда
н« 3,7F0, МДж/кг.
D.236)
Жаропроизводительность мазутов находится в пределах 2100-2140 °С. Она
округленно на 100 °С выше, чем у природных газов, и несколько выше, чем у
каменных углей. Это свойство мазута весьма благоприятно для обжига клин-
кера, так как интенсифицируется теплообмен излучением.
На практике свойства мазута могут колебаться в довольно широких преде-
лах, особенно те из них, которые зависят от условий хранения и транспорти-
ровки (влажность, содержание механических примесей и т.д.). При эксплуата-
ции вращающихся печей и других тепловых агрегатов, обслуживающий пер-
сонал должен знать действительные свойства топлива, так как изменение его
качества приводит к ухудшению работы тепловых агрегатов. Поэтому необхо-
дим регулярный контроль качественных показателей жидкого топлива (плот-
ности, вязкости, влажности, количества механических примесей, температу-
ры вспышки, теплоты сгорания).
1.7. Сжигание мазута во вращающихся печах
1.7.1. Подготовка мазута к сжиганию
Предприятия в случае необходимости оснащаются насосно-циркуляцион-
ными системами, в которых мазут от насосов через подогреватель подается в
циркуляционный трубопровод с отводами в непосредственной близости к по-
требляющим агрегатам. Весь неизрасходованный мазут возвращается в мазу-
тохранилище через обратный клапан, автоматически регулирующий его дав-
ление.
226

Рис. 4.87. Схема подачи мазута в печь: / — сливная
труба; 2 — манометр; 3 — рессивер; 4 — горелка; 5
— регулирующий вентиль; б — запорный вентиль; 7
— обратный клапан; 8 — фильтр; 9 — насос; 10 —
питательная линия
На рис. 4.87 приведена схема подачи мазута в печь, которая предусматривает
установку нескольких (на схеме двух) расходных баков, оборудованных паро-
выми змеевиками для подогрева мазута до 65-70 °С. Мазут подается в печи из
одного бака (в то время как другой подогревается) через теплообменник, в
котором его температуру поднимают до 100 °С (в зарубежной практике — до
150 °С). Кроме того, имеются: фильтр для очистки мазута, два насоса, воздуш-
ный ресивер для выравнивания давления, а также система трубопроводов.
Применяют также установку теплообменников и насосов в мазутохранилище,
откуда нагретый мазут подают потребителям по трубопроводам с паровыми
спутниками
На рис. 4.88 показана принципиальная схема мазутного хозяйства, разрабо-
танного Южгипроцементом для цементного завода с 2 печами 5x185 м. Мазут
из цистерн поступает на двухпутное приемно-сливное устройство 1, откуда сли-
вается в два подземных приемных резервуара 2 объемом 600 м3 каждый, снаб-
женных секционными паровыми подогревателями. Из них мазут перекачивает-
ся погружными насосами 3 типа 2ОНД-22хЗ (Q = 550 м3/ч, Н = 0,43 МПа) в
основные вертикальные резервуары 4 объемом по 5000 м , а также имеющие
подогрев глухим паром. Из резервуаров 4 мазут поступает в мазутонасосную на
насосы первого подъема 5 типа 5HK-5xl (Q = 8, м3/ч, Н= 0,7 МПа), нагревается
Слив из печей
Рис. 4.88. Принципиальная схема мазутного хозяйства цементного завода с двумя печами 5x185 м
227

в подогревателях 6 ПМ-10-60 и через фильтры тонкой очистки 7 ФМ-25-30-40
подается на насосы второго подъема 8 типа НПС-65/35-500 (Q = 35 м /ч; Н -
= 5 МПа) и далее — на вращающиеся печи.
Возвращаемый неизрасходованный мазут сливается в основные резервуары
2. Возврат слива мазута из циркуляционного трубопровода иногда осуществ-
ляется также во всасывающую линию насосов второго либо первого подъема.
Однако при возврате мазута в насосы первого подъема происходит вспенива-
ние мазута в насосах и потеря давления в магистрали. Поэтому на действую-
щих заводах, где это имеет место, следует осуществить возврат мазута в ос-
новные резервуары или в насосы второго подъема. Часть мазута, нагретого в
подогревателе 6, подается в резервуары 2 для размыва и подогрева в них мазу-
та. Предусмотрена также рециркуляция нагретого мазута во всасывающей
линии первого подъема. Циркуляционный подогрев мазута в резервуарах об-
легчает доведение его до нужной температуры, препятствует осаждению на
дне резервуаров карбоидов и механических примесей и исключает наличие в
нем влаги.
Температура подогрева мазута является важнейшим параметром, определя-
ющим условия его сжигания. Из соображений качественного распыливания
топлива, длительности работы подогревателей без их закоксовывания и тре-
бований пожарной безопасности рекомендуется температура подогрева, обес-
печивающая вязкость мазута перед форсунками 2-3,5 °ВУ. Это соответствует
температуре не ниже 100-110 °С для мазута 40 и 120-130 °С для мазута марки
100. Однако большинство товарных мазутов имеет более высокие температу-
ры вспышки, что позволяет применять подогрев мазута до 160-170 °С и даже
выше. При температуре мазута около 120 °С вязкость его принимает постоян-
ное значение и дальнейшее повышение температуры бесполезно с целью сни-
жения его вязкости и улучшения распыления в форсунке.
При возврате слива от потребителей в мазутохранилище или в насосы вто-
рого подъема повышение температуры мазута выше 100 °С не вызывает зат-
руднений в работе насосной, так как перед вторым подъемом давление мазута
0,7-1 МПа, и поэтому мазут не вспенивается, а в мазутохранилищах вспени-
вание мазута не влияет на работу насосной.
В связи с низкими рабочими параметрами пара на цементных заводах (дав-
ление 0,4-0,5 МПа, температура 150-160 °С) температура мазута, подаваемо-
го на печи, из-за потерь в окружающую среду еще ниже и часто не превышает
90 °С, особенно в зимнее время. Это приводит к ухудшению его распылива-
ния и сжигания и, следовательно, к его перерасходу. Условия сжигания мазута
при этом ухудшаются. В связи с этим возникает необходимость установки
индивидуальных дополнительных подогревателей мазута непосредственно
перед печами и другими потребителями. Наиболее широкое распространение
получили следующие высокопроизводительные мазутные подогреватели (МП):
228

- "труба в трубе " (ТВТ) с максимальной производительностью до 160 т/ч и
высоким коэффициентом теплопередачи, но наибольшей металлоемкостью;
- секционные ПКБ Башкирэнерго с высокой производительностью до 160 т/
4 и таким же, как у ТВТ коэффициентом теплопередачи, но меньшей металло-
емкостью. Основным элементом подогревателя ПКБ Башкирэнерго являются
секции, представляющие собой обычный трубчатый подогреватель (длина труб
5 м, а внутренний диаметр 26, 32 мм). Подогреватель компонуется из 16-25
последовательно соединенных между собой секций. Мазут движется по труб-
ному пучку, пар - в межтрубном пространстве. Подогреватели обеспечивают
дополнительный подогрев мазута на 40-50 °С;
- Таганрогского ПО "Красный котельщик" ПМ-10-15, ПМ-40-30, ПМ-10-
60, ПМ-10-120. Эти подогреватели наименее металлоемки и обеспечивают по-
догрев мазута до температуры 125-130 °С; могут применяться только в двух-
ступенчатой схеме при давлении мазута не выше 1 МПа.
На базе положительного опыта работы секционных подогревателей Башки-
рэнерго был разработан подогреватель-трубопровод, отличающийся от сек-
ционных подогревателей тем, что нагревательные элементы (секции) не соби-
раются в группы, а укладываются в линию вместо мазутопровода. Преимуще-
ство этого подогревателя заключается в том, что он служит одновременно для
подогрева и транспорта мазута, благодаря чему сокращаются расходы метал-
ла, арматуры, количество строительных и монтажных работ, а также упроща-
ется схема мазутного хозяйства.
Южгипроцементом запроектирована установка индивидуальных дополни-
тельных подогревателей мазута для Акмянского завода (ТВТ) и для Староос-
кольского завода (ПМ-40-30) и разработана конструкция секционного змееви-
кового подогревателя мазута без применения дополнительного теплоносите-
ля (пара). Подогреватель устанавливается в неподвижной головке вращающей-
ся печи, нагрев мазута осуществляется радиационным теплом выходящего
клинкера и футеровки. Расчетная температура подогрева мазута от 70 °С до
140 °С, максимальный его расход составляет 10 т/ч.
Представляет интерес опыт фирм "Унитерм" (Австрия) и "Де Ионг-Кун"
(Голландия), изготовляющих подогреватели, обогреваемые дымовыми газами
из специальной топки либо непосредственно пламенем.
Установка индивидуальных подогревателей мазута позволяет увеличить и
стабилизировать температуру мазута, подаваемого на печи, что улучшает его
распылившие и сжигание, приводит к полной ликвидации потерь тепла с хи-
мической неполнотой сгорания и, следовательно, к его экономии.
Уменьшение концентрации в мазуте механических примесей, карбенов и
карбоидов, как указывалось выше, повышает надежность работы форсунок и
обеспечивает постоянство их рабочих характеристик, что облегчает ведение
229

режима с малым избытком воздуха. Очистка мазута от твердых частиц может
быть достигнута за счет его фильтрации. В схемах мазутного хозяйства элект-
ростанций в настоящее время предусматривают двухступенчатую фильтрацию
топлива. Получили распространение фильтры, разработанные Таганрогским
ПО "Красный котельщик" и Теплоэлектропроектом. В зависимости от разме-
ров ячеек сетки эти конструкции могут применяться как для грубой, так и для
тонкой очистки.
По данным ВТИ во всех случаях необходимо устанавливать фильтры как
для грубой, так и для тонкой очистки мазута. Последние должны иметь размер
ячеек 0,3-0,5 мм, что уменьшает износ и загрязнение распыливающих эле-
ментов форсунок. При этом надежность и длительность работы фильтров мо-
жет быть достигнута за счет применения присадок. При отсутствии фильтров
часто наблюдается закоксование даже высокопроизводительных форсунок, что
усложняет их работу в режиме с малым избытком воздуха.
1.7.2. Типы форсунок для сжигания мазута
При обжиге клинкера во вращающихся печах длина зоны спекания и ско-
рость движения материала должны обеспечивать необходимое время пребы-
вания материала в печи при соответствующей температуре. Поэтому процесс
обжига требует вполне определенного положения зоны горения, ее длины и
температуры факела.
При постоянной тепловой мощности печи укорочение зоны горения приво-
дит к увеличению ее объемного теплонапряжения и некоторому повышению
температуры факела. При увеличении расхода сжигаемого топлива и коэффи-
циента избытка воздуха зона горения несколько удлиняется, и удаляется от
обреза печи. В обоих случаях изменение режима горения вызывает возмуще-
ние ряда параметров работы печи. Поэтому поддержание положения зоны го-
рения при возмущениях теплового режима требует хорошей регулируемости
форсунок. Наряду с определенной длиной и светимостью факела это является
важнейшим требованием к форсункам вращающихся печей.
В механических форсунках, обычно применяемых в цементной промыш-
ленности, жидкое топливо под значительным напором продавливается через
отверстие-сопло, подвергаясь предварительно внутриканальному распаду
струи, а затем размельчается под воздействием потоков первичного и вторич-
ного воздуха. Вихревое движение топлива в форсунке улучшает распыление.
Облегчению и ускорению распада струи жидкости способствует кавитация,
т.е. местное вскипание жидкости с образованием пузырьков и парогазовых
полостей. Кавитация происходит при резком уменьшении давления в отдель-
ных местах турбулизованного потока за счет образования вакуума при откло-
нении струи жидкости от смываемой ею поверхности. Дробление струи мазу-
230

та происходит, когда силы давления окружающей среды превышают силу по-
верхностного натяжения. Расчет радиуса капли г в зависимости от давления
мазута в сопле производится по формуле, мм
г = 0,78/Р, D.237)
где Р — давление мазута, МПа.
Как видно из формулы, размер капель обратно пропорционален давлению.
Высокую степень распыления и увеличение удельной поверхности топлива в
туманообразном состоянии можно получить, применяя соответствующий ди-
аметр канала сопла горелки, увеличивая давление до 3-3,5 МПа и тем самым
скорость истечения мазута из сопла и уменьшая вязкость мазута за счет его
предварительного подогрева.
Поток первичного воздуха оказывает дополнительное распыляющее дей-
ствие, притом тем больше, чем больше разность скоростей воздуха и мазута.
Скорость мазута имеет наибольшую величину в начале потока, т.е. вблизи об-
реза воздушной трубы, а затем быстро затухает. Вторичный воздух меньше
влияет на распыление мазута, так как в дроблении участвует лишь незначи-
тельная его часть, непосредственно смывающая струю топлива. Однако тем-
пература вторичного воздуха существенно сказывается на испарении и гази-
фикации капель мазута.
Форма и длина факела зависит не только от распыления топлива, но и от
интенсивности его смешения с воздухом. Во вращающейся печи конфигура-
ция факела диктуется, прежде всего, изложенными выше требованиями. При-
меняемые горелочные устройства создают завихренный поток топлива и па-
раллельный поток воздуха. Горение начинается с наружной поверхности фа-
кела и по мере смешения топлива с воздухом проникает к его оси. Длина факе-
ла определяется скоростью газификации мазута и его горения. Крупное рас-
пыление, недостаток воздуха или подача к корню факела только части возду-
ха, недостаточная температура подогрева мазута — все эти факторы замедля-
ют горение и, следовательно, удлиняют факел. Процесс перемешивания опре-
деляется турбулентной диффузией. Количество дымовых газов и коэффици-
ент турбулентного переноса пропорциональны скорости потока в сечении зоны
спекания.
Скорость горения определяет и другой важный показатель — размеры то-
почного пространства (объем зоны горения). Обычно она условно рассчиты-
вается по опытной величине теплового напряжения, которая колеблется в зна-
чительных пределах для одних и тех же размеров печей. В общем случае объем
камеры сгорания может быть определен как произведение секундного выхода
топочных газов на время сгорания топлива. Вследствие гетерогенного харак-
тера процесса горения жидкого топлива время его сгорания значительно боль-
231

ше, чем в случае газа. Этим объясняется то, что при переходе с газообразного
топлива на мазут объем и, следовательно, длина зоны горения увеличиваются.
Количество первичного воздуха, подаваемого в горелку, может составлять 4—
5 % общего количества воздуха. Обычно расход первичного воздуха практи-
чески составляет 8-12 % и практикуемое часто его увеличение до 15-20 %
нецелесообразно, так как повышает расход топлива на обжиг клинкера. В этом
случае понижается температура факела и, следовательно, теплоотдача мате-
риалу излучением, а также ухудшается охлаждение клинкера в холодильнике
и уменьшается количество вторичного воздуха, поступающего в печь.
При достаточно высоком давлении мазута (свыше 3 МПа) возможна работа
горелок вообще без первичного воздуха. Первичный воздух можно применять
и подогретым (например, аспирационный воздух из колосникового холодиль-
ника после очистки в циклонах или электрофильтрах), однако, применение
подогретого воздуха уменьшает длину факела и повышает расход воздуха.
Уменьшению длины факела способствует и применение различных завихри-
телей в воздушной трубе для закручивания воздушного потока, поэтому эти
мероприятия наиболее целесообразны в печах сухого способа производства.
Для распыления и сжигания мазута во вращающихся печах служат форсун-
ки, расположенные в трубе, по которой подается первичный воздух. Требова-
ния к конструкции форсунок определяются технологическими условиями ра-
боты печей. Скорость горения жидкого топлива и геометрические характери-
стики факела зависят от степени распыления, определяющей активную по-
верхность взаимодействия частиц топлива с кислородом воздуха, скорости и
равномерности смешения топлива с воздухом, температуры и скорости пото-
ков в воздуха, определяющих интенсивность подогрева и испарения.
Во вращающихся печах наиболее широкое распространение нашли механи-
ческие вихревые и центробежные форсунки. В вихревых форсунках струю
топлива перед выходом закручивают, что создает тангенциальные составляю-
щие усилия воздействующей среды и способствует лучшему разрушению струи
топлива. У выхода из сопла каждая капля мазута обладает поступательной
скоростью вдоль оси форсунки и окружной (вращательной) скоростью. Рав-
нодействующая этих скоростей направлена под углом а к оси, определяющим
угол раскрытия факела. При увеличении угла а уменьшается расстояние, на
которое выбрасывается топливо (длина факела). Этот угол увеличивается при
уменьшении диаметра канала сопла и длины цилиндрической части. При по-
стоянном давлении и постоянной вязкости расход мазута, размеры и форма
факела зависят также от степени шероховатости поверхности стенок канала
сопла и от чистоты обработки поверхности отверстия сопла. На цементных
заводах применяются конструкции мазутных форсунок (одноканальные, двух-
канальные конструкции Южгипроцемента, одноканальные конструкции Гип-
роцемента, ВАМИ, конструкции "Цементанлагенбау", "Полизиус" и др.).
232

Простейшим завихрителем является винтовая вставка с 6-12 спиральными
канавками, заканчивающаяся конусом (рис. 4.89). Чем больше угол наклона
винтовой линии и угол при вершине выходного конуса, тем короче образую-
щийся факел. Внутри мазутной трубы 1, оканчивающейся наконечником 2 со
сменной пробкой 4, перемещается игла 3 с винтовыми канавками на наруж-
ной поверхности. При удалении ее от сопла вращение струи ослабляется и
факел удлиняется. Изменять длину факела и угол его раскрытия можно также
путем замены пробки 4 с соплом. Турбулизация струи уменьшается при уве-
личении диаметра сопла и удлинении его цилиндрического участка. Она про-
ста по конструкции и обслуживанию, однако диапазон регулирования ее недо-
статочен.
Дальнейшим усовершенствованием описанного устройства является двух-
канальная форсунка, изображенная на рис. 4.90. Для расхода мазута 7-8 т/ч
используется одна форсунка (для печей длиной до 150 м и включительно), при
расходе мазута более 8 т/ч — две форсунки (для печей длиной 170, 185 м,
мощных печей сухого способа производства размером 7x6, 4x95 м и др.). Ма-
зут в форсунку подается одновременно в оба канала — внутренний 2 и вне-
шний 3, причем отверстие для попадания мазута во внутренний канал должно
находиться непосредственно у мазутного патрубка во избежание образования
застойной зоны при продувке форсунки паром. Подачу мазута лучше осуще-
ствлять с помощью гибких шлангов для возможности перемещения форсунки
вдоль оси печи. Во внутреннем канале перемещается игла 4, в наружном —
завихритель 5, которые имеют на боковой поверхности 6-8 винтовых канавок.
Перемещением иглы и завихрителя изменяется конфигурация факела горения
мазута, (на рис. 4.90 завихритель и игла находится в крайнем переднем —
закрытом — положении). Удаление завихрителя 5 от сопла ослабляет враще-
Рис. 4.89. Одноканальная мазутная форсунка: 1
— труба для подвода мазута; 2 — наконечник; 3
— игла; 4 — съемная пробка
Рис. 4.90. Двухканальная мазутная
форсунка
233

ние не только струи в наружном канале 3, но и струи, выходящей из внутрен-
него канала 2. При необходимости изменить диаметр и длину сопел меняют
наружный завихритель 5 и наконечник 6.
Двухканальная форсунка обладает широким диапазоном регулирования дли-
ны и объема факела. Разделение потока на две струи и винтовое движение
каждой из этих струй способствуют хорошему распылению и сжиганию мазу-
та. Внешний распылитель служит для регулирования объема факела (угла рас-
крытия), внутренний распылитель (игла) — длины факела. Угол наклона ка-
навок иглы и завихрителя можно менять в пределах 30-60 °С в зависимости
от технологических особенностей объекта, причем увеличение угла наклона
канавок способствует укорочению факела и увеличению его объема (напри-
мер, для печей сухого способа производства), уменьшение угла наклона —
удлинению факела и уменьшению его объема (печи с рекуператорными холо-
дильниками).
Размеры канавок: внешнего распылителя — 3,5x3,5 мм, внутреннего —
3x3 мм. Эти размеры также подбираются опытным путем в зависимости от
вязкости мазута, степени его подогрева и т.д. Диаметр отверстия сопла фор-
сунки рассчитывается по формулам с учетом 15-20 % запаса расхода топлива.
Длина цилиндрической части канала подбирается опытным путем.
Установка двух форсунок вместо одной в мощных печах вызывает некото-
рое укорочение факела. Форсунки устанавливают в воздушной трубе 1 парал-
лельно слою материала на расстоянии 150-200 мм друг от друга, причем фор-
сунка 7, расположенная ближе к слою материала, имеет диаметр отверстия
сопла меньше примерно на 0,5 мм и несколько меньше (на 2-3 мм) длину
цилиндрической части сопла. Эта форсунка работает на обжиг материала и
дает более объемный и короткий факел. Форсунка, расположенная дальше от
материала, дает более узкий и длинный факел и работает на подготовку мате-
риала. Отношение диаметра сопла к его длине одной форсунки составляет
0,5-0,7 величины отношения тех же размеров сопла другой форсунки, т.е.
djl2 = ф,5-й,ЩПу D.238)
Направление закрутки потоков мазута при установке двух форсунок проти-
воположное, т.е. углы наклона винтовых каналов иглы и завихрителя одной
форсунки делают справа налево (левая форсунка), другой — слева направо
(правая форсунка). Этим достигается повышенная турбулизация мазутного
потока и интенсифицируется распыление мазута.
Техническая характеристика двухканальных форсунок
Производительность, т/ч 2,5—8
Температура мазута, °С 100-120
Давление мазута, МПа 2-3,5
234

Ход иглы, мм 30-40
Ход завихрителя, мм 30-90
Пределы регулирования факела, град 30-40
Внешний завихритель 5 конструктивно может выполняться также с учетом
прохода внутри него иглы 4 с целью перекрытия сопла форсунки иглой и очи-
стки его от возможных приваров мазута в случае аварийного прекращения
подачи первичного воздуха.
К форсункам должен быть подведен пар, и каждой операции по замене эле-
ментов форсунки должно предшествовать ее пропаривание. Перед установ-
кой новых форсунок также обязательна проверка паром работоспособности
форсунок: углы раскрытия факела, возможность регулировки, степень закру-
чивания и т.д.
Опыт их эксплуатации показал, что полное сжигание топлива достигается
уже при а = 1,05-1,1. Это говорит о хорошем распылении мазута и экономич-
ной работе форсунок при небольшом количестве первичного воздуха A0-12%
от необходимого для горения мазута).
При подборе форсунок в заводских условиях целесообразно предваритель-
но исследовать их характеристики — степень распыливания и угол раскрытия
факела. Качественно эти характеристики можно оценить, распыляя форсун-
кой воду, подаваемую под давлением 1-1,5 МПа. Для этого может быть соору-
жен несложный стенд, состоящий из водяного насоса, поддона для сбора воды
и металлического транспортира для измерения угла раскрытия струи (рис. 4.91).
Южгипроцементом разработаны также форсунки с расширенным диапазо-
ном регулирования геометрии факела путем, выполнения винтовых ребер за-
вихрителя с плавно уменьшающейся до нуля высотой по ходу потока мазута
3 4
1 23
A-A
Б-Б В-
Рис. 4.91. Схема водяного стенда для исследования ха-
рактеристик мазутных форсунок: / — транспортир; 2 —
форсунка; 3 — дифманометр; 4 — диафрагменный узел
Рис. 4.92. Одноканальная мазутная фор-
сунка конструкции Южгипроцемента: / —
корпус; 2 — завихряющие канавки; 3 —
винтовые ребра; 4 — завихритель; 5 —
наконечник; 6 — сопло; 7 — игла
235

Рис. 4.93. Мазутная форсунка с одним приводом управления конструкции Южгипроцемента: / —
корпус; 2 — тяга; 3 — тангенциальные каналы; 4 — вкладыш; J — наконечник; 6 -^ игла; 7 ¦—
винтовые канавки; 8 — центральный канал
(рис. 4.92) и форсунка с одним приводом управления иглой и завихрителем
(рис. 4.93), что значительно упрощает ее конструкцию и эксплуатацию. Эти
конструкции форсунок прошли промышленную проверку на вращающихся
печах размером 4x3, 6x4x150 м Ангарского цементно-горного комбината и на
печах 3,6x78 м Кричевского цементно-шиферного комбината.
Гипроцементом разработана форсунка (рис. 4.94), в которой регулирование
геометрии факела горения мазута достигается тем, что на внутренней поверх-
ности кольцевого насадка 3 и наружной поверхности дросселя / выполнена
винтовая нарезка, образующая резьбовые соединения. Кроме того, завихри-
тельная головка 2, центровка движения которой осуществляется кольцевым
стаканом 4, выполнена конической с винтовыми каналами, а образующая иглы
дросселя имеет форму гиперболы.
Форсунка ВАМИ (рис. 4.95) состоит из корпуса, оканчивающегося сопло-
вым наконечником 1, внутри которого движутся расходная игла 2 и винтовой,
завихритель 3, центровка возвратно-поступательного движения которого осу-
ществляется направляющим центратором 4. В данной форсунке расход мазута
регулируется перекрытием отверстия наконечника 1 расходной иглой 2, а фор-
ма и длина факела — передвижением завихрителя 3 в конической камере со-
плового наконечника. При выдвижении завихрителя из конической камеры
1 2
ш
Щ
3
\
J
4
\
/игт/яШгЛтгт
Рис. 4.94. Мазутная форсунка конструкции Гип-
роцемента
Рис. 4.95. Мазутная форсунка конструкции
ВАМИ
236

Рис. 4.96. Мазутная форсунка конструкции СредНИИгаза: / — золотник в сборе; 2 — игла; 3 —
корпус; 4 — завихритель; 5 — гайка
степень завихрения мазута уменьшается, распыл затрудняется и факел удли-
няется. Форсунка эксплуатируется на вращающейся печи 5x185 м и др.
СредНИИгазом (Ташкент) разработана конструкция мазутной форсунки с
автономным регулированием размера факела и расхода мазута (рис. 4.96). Фор-
сунка при диаметре выходного отверстия 8,5 мм обеспечивает расход мазута
8-9 т/ч. Регулирование расхода мазута производится продольным перемеще-
нием иглы 2 относительно сопла распылителя 4, а регулирование угла раскры-
тия факела (степени закрученное потока мазута из сопла) поворотом радиаль-
ных отверстий регулировочного стакана относительно радиальных и танген-
циальных отверстий предсопловой камеры.
В форсунке конструкции А. С. Закрытого (рис. 4.97) мазут через тангенци-
альные щели 2 вводится в камеру 3. Степень закручивания определяется от-
ношением площади щелей 2 и сопла 1 и регулируется перекрытием щелей
поршнем 4. Чем меньше открытая площадь щелей, тем больше тангенциаль-
ная составляющая скорости, сильнее вращение и больше угол раскрытия струи.
Машиностроительный завод в г. Пржеров выпускает горелочные устройства
для вращающихся печей (рис. 4.98). Устройства выпускаются для различных
расходов мазута в диапазоне 800-10000 кг/ч и включают мазутную форсунку,
воздушную трубу и дутьевой вентилятор. Мазутные форсунки разработаны
Рис. 4.97. Мазутная форсунка конструкции А. С. Закрытого
237

7 6 5 4 3
Рис. 4.98. Мазутная форсунка конструкции Пржеровского машиностроительного завода (тип HZ)
двух типов: с регулированием расхода мазута путем изменения давления в тру-
бопроводе (тип Н) и с рециркуляцией (тип HZ). Пределы регулирования
расхода составляют 1:4 для первого и 1:8 — для второго типа. Форсунка со-
стоит из воздушной трубы 1, внутрь которой по направляющей трубе введена
форсунка 5. Собственно форсунка состоит из расходной трубы 2, передвиж-
ной трубы (или трубы слива) 4, распылительной головки 3 и регулирующего
устройства 6. У горелки Н к соединительному участку 7 присоединен один
гибкий шланг для подвода мазута, у горелки HZ — два шланга (для подвода и
слива).
Распылительная головка имеет завихритель с тангенциальными каналами и
вихревую камеру. Регулирующее устройства позволяет во время работы изме-
нять угол раскрытия факела в диапазоне 50-90°.
У простой горелки (типа Н) производительность может изменяться в преде-
лах 1:2 регулировочным вентилем, однако при этом давление мазута в трубе
падает на 1 МПа, что ухудшает распыление. Поэтому больший диапазон регу-
лирования до 1:4 достигается при перенастройке регулирующего устройства,
при которой регулирующий поршень изменяет степень закрытия тангенци-
альных каналов. Такое регулирование особенно эффективно для расширения
или сужения факела при удалении колец, прогревании печи и т.д.
У горелки HZ часть мазута направляется на рециркуляцию через полый пор-
шень и трубу 4. У такой горелки производительность регулируется с помо-
щью, вентиля на трубе слива при постоянном давлении в вихревой камере.
При некоторой оптимальной установке регулирующего поршня в камеру по-
ступает постоянное количество мазута при постоянном давлении, благодаря
чему распыление остается качественным в широком диапазоне изменения рас-
хода топлива.
Мазутная форсунка фирмы "Пиллард" (Франция) (рис. 4.99) имеет два ма-
зутных канала: тангенциального ввода мазута 2 и аксиального 3. Изменяя ко-
личество мазута, подаваемого по тангенциальному и аксиальному каналам,
регулируют степень закручивания струи мазута, а подбирая диаметр d шайбы
1 — скорость истечения. Смена шайб занимает несколько минут, их заменяют
238

А-А
Рис. 4.99. Мазутная форсунка фирмы "Пиллард":
/ — шайба с калиброванным отверстием d; 2 —
канал тангенциального ввода мазута; 3 — канал
аксиального ввода мазута
в зависимости от режима работы печи (розжиг, вывод на полную производи-
тельность, работа в нормальном режиме).
Форсунки фирмы "Пиллард" основаны на принципе сочетания двух потоков
топлива — закрученного и прямого; ("брандспойтного"). Часть топлива пода-
ется в вихревую камеру через 4—6 тангенциальных щелей, а вторая струя, по-
ступающая в аксиальном направлении, уменьшает степень турбулизации струи.
Таким путем можно менять геометрию факела при постоянном расходе топ-
лива, а также одновременно воздействовать на расход мазута и форму факела.
Холодный первичный воздух в количестве 6-12 % общего расхода воздуха
подается через две концентрические трубы, внутри которых расположены
форсунки. Внутренняя воздушная труба снабжена завихрителем. Из наруж-
ной трубы воздух выходит без завихрения, он охлаждает трубы горелки и бла-
годаря прямолинейному движению сужает факел. Регулирование обоих пото-
ков воздуха дает дополнительные возможности управления факелом. Кожух
горелки имеет огнеупорную футеровку. Форсунка монтируется на каретке
вместе с дутьевым вентилятором, что позволяет перемещать факел в продоль-
ном направлении. К каретке форсунка подвешена на универсальном шарнире
для изменения направления факела. Форсунка снабжена электропневматичес-
кими клапанами с дистанционным управлением для продувки при ее отклю-
чении.
В горелке фирмы "Унитерм" (Австрия) (рис. 4.100) для управления формой
факела также изменяют соотношение расходов закрученного и прямолиней-
ного потоков мазута. Это соотношение регулируется поршнем, перекрываю-
щим тангенциальные прорези. Вихревая камера имеет коническую форму.
Расход первичного воздуха в этой форсунке составляет 4—7 % общей потреб-
ности. Воздушная труба снабжена завихрителем.
239

и-
I-
п~Т
1 2 з Рис. 4.100. Мазутная форсунка фирмы "Унитерм": 1 — регулирующий
—|/ элемент; 2 — завихритель; 3 — распылительная форсунка; 1 — мазут;
11 — воздух
Рис. 4.101. Мазутная форсунка конструкции "Цементанлагенбау": / — корпус; 2 — втулка; 3 —
пружина; 4 — втулка; 5 — игла; 6 — завихритель (подвижный); 7 — завихритель (неподвижный); 8
— распылитель
В форсунке конструкции "Цементанлагенбау" (Германия) (рис. 4.101) рас-
ход мазута регулируется иглой 5, перекрывающей коническое отверстие рас-
пылителя 8, а угол раскрытия факела изменением взаимного расположения
подвижного 6 и неподвижного 7 завихрителей, что позволяет регулировать
сечение тангенциальных каналов. Форсунка достаточно эффективна в работе,
однако сложна в изготовлении. Эксплуатируется на Рыбницком цементно-ши-
ферном комбинате на печах сухого способа производства размером 4x60 м с
конвейерными кальцинаторами.
В отдельных случаях (например, во вращающихся печах глиноземного про-
изводства) используются форсунки с паровым распылением. Однако их при-
менение, так же как и пневматических, носит ограниченный характер. Это
объясняется большими затратами на подачу пара высокого давления или сжа-
того воздуха. Расход пара для распыления мазута в форсунках топок котлов
составляет более 4 % общей производительности котельных. Кроме того, на
цементных заводах не всегда обеспечиваются параметры пара, необходимые
для эффективного распыления. По этой причине форсунки с паровым распы-
лением не нашли применения в цементной промышленности.
В отечественной цементной промышленности почти не применяются элект-
рофизические способы распыления мазута (ультразвуковые, в электростати-
ческом поле, пульсационные и т.д.), хотя в настоящее время пульсационное
горение представляет значительный интерес и пульсационные горелочные
240

устройства все более широко внедряются в различные отрасли промышленно-
сти.
Из приведенных данных можно сделать вывод, что широко применяемые в
отечественной промышленности мазутные форсунки отличаются простотой
устройства. Предпочтительным является применение двухканальных форсу-
нок, имеющих широкий диапазон регулирования длины и объема факела, что
подтвердилось длительной эксплуатацией их на многих цементных заводах.
Однако эти форсунки также необходимо усовершенствовать в направлении
регулировки расхода мазута отдельно по каждому каналу — внутреннему и
внешнему, а также установки дистанционного управления приводами. Необ-
ходимо, используя также и зарубежный опыт, разработать и исследовать но-
вые типы форсунок, например рециркуляционного типа.
1.8. Свойства твердого топлива
К основным видам твердого топлива относятся бурые и каменные угли, по-
луантрацит и антрацит, а также торф и горючие сланцы. В настоящее время в
цементной промышленности во вращающихся печах продолжают использо-
ваться каменные и бурые угли. Бурые угли (марки Б) характеризуются содер-
жанием углерода в горючей массе 64-78 %, выходом летучих на горючую массу
40-60 % и жаропроизводительность в пределах 1400-2000 °С.
По содержанию рабочей влаги бурые угли делятся на три группы: Б1 — бо-
лее 40 %, Б2 — от 30 до 40 % и БЗ — менее 30 %.
В каменных углях содержание углерода в горючей массе составляет 75-90 %,
выход летучих от 9 до 50 % и жаропроизводительность более 2000 °С. В зави-
симости от выхода летучих каменные угли делятся на следующие марки: длин-
нопламенный (Д), газовый (Г), газовый жирный (ГЖ) и т.д.
Для твердого топлива в зависимости от состава различают рабочую, анали-
тическую, сухую, горючую и органическую массы (табл. 4.48).
Таблица 4.48
Масса топлива в зависимости от его состава
Масса
Органическая
Горючая
Сухая
Аналитическая
Рабочая
Углерод
(Г)
(С)
Водород
@)
(А)
рабочее
Кислород
топливо)
Азот
Сера
органи-
ческая Sopr
(Р)
Сера
колче-
данная
^колч
Балласт Б
зола А
влага
аналити-
ческая W"
внешняя
241

к»
л.
Таблица 4.49
Исходная масса
топлива
Рабочая
Аналитическая
Сухая
Горючая
Органическая
Множители для
пересчета массы топлива
Определяемая масса топлива
рабочая
1
100-»*
100-»"
100-»*
100
100
100
аналитическая
100-»*
1
100-»*
100
100
lOO-OV+A^ + Sj1)
100
сухая
100
100-»*
100
100-»*
1
100 -Ас
100
100
горючая
100
100
100
100-Лс
1
100-5/
100
органическая
100
100
100
100
100-SKr
1

Пересчеты результатов с аналитической массы на рабочую, сухую, горючую
и органическую, а также всех данных состава теплоты сгорания и выхода ле-
тучих веществ, кроме низшей теплоты сгорания Qh, которую рассчитывают
для каждой массы отдельно, выполняются по приведенным ниже формулам и
табл. 4.43.
Удельная высшая теплота сгорания Qb, кДж/кг, вычисляется по значению
удельной теплоты сгорания в калориметрической бомбе Q6 с учетом кислото-
образования при сгорании
Qb = Q6 - 94,285 - 0,006^, D.239)
где 94,28^ — удельная теплота, выделяющаяся при окислении продуктов сго-
ревшей в бомбе серы Sn, % от SO2 до SO5 и растворении последней, в воде;
0,006??6 — удельная теплота образования азотной кислоты в бомбе для камен-
ных и бурых углей. Для тощих углей, антрацитов и жидкого топлива—0,004g6.
Удельная низшая теплота сгорания ?>н находится вычитанием из удельной
высшей теплоты сгорания Qb удельной теплоты парообразования, условно
принимаемой равной 25,12 МДж/кг:
D.240)
D.241)
D.242)
;; D.243)
где Wn H— содержание влаги и водорода в массе топлива, %.
С горючей массы на рабочую и обратно QJ пересчитывается по формулам:
D244)
н W0WpA*
где А — зольность массы топлива, %.
При пересчете результатов анализа проб топлива, содержащих более 2 %
карбонатов, или пересчете на горючую и органическую массу, где требуется
определение минеральной массы топлива, следует вводить специальные по-
правки на показатель зольности, теплоту разложения карбонатов и теплоту
сгорания колчедана. Пересчет теплоты сгорания всех марок углей в любом
диапазоне изменения их зольности с учетом превращений в минеральной мас-
се может быть выполнен по формуле, МДж/кг:
243

^), D.246)
где Qр — низшая удельная теплота сгорания в органической массе, МДж/кг;
Af — минеральная масса рабочего топлива, %; WrKAv — влага в минеральной
массе топлива, %; QHP может быть также рассчитана по формуле Д. И. Менде-
леева по составу топлива.
Теплоемкость ст с достаточной точностью можно считать суммой теплоем-
костей основных частей твердого топлива: органической массы, минеральных
примесей и влаги кДж/(кг-К):
с. = W + 0,0ЦсA00 - W), D.247)
где сс — теплоемкость сухой массы твердого топлива, кДж/(кг-К) (ст — тепло-
емкость бурого угля и торфа — 0,27; каменного угля — 0,26; антрацита и то-
щего угля — 0,22; сланца — 0,21); W9 — влага в рабочем топливе, %.
Теплопроводность может осуществляться одновременно несколькими путя-
ми: теплопроводностью твердой фазы, теплопроводностью и конвекцией в
газовой фазе, лучистым теплообменом. Заметную роль в теплопередаче игра-
ет влага топлива. Жаропроизводительность топлива ?тах — максимальная, тем-
пература горения, развиваемая при полном сгорании топлива без избытка воз-
духа, определяется по формуле.
Пылевидное твердое топливо, применяемое для обжига клинкера во враща-
ющихся печах, должно обладать необходимой теплотой сгорания, определен-
ным содержанием летучих веществ, ограниченными зольностью и влажнос-
тью. Зольность шихты топлива (кроме горючих сланцев), не нарушая нормаль-
ную работу вращающихся печей, может колебаться в пределах 10-20 %; тон-
кость помола должна соответствовать остатку на сите 008 не более 8-18 %;
выход летучих на сухую массу топлива должен составлять 10-35 %; влаж-
ность шихты не должна превышать 2 %.
Содержание золы в угольной пыли оказывает существенное влияние на ее
горение. Значительная часть золы отделяется от горючей массы в качестве
внешней примеси сосредотачивается в наиболее тонких фракциях пыли, что
уменьшает скорость их горения.
Угольная зола взаимодействует с клинкером и влияет на его химический со-
став. Она может понизить коэффициент насыщения известью до такой степе-
ни, что потребуется корректировка высококачественным известняком. В слу-
чае отсутствия последнего следует применяемый уголь заменить другим.
В табл. 4.50 приведены состав и характеристика твердого топлива, которое в
советское время использовалось во вращающихся печах цементной промыш-
ленности. Как видно из таблицы использовалось в больших масштабах.
244

Таблица 4.50
Характеристики твердого топлива
Завод
Ачинский
Воркутинский
Карагандацемент
Красноярский
Курментинский
Пронайский
Пунане-Кунда
Савинский
Семипала-
тинский
Сланцевский
Спасск-цемент
(производство 1)
Тимлюйский
Характеристика топлива
вид
Уголь
Уголь, кон-
центрат энер-
гетический
Уголь
Горючий
сланец
Уголь
Уголь
Сланец
Уголь
месторождение
Кузнецкое
Воркутинское
Карагандинский
угольный
бассейн
Черногорское
Кузнецкое
Зыряновская
Бунгурская
Каджисайское
Таш-Кумырское
Тихменевское
Эстонсланец
Кузнецкое
Прокопьевское
Ленинск-
Кузнецкое
Гдовское
Кузбасс
Артемов-
Партизанское
Черемховское
Кузнецкое
марка
Т
ЖСШ
К кон-
центрат
Д
т
г
д
дсш
БЗР
1СС
2СМСШ
2СС
ГСШ
СМСШ
тем
Сланец
Т
БСМ
Т
Г
т
др
т
дозировка
100
100
100
50
50
30
70
50
50
100
100
100
50
50
60
40
34
66
40
60
67
33
Характеристика форсуночного топлива
тонкость
помола,
%
10,8
17,4
19,1
19,5
10,6
27,7
29,3
10,4
13,7
13,5
12
12,9
13,3
18,2
влаж-
ность, %
1,2
1
8,6
2,9
U
11,5
2,2
0,5
1
2
0,6
3,2
2
3,7
золь-
ность
19,8
15,3
21,9
19,9
17,4
20,3
18,6
65,5
10,8
15
21,7
13,3
21,2
содер-
жание
летучих,
%
17,5
31,9
21,2
22,5
20,4
49,4
40,4
90
20,3
25,1
29,4
20,4
22,1
30,4
ал
МДж/кг
24,69
26,17
25,37
22,26
27,84
18,14
18,01
12,05
24,7
24,51
17,28
11,72
26,81
28,15
21,77
химический состав золы, %
SiO2
55,33
55,18
53,31
51,93
58,6
49,41
61,1
27,13
52,94
56,52
31,98
59,08
53,52
62,39
А12О3
22,27
20,42
75 83
24,87
24,61
18,61
27,2
6 67
77 99
20,71
8 80
22,87
22,72
22,24
Fe2O3
8,47
6,76
5 34
10,64
5,01
7,87
3,1
5 38
11 87
7,15
4 85
5,39
7,14
7,33
CaO
7,60
5,58
8 70
4,73
4,01
11,52
4,6
44 08
4 99
6,01
39 48
3,96
7,07
3,47
MgO
0 94
37
7 67
2,87
1,44
3,55
09
4 53
7 0?
1 77
3 77
2,59
2,91
1 76
SO3
4^8
1 5
411
2,83
1,83
7,86
? 5
8 76
7 61
^48
6 16
2,38
2,70
П96

Завод
Топкинский
Усть-Камено-
горский
Чернореченский
Якшинский
"Спартак"
Характеристика топлива
вид
"
«
месторождение
Кудровское
Якуновское
Северное
Кузнецкое
Прокопьевское
Киселевское
Кемеровское
Кузнецкое
Подмосковное
марка
ССМСШ
СССШ
ССР
Т
Г
ТСШ
ГСШ
ОС, ОСР,
2СС,
ССР,
К2Р,
ССМСШ
ГСШ
ТСШ
ТР
Б2К1БК
дозировка
54
36
10
50
50
60
40
100
48
50
2
Продолжение
табл
4.S0
Характеристика форсуночного топлива
тонкость
помола,
%
15,9
15,9
17,1
15,4
12,8
10
влаж-
ность, %
1,2
1,6
1,7
1,5
2,8
1,1
золь-
ность
19,5
14,9
14,7
13,8
13,3
13,6
содер-
жание
летучих,
%
20,5
26,7
26,3
23,7
19,5
25,2
Q»,
МДж/кг
25,33
25,25
25,11
23,91
26,69
28,22
химический состав золы, %
SiO2
53,84
53,67
53,65
54,36
60,80
53,92
А12Оз
70 96
70 3?
20,43
19,35
21,30
71 93
Fe2O3
8 59
6 89
7,31
8
8,16
7 75
СаО
7 41
7?8
7,36
6,69
^44
8 03
MgO
3 77
2,11
2,15
1 80
3 06
SO3
7 74
3 73
3,38
3,16
1 6
3 46

1.9. Сжигание твердого топлива во вращающихся печах
1.9.1. Общие сведения
При сжигании твердого топлива частицы его подогреваются, подсушивают-
ся, затем начинается возгонка летучих. Чем больше содержание летучих в топ-
ливе, тем интенсивнее и при более низкой температуре происходит их выход.
Например, из бурых углей с содержанием летучих V = 50 % их возгонка начи-
нается при t к 170 °С, из газовых углей с Vm ¦*> 38 % при t = 210 °С. Основная
масса летучих возгоняется из топлива в интервале 200-400 °С. Несколько мень-
шая часть — от 400 до 700 °С, выход остатков летучих продолжается до 800-
1000 °С.
При горении мелких частиц благодаря высокой интенсивности тепло- и мас-
сообмена основная доля летучих выделяется и диффундирует в окружающую
среду, где, образуя горючую газовую смесь, сгорает в газовом объеме. В слу-
чае горения крупных частиц вследствие недостаточно интенсивного диффу-
зионного обмена летучие воспламеняются около поверхности и выгорают на
небольшой период времени, составляющий примерно 10 % времени выгора-
ния частицы. Определяющей стадией процесса является стадия горения угле-
рода, интенсивность которой и лимитирует скорость горения топлива. Следо-
вательно, основой правильного метода сжигания твердых топлив является
создание оптимальных условий для процесса горения углерода.
Скорость горения топлива Кг и длина факела в топке зависят от интенсивно-
сти смешения топлива с воздухом и скорости химического взаимодействия
кислорода с топливом и в общем виде может быть выражена через константу
скорости суммарного процесса
D.248)
где К — константа скорости химической реакции; а — коэффициент диффу-
зионного обмена.
Большое значение при горении имеет скорость, которая зависит от природы
топлива и физических условий; концентрации реагирующих газов, темпера-
туры и давления среды. Температурная зависимость является наиболее силь-
ной и определяется по уравнению Аррениуса.
При снижении температуры константа скорости реакции уменьшается по
экспоненте, поэтому в области низких температур скорость химической реак-
ции во много раз меньше скорости диффузии, т.е.
*«а. D.249)
247

В этих условиях величиной 1/ад можно пренебречь по сравнению с ПК и,
следовательно, скорость горения будет определяться лишь скоростью хими-
ческой реакции
К =К.
D.250)
Низкотемпературная область, при которой процесс горения лимитируется
скоростью химической реакции, называется кинетической областью горения.
С увеличением температуры скорость химического взаимодействия согласно
уравнения Аррениуса растет по экспоненте и при определенной температуре
приобретает настолько большое значение, что на поверхности частицы угле-
рода не остается свободного кислорода. В этих условиях процесс горения оп-
ределяется скоростью подвода кислорода к частице топлива, т.е.
Следовательно, пренебрегая \/Кпо сравнению с 1/ад имеем
?=ад.
D.251)
D.252)
Область горения, когда процесс лимитируется скоростью диффузии кислоро-
да к реакционной поверхности, называется диффузионной областью горения. В
этой области на скорость горения сильно влияют гидродинамические факторы:
относительная скорость газовых потоков, размер частиц топлива и др.
В связи с вышеизложенным различают три области горения топлива: кине-
тическую — ниже 800 °С; переходную — в интервале температур 800-1000 °С,
где скорость горения зависит как от скорости химической реакции, так и от
диффузии газовых потоков; диффузионную — выше 1000 °С.
т с. |
4
3
2
1
0,4
0,3
0,2
/
/
/
J
//
1-?
/4
г Л
0,02 0,03 0,3 0,5^,мм
Рис, 4.102. Время горения угольной пыли т при температуре 900-1500 "С в зависимости от размера
частиц d
248

Быстрый отвод продуктов горения и создание кислородсодержащей среды в
области от 800 °С и более существенно влияет на скорость сгорания частиц
угольной пыли. Зависимость времени горения от размера частиц угольной пыли
была предложена Гумцем (рис. 4.102).
По данным Ансельма, общее время горения тг складывается из времени тур-
булентной тт и молекулярной тм диффузии:
\ = \ + \- D-253)
Время молекулярной диффузии хм в 2-Л раза меньше времени турбулентно-
го обмена, значение которого уменьшается с увеличением температуры и тон-
кости помола угля. На основании фундаментальных исследований теории го-
рения можно сделать вывод, что горение топлива во вращающихся печах про-
текает в диффузионной области.
Выделяющаяся в результате термохимических реакций горения пылеуголь-
ного топлива теплота сгорания может быть определена по формулам из работ
Дюлонга, Бойе и др. Ряд отечественных исследований и многолетний опыт
применения позволяют рекомендовать с достаточной точностью (учитывая
точность анализа элементарного состава топлива) известную формулу Д. И.
Менделеева.
Наряду с процессом горения на эффективность работы топки влияет также
воспламенение топлива. Температурой воспламенения называют температу-
ру поверхности частиц топлива, при которой скорость реакции горения обес-
печивает непрерывный процесс сжигания. Воспламенение топлива наступает
в тот момент, когда температура топливно-воздушной смеси приобретает тем-
пературу, необходимую для возникновения реакции окисления данного вида
топлива. Для пылеугольного топлива период индукционного воспламенения
зависит от следующих факторов: тонкости помола топлива, содержания лету-
чих в топливе, коэффициента избытка воздуха, температуры исходной пыле-
воздушной смеси и топочного пространства. Летучие воспламеняются при
более низкой температуре, чем углерод, а мелкие частицы прогреваются быс-
трее, чем крупные, поэтому с увеличением содержания летучих и повышени-
ем тонкости помола топлива интенсифицируется его воспламенение. Точно
так же при уменьшении коэффициента избытка воздуха исходной пылевоз-
душной смеси вплоть до а = 0,1 уменьшается объем газовой фазы в смеси и,
следовательно, сокращается время нагрева и воспламенения топливно-воздуш-
ной смеси, т.е. богатые топливом смеси воспламеняются легче, чем бедные.
Скорость распространения пламени U, характеризующаяся воспламенением,
определяется по формуле, м/с
D.254)
249

где d. — диаметр форсунки, м.
Очевидно, что с повышением температуры исходной смеси и газа в топке
интенсифицируется воспламенение. Мелкие частицы топлива, воспламеняясь
раньше, начинают выгорать при пониженной температуре и при большем на-
чальном содержании кислорода в смеси, следовательно, начало выгорания для
мелких частиц топлива лимитируется скоростью химической реакции и про-
текает в кинетической области. Необходимо учитывать еще то, что температу-
ра частиц малых размеров незначительно (до 100 °С) превышает температуру
окружающей газовой среды. Крупные же частицы из-за замедленного тепло-
обмена с окружающей средой разогреваются на сотни градусов выше среды и
воспламеняются несколько позже. Все это приводит к тому, что частицы топ-
лива больших размеров воспламеняются и выгорают при более высокой тем-
пературе и их выгорание протекает в диффузионной области. Таким образом,
интенсивность горения и распределение температуры по длине факела в ос-
новном зависят от свойства твердого топлива (содержания летучих и тонкости
помола), эффективности смешения топлива с воздухом, скорости вылета топ-
ливно-воздушной смеси, коэффициента избытка воздуха, темпера; туры вто-
ричного воздуха, конструктивного исполнения форсунки и узлов пылеподачи.
При обычных условиях горения топливо, характеризуемое большим содер-
жанием летучих, воспламеняется на близком расстоянии от горелки и горит
растянутым пламенем, и наоборот, тощие угли воспламеняются на значитель-
ном расстоянии и горят концентрированным пламенем. На эффективность
смешения угольной пыли с воздухом большое влияние оказывает количество
в основном первичного воздуха. Увеличение количества первичного воздуха
ограничивает время смешения и, соответственно, зоны сжигания. Положи-
тельный эффект такого воздействия уменьшается из-за сокращения количе-
ства нагретого вторичного воздуха, поступающего из холодильника. Для оп-
ределения количества первичного воздуха Д. Чоффат предложил следующую
формулу, нм3/ч
D.255)
100 Qlj
где a — коэффициент избытка воздуха A,05-1,2); q — расход тепла для произ-
водства 1 кг клинкера, кДж/кг; G — производительность печи, т/сут.; QJ —
теплота сгорания топлива, кДж/кг; А — содержание золы с учетом влаги, %.
В практике обычно придерживаются отношения: 1 % первичного воздуха
на каждый процент летучих в угле, т.е. расход первичного воздуха составляет
20-25 %. Для мощных вращающихся печей, оснащенных колосниковыми хо-
лодильниками, доля первичного воздуха не превышает 20 %. При любых ус-
ловиях количество первичного воздуха не должно превышать 35 %.
250

Интенсифицировать процесс смешения можно также путем увеличения ско-
рости вдувания пылевоздушной смеси, подбором конструкции горелки. Ско-
рость вдувания зависит от воспламеняемости угля и может быть определена
экспериментально путем изменения диаметра сопла или давления вентилято-
ра. Эта скорость является одним из основных факторов, влияющих на форму
и объем факела. Можно сказать, что для стабильного состава топлива повы-
шение скорости воздуха на выходе из сопла укорачивает факел.
Ансельм предложил зависимость скорости вылета пылевоздушной смеси w
от производительности печи Q, м/с
w = 800'34. D.256)
В результате исследований, проведенных в последние годы на современных
вращающихся печах, рекомендуется оптимальная скорость вылета топливной
смеси — 60-70 м/с для мокрого способа производства и около 50 м/с для сухо-
го способа. Для обеспечения полноты сгорания топлива необходим избыток
воздуха. На практике коэффициент избытка воздуха а в основном обусловлен
работой запечного дымососа. С повышением разрежения возрастает количе-
ство просасываемого через печь воздуха и коэффициент его избытка. При этом
возрастают теплопотери с отходящими газами, и может увеличиваться пыле-
вынос из печи. С повышением несколько снижается температура факела и,
следовательно, теплообмен в печи. С учетом промышленного опыта эксплуа-
тации вращающихся печей на пылеугольном топливе величина а может быть
принята равной 1,1.
На процесс сжигания угольной пыли оказывает влияние температура вто-
ричного воздуха: чем выше температура воздуха, тем выше температура факе-
ла. Тип холодильника принципиально влияет на степень нагрева вторичного
воздуха. В сравнении с рекуператорным более высокую температуру вторич-
ного воздуха обеспечивает колосниковый холодильник. Очевидно, что увели-
чение температуры вторичного воздуха снижает удельный расход теплоты на
обжиг клинкера.
1.9.2. Подготовка твердого топлива к сжиганию
Размер кусков твердого топлива, поступающего на цементные заводы, со-
ставляет до 200 мм и более. Для получения сухой угольной пыли, пригодной
для сжигания, твердое топливо подвергается предварительному дроблению,
подсушке и размолу в системе пылеприготовления.
Технологическая схема приготовления угольной пыли приведена на
рис. 4.103. Со склада сырое топливо системой транспортеров подается к по-
мольному агрегату. С целью извлечения из него металлических включений
применяются магнитные сепараторы, что обеспечивает сохранность мельнич-
251

Рис. 4.103. Технологическая схема приготовления угольной пыли: 1 — склад топливе; 2 — кран-
перегружатель; 3 — вагоны с топливом; 4 — магнитный сепаратор; 5 — течка "штаны"; 6 — щепоу-
ловитель; 7 — отвод щепы; 5 — металлоуловитель; 9 — передвижная сбрасывающая тележка; 10 —
распределительный транспортер; 11 — пылепровод; 12 — сепаратор; 13 — питатель-дозатор; 14 —
мельница; 75 — подвод сушильного агента; 16 — сушильный барабан; 17,19 — устройство парового
отопления угольного тракта; 18, 20 — ленточный транспортер; 21 — пластинчатый питатель; 22 —
решетка; 23 — приемный бункер
ного оборудования. При помощи щепоуловителей из угля удаляют древесную
щепу, попадающую в него в процессе добычи, что предотвращает забивание
элементов системы пылеприготовления так называемой древесной "ватой".
Очищенный уголь подается на грохот с размером отверстий 10-15 мм, при
этом более крупные куски направляются в дробилку, где измельчаются до раз-
меров не более 10-15 мм, благодаря чему повышается производительность
мельниц. Применение дробленого материала улучшает также процесс сушки
в сушильном барабане. Так как при использовании угля с высокой влажнос-
тью наблюдаются потеря сыпучести, замазывание топливоприготовительных
механизмов, налипание на мелющие тела и "запаривание" мельниц, то его
предварительно подсушивают в сушильном барабане. При помоле с одновре-
менной сушкой влажность материала не должна превышать 10-12 %.
В зимнее время имеют место смерзание влажного топлива и его примерза-
ние к стенкам бункеров и течек, кроме того, смерзшийся уголь может сползать
по наклонной транспортерной ленте и засыпать натяжную станцию, что при-
водит к остановке оборудования и дополнительным затратам на уборку поме-
щений. Для борьбы со смерзанием осуществляют подогрев всего тракта топ-
ливоподачи — от приемного устройства до бункеров сырого угля у мельниц.
Дробление твердого топлива обычно осуществляется в валковых или молот-
ковых дробилках. О степени дробления судят по результатам рассева пробы
дробленого топлива на сите с ячейками 5 мм. Как правило, дробление доводят
до остатка на сите, равного 20 %. После магнитной сепарации, дробления,
отделения щепы и предварительной сушки топливо подается в бункера сыро-
го угля перед мельницами.
252

Существующие мельницы различаются по частоте вращения подвижной
части (тихоходные — 16-24 об./мин, среднеходные — 50-300 об./мин и быст-
роходные — 600-1500 об./мин) и по принципу измельчения (удар мелющих
тел по частицам топлива, раздавливание кусков угля, истирание угольных ча-
стиц).
Выбор типа мельницы осуществляется с учетом эффекта размалываемости
материала. Размолоспособность топлива характеризуется значением коэффи-
циента размолоспособности
К =Э /Э,
л.о аш '
где Э и Э — соответственно расход электроэнергии на размол эталонного и
данного топлива.
Значения коэффициента размолоспособности для различных углей и горю-
чих сланцев колеблются от 0,85 до 2,5. В теплоэнергетике и промышленности
строительных материалов применяются следующие типы мельниц: шаровые
барабанные, молотковые, среднеходовые, быстроходно-бильные, мельницы-
вентиляторы.
Наибольшее распространение в цементной промышленности' получили
шаровые барабанные мельницы. По частоте вращения они относятся к тихо-
ходным. Помол угля в них может осуществляться как за счет удара падающих
стальных шаров на практически неподвижное относительно шаров топливо,
так и путем измельчения истиранием. ШБМ выполняются как вентилируемы-
ми (молотый уголь удаляется потоком вентилируемого сушильного агента за
счет разрежения, создаваемого в мельнице вентилятором), так и невентилиру-
емыми (угольный порошок выгружается механически). Для снижения шума и
потерь тепла корпус мельницы снаружи покрывается слоем войлока или стек-
ловаты толщиной 40-70 мм и металлическими листами толщиной 2 мм, а между
корпусом мельницы и бронеплитами устанавливаются прокладки из асбеста
толщиной 10-15 мм. Во избежание подсосов холодного воздуха в вентилиру-
емых мельницах и предотвращения пыления в невентилируемых неподвиж-
ные входные и выходные-патрубки стыкуются с вращающимися цапфами при
помощи сальниковых уплотнений с войлочными или фетровыми кольцами.
На многих действующих цементных заводах, имеющих печи производитель-
ностью до 30 т/ч, углеподготовительное отделение оборудовано сепараторны-
ми мельницами размером 2,18x4,37 м, в которых одновременно осуществля-
ется сушка материала. Наличие в мельницах пяти радиальных перегородок
улучшает процесс, сушки угля и позволяет снизить удельный расход электро-
энергии до 20 %. Эти мельницы надежно эксплуатируются продолжительное
время, однако им присущ существенный недостаток: горизонтально располо-
женные подводящие патрубки забиваются сырым углем и пылью, что нередко
253

о
4 w, %
Рис. 4.104. Зависимость удельного расхода электроэнергии Е на помол, кВт-ч/т, и производительно-
сти трубной мельницы Q от влажности W
приводит к возгоранию угля, особенно в питающем патрубке. Во избежание
этого следует применять соединяющие патрубки эллиптического или корыто-
образного сечения и располагать их под углом 45°. Влажность угля существенно
влияет на производительность угольных мельниц и расход электроэнергии на
помол. Установленная зависимость приведена на рис. 4.104.
Рост производительности печей обусловил расширение парка углеподгото-
вительного оборудования. Сейчас в цементной промышленности широко при-
меняются более мощные барабанные и конусные мельницы; характеристика
их приведена в табл. 4.51.
В настоящее время все большее распространение в цементной промышлен-
ности получают валковые (роликовые) мельницы, в которых одновременно
осуществляются помол и сушка угля (мельницы "Леше", "Пфейфер", "Рей-
тонд", "Полизиус"). Принцип работы таких мельниц заключается в следую-
щем. Мелющие ролики (валки) большого диаметра движутся по слою матери-
ала на мелющей тарелке, вращающейся с частотой 25-35 об./мин. Давление
роликов на тарелку создается и регулируется гидроцилиндрами. Материал через
питатель подается на тарелку, измельчается роликами и увлекается вверх бы-
стродвижущимся потоком воздуха, поступающего через отверстие по пери-
метру тарелки. Крупные фракции отделяются в сепараторе и возвращаются
назад на тарелку, остальной материал направляется в циклоны, где отделяется
90-95 % его. Далее воздух поступает в пылеуловитель (электрофильтр или
рукавный), в котором отделяется остальная часть материала. В качестве теп-
лоносителя могут использоваться отходящие газы из печи или холодильни-
ков. Все валковые мельницы принципиально подобны (рис. 4.105).
254

Таблица 4.51
Сравнительная характеристика угольных мельниц
Параметры
Диаметр барабана, мм
Длина барабана, мм
Производительность на
АШ при^.о =0,95,
R5= 20 %, &>о = 7 %, т/ч
Рабочая частота вращения
барабана, об./мин
Диаметр патрубков, мм
Предельная масса
загружаемых шаров, т
Оптимальная шаровая за
грузка, т
Ш-10
2500
3900
10
20
700
800
900
25
19,3
Ш-16
2870
4700
16
18,7
800
900
1000
35
30,2
Ш-25
3400
6000
25
17,2
1000
1300
—
56
50,2
Ш-32А
3400
6500
32
17,2
1100
1200
1350
66
54,2
Ш-50А
3700
8500
50
17,6
—
1450
108
81
Ш-70
4000
10000
70
17,1
_
1700
1900
138
ПО
ШКМ-15
3800
5500
25
14,7
1100
1150
—
—
70
шкм-зо
3800
5500
30
18,5
1100
1150
—
—
70
По сравнению с шаровыми мельницами они обладают следующими преиму-
ществами: потребляемая мощность составляет 70-90 % мощности, необходи-
мой для шаровой мельницы; обеспечивают сушку материала влажностью 15 %
и более (шаровая мельница позволяет сушить материал максимум 7 %-ной
влажности — обычно не более 5 % — и требует
дополнительной сушки для материалов повышен-
ной влажности); имеют более низкий уровень шума
во время работы; продолжительность пребывания
материала в мельнице меньше, что способствует
более быстрой его корректировке; стоимость из-
носа роликов и футеровки тарелки составляет в
среднем 60 % стоимости тел шаровой мельницы;
позволяют получать материал однородного грану-
Рис. 4.105. Мельница фирмы "Леше": / — редуктор; 2 — при-
водной вал; 3 — вращающаяся чаша; 4 — бронеплита; 5 — бе-
гун; 6 — загрузочный патрубок; 7 — вал сепаратора; 8 — выход
материала и подогретого воздуха; 9 — лопасть сепаратора; 10
— прижимное кольцо; 11 — тяга; 12 — впускной патрубок для
горючего газа (из печи, теплообменников, холодильника или
вспомогательного подогревателя)
7
255

лометрического состава; требуют меньших производственных площадей; мо-
гут работать вместе с печью на одних и тех же пылеулавливающих установках
(шаровая мельница оснащается отдельными пылеуловителями).
Несмотря на то, что стоимость установки валковых мельниц вместе с обору-
дованием несколько выше, чем шаровых, благодаря своим несомненным тех-
ническим преимуществам они получают все большее распространение. В Рос-
сии выпускаются валковые мельницы для помола твердого топлива с макси-
мальной производительностью 50 т/ч. Для приготовления пылеугольного топ-
лива перспективными являются также струйные мельницы, исследования ко-
торых в широких масштабах проводит НИИцемент.
Схемы приготовления угольной пыли подразделяются на централизованные,
применяемые на крупных ТЭЦ с отдельно расположенным пылезаводом, где
осуществляется сушка и помол твердого топлива с последующей подачей уголь-
ного порошка к котлам, и индивидуальные, используемые на цементных заво-
дах.
В свою очередь индивидуальные схемы подразделяются на замкнутые (со
сбросом отработанного сушильного агента в печи) и разомкнутые (со сбро-
сом отработанного сушильного агента в атмосферу).
Различают два типа замкнутых схем пылеприготовления: с подачей отрабо-
танного сушильного агента в печь (рис. 4.106) и с промежуточным пылевым
бункером (рис. 4.107).
При использовании схемы первого типа угольная пыль подается вместе с
сушильным агентом из мельниц непосредственно в печь. При этом количе-
ство ее регулируется подачей угля в мельницу. Эта схема пригодна для всех
Рис. 4.106. Замкнутая система прямого дей-
ствия: / — вентилятор; 2 — печь; 3 — холо-
дильник; 4 — регулятор тяги жалюзийного
типа; 5 — циклон; б—подогреватель воздуха;
7 — мельница
Рис. 4.107. Центральная помольная установка с про-
межуточным бункером для одновременного пита-
ния нескольких потребителей: 1 — пылеосадитель;
2 — вентилятор; 3 — циклонный пылеуловитель; 4
— промежуточный бункер для угля; 5 — декарбо-
низатор; б — печь; 7 — холодильник; 8 — регуля-
тор тяги жалюзийного типа; 9 — циклон; 10 — по-
догреватель воздуха; // — мельница; 12 — венти-
ляторы первичного воздуха
256

типов мельниц, однако наибольший эффект обеспечивают роликовые и мо-
лотковые мельницы со встроенным сепаратором и укороченным пылеуголь-
ным трактом.
Схема с прямым вдуванием является всегда замкнутой, так как в ней отрабо-
танный влажный сушильный агент сбрасывается вместе с пылью в топку.
Широкое распространение такие схемы получили в энергетической промыш-
ленности. На отечественных цементных заводах прямое вдувание (при влаж-
ности сырого угля до 12-15 %) применяется для топких сушильных бараба-
нов и схем сухого помола сырья с молотковыми (шахтными) мельницами или
мельницами-вентиляторами. Использование этих мельниц рекомендуется в
случае употребления легко размалываемых угля и сланца.
Схемы с промежуточным пылевым бункером выполняются как замкнуты-
ми, так и разомкнутыми. Замкнутая схема реализуется чаще всего в шаровых
барабанных мельницах. Она позволяет использовать последние с максималь-
ной производительностью, так как предусматривает накопление угольного
порошка в бункере и передачу его реверсивными шнеками к бункерам сосед-
них печей и топок. Применяется замкнутая схема при помоле угля с влажнос-
тью до 12-15 %. Если влажность материала превышает 15 % и применяется
низкокалорийный уголь (или сланец), то используются разомкнутые схемы.
При этом снижение расхода теплоты на обжиг клинкера может достигать 125—
145 кДж/кг за счет сброса в атмосферу влажных инертных газов и повышения
температуры первичного воздуха с 70 до 250 °С.
При реализации разомкнутой схемы уголь любой влажности подается не-
посредственно в помольную установку, но если расчетная температура сушиль-
ного агента выше допустимой C50 °С), то уголь с влажностью до 25 % внача-
ле направляется в подсушивающее устройство или в трубу-сушилку, которые
устанавливаются между бункером сырого угля и мельницей. Температура су-
шильного агента перед подачей в подсушивающее устройство может равнять-
ся — 400-500 °С, а переда подачей в трубу-сушилку — 800 °С. Большинство
цементных заводов оснащено углеподготовительными установками, в полнен-
ными по замкнутой схеме с промежуточным бункером. Уголь с начальной влаж-
ностью до 15 % подается соответствующими питателями непосредственно в
мельницу. Температура сушильного агента перед подачей в мельницу в зави-
симости, от начальной влажности угля колеблется в пределах 150-300 °С. При
влажности угля выше 15 % его необходимо предварительно подсушивать в
сушильных барабанах. Преимуществом замкнутой схемы является ее относи-
тельная взрывобезопасность.
В углеподготовительных отделениях некоторых цементных заводов одна из
мельниц работает по разомкнутой схеме даже при использовании угля с влаж-
ностью до 15 %. Это вызвано необходимостью иметь резерв мощностей с це-
9. Лисиенко В.Г. и др. ^

лью накопления угольного порошка для запуска печей после монтажа и дли-
тельных перерывов в работе.
Подготовленная к сжиганию угольная пыль представляет собой сухой поли-
дисперсный порошок с размером частиц от 0,1 до 300-500 мкм, характеризуе-
мый, прежде всего, тонкостью помола.
Нормальной тонкостью помола следует считать такую, при которой обеспе-
чиваются хорошие условия сжигания угольной пыли во вращающихся печах
при одновременном достижении оптимальной производительности угольных
мельниц. Оптимальная тонкость помола определяется опытным путем при
наладочных испытаниях печи и мельницы.
Влажность угольной пыли во многом предопределяет ее подвижность, ста-
бильность подачи в печь, склонность к самовозгоранию и взрыву. Чем силь-
нее подсушена пыль, тем легче она воспламеняется. Конечная влажность уголь-
ной пыли с учетом вышеуказанных свойств и взрывобезопасности установок
для приготовления топлива допускается: для антрацитов, полуантрацитов и
тощих углей — ниже гигроскопической, для каменных углей — не ниже 50 %
гигроскопической, для бурых углей и сланцев — не ниже гигроскопической.
Для обеспечения нормальной транспортировки угольной пыли ограничива-
ется также верхний предел влажности: для тощих углей — антрацитов и полу-
антрацитов — примерно равный гигроскопической; для каменных углей — не
выше гигроскопической; для бурых углей и сланцев — выше гигроскопичес-
кой на 8 %.
Пыль большинства видов твердого топлива, сжигаемых на цементных заво-
дах, взрывоопасна. Взрыв происходит вследствие воспламенения выделяю-
щихся при нагревании пыли летучих горючих газов, вступающих в реакцию с
кислородом газовоздушной среды, в которой пыль находится. При недоста-
точном содержании кислорода взрыв исключается. Предельное количество
кислорода, при котором пыль не взрывается, составляет: для торфяной и слан-
цевой пыли — 16 %, для бурых углей — 18 %, для пыли каменных углей —
19 %. Наличие в сушильном агенте инертных продуктов сгорания и водяных
паров снижает взрывоопасность угольной пыли, которая зависит также от сле-
дующих факторов: величины выхода летучих, температуры сушильного аген-
та за мельницей, влажности и зольности топлива, тонкости помола и концент-
рации пыли в смеси. Чем больше летучих, тем больше опасность взрыва. Топ-
ливо невзрывоопасно при выходе летучих менее 8 %. Температура сушильно-
го агента после мельницы для большинства углей не должна превышать 70-
80 °С, а для тощих углей — до 130 °С, для антрацитов температура не ограни-
чивается.
Вероятность взрыва меньше, чем выше влажность и зольность и тем боль-
ше, чем выше тонкость помола, так как пыль быстрее прогревается. Концент-
258

пацию пыли в смеси обычно ограничивают в пределах от 0,32-0,47 до Ъ-4 кг/
з ^jj каменных углей и от 0,215-0,15 до 5-6 кг/м3 для бурых углей.
С целью безопасной эксплуатации оборудования помольные установки обо-
рудуются соответствующими контролирующими приборами, взрывными кла-
панами по тракту и углекислотной установкой, позволяющей при перегреве
системы и опасности взрыва подавать в нее углекислоту.
Контроль качества пылеугольного топлива осуществляется по следующим
показателям: содержанию золы и летучих, влажности, тонкости помола и теп-
лоты сгорания. Для определения влажности навеску топлива высушивают в
сушильном шкафу при температуре 110 °С до постоянной массы. Содержание
золы определяют путем прокаливания в муфельной печи проб топлива при
температуре 800-870 °С.
Содержание летучих определяется по методике, предусматривающей нагре-
вание навески топлива в закрытом тигле при температуре 850±10 °С в течение
7 мин и последующее определение потерь ее массы. Разность между потерей
в массе и потерей в результате испарения влаги соответствует содержанию
летучих.
Тонкость помола угольной пыли определяется рассевом пробы пыли на пол-
ном (8-10 шт.) комплекте стандартных сит с размером ячеек от 50 до 1000 мкм,
однако в производственных условиях текущий контроль за тонкостью помола
осуществляют по остаткам на ситах с размером ячеек 200 и 80 мкм. Допуска-
емый остаток на сите 008 составляет 8-18 %. Для определения теплоты сгора-
ния топлива применяют калориметрический метод. Навеску измельченного
топлива сжигают в калориметрической бомбе и с учетом выделившегося теп-
ла рассчитывают теплоту сгорания.
1.9.3. Пылеугольные горелки
Пылевидное топливо сжигается факельным способом с помощью горелок
простых конструкций.
Для дозирования и равномерной подачи пыли из пылевого бункера к горел-
ке применяются шнековые или лопастные питатели пыли. Для бурых углей
рекомендуются шнековые питатели, для каменных углей и антрацитов — ло-
пастные.
Производительность пылепитателя регулируется изменением числа оборо-
тов электродвигателя постоянного тока.
При сжигании угольной пыли часть воздуха, необходимого для горения, по-
дается в горелку (первичный воздух), часть в камеру горения (вторичный воз-
Дух). Количество первичного воздуха, подаваемого для образования аэросме-
си перед выходом из горелки, зависит от вида топлива и определяется глав-
ным образом содержанием летучих в топливе.
259

/
//
1
1
/
/
/
'Ч
\1
V
\
\
s
N
s
]
¦>
l2
io
8
6
0
12 3 4
Отношение количества
воздуха к количеству пыли,
кг/кг
Рис. 4.108. Зависимость скорости распростране-
ния пламени от содержания летучих и золы в топ-
ливе: 1 — 30 % Jf + 5 % Ар; 2 — 30 % JF + 30 %
Лр; 3 — 30 % Л" + 40 % Лр; 4 — 15 % Л" + 5 % Лр
***
у
У
/
У
/
У
1
2
. 3
,4
, 5
s 0,13
§ 0,11
I 0,09
x 0,07
8-
g.0,05
Л о5оз
0,01
0 10 20 30 40 50
Выход летучих, %
Рис. 4.109. Зависимость времени полного го-
рения пылевидного топлива от размеров частиц
и содержания летучих в топливе: 1 — 2,5 с; 2
— 2,0 с; 3 — 1,5 с; 4 — 1,0 с; 5 — 0,5 с
Количество первичного воздуха примерно принимается в следующих пре-
делах, выраженных в процентах от общего количества подаваемого воздуха:
Минимально допустимое количество первичного воздуха, определяемое
условиями транспортирования пыли, составляет 10-15 %.
Скорость выхода аэросмеси из устья горелки принимают больше, чем ско-
рость распространения пламени, которая зависит от зольности топлива и вы-
хода летучих (рис. 4.108).
С увеличением зольности топлива скорость распространения пламени
уменьшается, с увеличением содержания в топливе летучих и тонкости по-
мола скорость распространения пламени пылевоздушной смеси увеличива-
ется до 14 м/с.
Эти факторы — размер пылинок, зольность топлива и выход летучих в боль-
шой степени влияют на продолжительность горения пылевидного топлива
(рис. 4.109).
Продолжительность горения пылевидного топлива зависит также от коэф-
фициента расхода воздуха. Наилучшие условия горения угольной пыли созда-
ются при значениях коэффициента избытка воздуха а = 1,20-1,25.
Продолжительность горения угольной пыли имеет большое практическое
значение для организации горящего факела и обеспечения полноты горения
топлива.
Длина горящего пылеугольного факела прямо пропорциональна продолжи-
тельности горения пылевидного топлива, скорости пылевоздушного потока и
диаметру выходного сечения аэросмеси:
260

При сжигании угольной пыли во вращающихся печах общая продолжитель-
ность горения х составляет 0,24-0,48 с, из которых на подсушку и подогрев
пыли приходится 0,03-0,05 с, на выделение и горение летучих 0,01-0,03 с и на
горение частиц кокса 0,2-0,4 с.
Скорость W выхода аэросмеси находится в пределах 40-75 м/с. Наибольшая
скорость принимается для углей с большим содержанием летучих.
Диаметр выходного отверстия для аэросмеси зависит от производительнос-
ти горелки и определяется по формуле
D.257)
з.
где V. — количество первичного воздуха в м /с.
Длина горящего факела при сжигании угольной пыли во вращающихся пе-
чах находится в пределах 10-15 м.
Увеличение длины горящего факела обычно достигается уменьшением ко-
личества первичного воздуха, замедляющим смешение топлива с воздухом,
увеличением скорости выхода аэросмеси и уменьшением количества и скоро-
сти выхода вторичного воздуха, подаваемого через горелку.
Во вращающихся печах применяют обычно одноканальные горелки, пред-
ставляющие собой трубы круглого сечения, и двухканальные (труба в трубе)
при подаче через горелку первичного и вторичного воздуха. При этом по цен-
тральной трубе подается аэросмесь, а по кольцевому периферийному каналу
— вторичный воздух. Двухканальные горелки позволяют регулировать длину
и положение факела в печи путем изменения соотношения между первичным
и вторичным воздухом. Например, при уменьшении общего расхода воздуха
через горелку, увеличении скорости первичного воздуха и уменьшении скоро-
сти вторичного воздуха горящий факел удлиняется и удаляется от горелки.
Первичный воздух можно подогревать до температур 150 °С, вторичный до
500 °С и выше.
Одним из основных факторов, оказывающих влияние на процесс сжигания
пылеугольного топлива, является конструкция горелки.
В настоящее время, особенно в энергетической промышленности, существует
множество модификаций горелок, что обусловлено широким ассортиментом
используемых углей, различной теплопроизводительности агрегатов и т.д.
Все существующие горелки, применяемые в энергетике, по принципу дей-
ствия могут быть объединены в две группы — прямоточные и смесительные.
Обе группы классифицируют по месту установки (угловые, фронтовые, пото-
лочные) и специфике работы (турбулентные, поворотные и др.).
При использовании прямоточных горелок воспламенение пылеугольной
смеси происходит до смешивания ее с вторичным воздухом, в смесительных
261

— смесеобразование пылевого потока со вторичным воздухом происходит до
или во время воспламенения. В отечественной энергетике в основном эксплу-
атируются смесительные горелки, разработанные Всесоюзным теплотехничес-
ким институтом, ЦКТИ им. Ползунова, Московским энергетическим институ-
том и др.
В зависимости от длины пылепроводов рекомендуемая скорость пылевоз-
душного потока до горелки составляет 16-25 м/с. При такой скорости не на-
блюдается отложение пыли в трубопроводах. Для углей с тяжелой золой эти
значения повышаются до 25-30 м/с.
Для увеличения турбулентности потока и лучшего смесеобразования при-
меняется закручивание воздушного и пылевого потоков.
Все пылеугольные горелки в энергетике сконструированы таким образом,
что обеспечивают получение короткого и широкого факела, заполняющего весь
объем топки. Параметры форсунок регулируются в основном по расходу топ-
лива, форма и длина факела не регулируются, так как в этом нет необходимо-
сти. Максимальная длина факела 10-15 м. Указанные пылеугольные горелки
могут эксплуатироваться в котельных цементных заводов и в сушильных ба-
рабанах и не могут использоваться полностью во вращающихся печах цемен-
тной промышленности, так как не в полной мере отвечают требованиям об-
жига клинкера. Отдельные конструктивные решения могут быть пригодны и
для цементной промышленности (например, жаропрочные вставки, подвод
первичного и вторичного воздуха, рассекатели и др.). На отечественных це-
ментных заводах используют в основном один тип пылеугольной горелки, ко-
торая представляет собой цилиндрическую трубу определенного диаметра,
через которую подается в печь аэросмесь (топливо + первичный воздух). Диа-
метр наконечника (форсунки) d. обычно рассчитывают по заданной скорос-
ти выхода аэросмеси из форсунки и количеству первичного воздуха по фор-
муле, м
D.258)
3/
где V— расход первичного воздуха, м3/с; w — скорость выхода аэросмеси, м/с.
Горелочные устройства должны конструироваться таким образом, чтобы
можно было регулировать количество подаваемого через них топлива и возду-
ха, а также перемещать горелку вдоль печи и изменять угол наклона ее конце-
вой части к оси печи. Это позволяет изменить тепловую нагрузку печи, темпе-
ратурную характеристику факела горения.
Во вращающихся печах необходимо иметь относительно длинный факел,
поэтому применение простейшей конструкции в виде трубы при сжигании
высококалорийных углей с содержанием 25-30 % летучих позволяет получать
удовлетворительные результаты. Однако эти горелки ограничивают возмож-
262

ность регулирования длины и формы факела в зависимости от положения и
температуры зоны спекания и состояния футеровки.
Для регулирования длины факела применяют двухканальную горелку, в ко-
торой по центральному каналу подается пылевоздушная смесь, а по перифе-
рийному кольцевому каналу — часть вторичного воздуха из холодильника
(рис. 4.110, а). Перераспределяя воздух между каналами и изменяя его общий
расход, можно воздействовать на длину и форму факела.
Известны горелки, в которых дополнительным вентилятором подается по
касательной в трубопровод третичный воздух (рис. 4.110, б). В результате за-
вихрения струи угольной пыли в месте выхода из сопла значительно сокраща-
ется длина факела, а степень удлинения факела зависит от угла ввода и коли-
чества третичного воздуха.
Применение горелки конструкции Ансельма (рис. 4.110, в) обеспечивает
уменьшение длины факела благодаря наличию рассекателя и завихряющих
лопаток, а также улучшает распре деление концентрации кислорода в попе-
речном сечении факела.
Институтом промышленности строительных материалов (Польша) создана
горелка (рис. 4.110, г), которая в результате испытаний на одном из заводов
позволила увеличить производительность печи за счет интенсификации теп-
лообмена и укорочения факела.
Топливо
20 м/с 120
40, 50
120 м/с
100
Юздух
Рис. 4.110. Конструктивные решения различных типов пылеугольных горелок: а — двухканальная
горелка; б — с подачей третичного воздуха; в — горелка Ансельма; г — горелка Польского института
промышленности строительных материалов; д — горелка с конической насадкой в трубопроводе: 1
— подача угольной пыли; 2 — шибер; 3 — подача воздуха; 4 — коническая насадка; 5 — подача
топливной смеси
263

2
Рис. 4.111. Горелка конструкции СибНИИпроектцемента: 1 — труба; 2 — инжекционные окна; 3 —
сопло; 4 — подвижное кольцо; 5 — привод подвижного кольца
В работе Д. Чоффата приведена конструкция горелки, в трубопроводе которой
между вентилятором и узлом ввода угольного порошка расположена коничес-
кая насадка для повышения скорости воздуха с целью получения кинетической
энергии, обеспечивающей транспортировку пыли в турбулентном потоке (рис.
4.110, д). Скорость струи воздуха достигает 100-120 м/с. Сопло служит для ус-
корения смесеобразования угля с воздухом до конечной скорости на выходе 40-
70 м/с. На вращающейся печи сухого способа производства цемента 4x60 м с
циклонными теплообменниками Кузнецкого цементного завода в. 1979 г. уста-
новлена экспериментальная пылеугольная горелка конструкции СибНИИпро-
ектцемента (рис. 4.111), в которой длина и положение факела регулируются из-
менением количества вторичного воздуха, поступающего через инжекционные
отверстия, площадь которых регулируется подвижным кольцом. По данным ис-
пытаний применение горелки позволяет увеличить производительность печи
на 2 % и снизить расход топлива на обжиг до 6 %.
Все горелки, применяемые в цементной промышленности, являются прямо-
точными. Учитывая зависимость технологического и теплотехнического ре-
жима работы печи от положения горелок, необходимо предусмотреть возмож-
ность перемещения их в горизонтальной и вертикальной плоскостях.
1.10. Совместное сжигание различных видов топлива
В последние годы для обеспечения непрерывного технологического процесса
возникла необходимость в комбинированных горелочных устройствах, кото-
рые обеспечивают раздельное сжигание газа, мазута и угля или совместное в
любой их комбинации.
Основная трудность комбинированного сжигания заключается в том, что
каждое топливо предъявляет различные требования к организации подготов-
ки и сжигания. Если газообразное топливо готово к сжиганию и его нужно
только смешать с воздухом, то жидкое и пылеугольное требуют подготовки —
264

диспергации, подогрева и т.д. Неодинаковое время сгорания обусловливает
различие в длине и излучающей способности факела при одинаковых тепло-
производительности и избытке воздуха. Условия горения еще более усложня-
ются при совместном сжигании различного топлива. Газу, сгорающему быст-
рее, в первую очередь необходим приток кислорода, поэтому затруднено сго-
рание пылеугольного топлива или мазута, возможно появление продуктов не-
полного сгорания. При сжигании пылеугольного топлива и мазута кроме раз-
личных условий горения существенное значение имеет и различный расход
воздуха для сжигания. В связи с этим задача создания эффективных комбини-
рованных устройств достаточно сложна.
При комбинированном сжигании обычно один вид топлива принимают за
основной (например, пылеугольное топливо), а другой используют для роз-
жига печи или в небольших количествах для подсветки факела. В качестве
второго вида топлива принимают газ или мазут, которые легко поддаются ре-
гулированию. Комбинированные горелки конструируют с учетом возможнос-
ти переключения с одного вида топлива на другой без остановок печи.
В ФРГ создана комбинированная горелка с регулируемой длиной факела
(рис. 4.112), предназначенная для сжигания различных видов топлива — газа,
мазута, угля. Труба с горелкой для жидкого топлива размещена в трубе пер-
вичного воздуха, расположенной, в свою очередь, в трубе вторичного воздуха.
Перед соплом на пути первичного воздуха установлено турбулизирующее коль-
цо, положение которого можно изменять тягой и влиять на длину факела, на
который также оказывает воздействие способ подачи жидкого топлива — осе-
вой или радиальный через патрубки. Воздух от вентилятора подается по тру-
бопроводу, а регулирование и распределение его по патрубкам первичного или
1 2
Рис. 4.112. Комбинированная горелка: 1 —тру-
бопровод; 2 — дроссельные клапаны; 3 — тру-
ба вторичного воздуха; 4 — труба для жидкого
топлива; 5 — сопло; 6 — кольцо; 7 — труба
первичного воздуха; 8 — патрубки; 9 — тяга
Рис. 4.113. Комбинированная горелка фирмы
"КУН": / — подача пылеугольного топлива; 2 —
передняя плита топочного кожуха; 3 — отражатель;
4 — отверстия для воздуха; 5 — мазутная горелка;
6 — воздушная труба; 7 — воздушный коллектор;
8 — подача третичного воздуха для распыления
угля; 9 — коллекторы тангенциального и аксиаль-
ного потоков мазута
265

вторичного воздуха производится с помощью дросселей. Указанная горелка
может использоваться отдельно для сжигания угольной пыли или в комбина-
ции с газом или мазутом.
Угольная горелка фирмы "КУН" (Голландия) используется для сжигания
порошкообразного угля, мазута или газа отдельно или совместно (рис. 4.113).
Регулирование длины факела осуществляется путем введения в сопло неболь-
шого количества воздуха с избыточным давлением 0,035 МПа.
Наиболее эффективна трехканальная горелка, применяемая для сжигания
твердого топлива или смеси твердого, жидкого и газообразного топлива с ре-
гулируемой формой факела. По центральному трубчатому кожуху поступает
жидкое или газообразное топливо для розжига или для создания вспомога-
тельного факела. В следующий концентрический канал подается чистый воз-
дух и обеспечивается дивергенция (расхождение) или закручивание потока
посредством регулируемого элемента. В отдельный канал подается воздух (но-
ситель угольной пыли) с низкой скоростью, а в наружный — чистый воздух
(при необходимости подается специальным устройством).
Конструктивно канал для транспортировки угольной пыли выполнен так,
что исключаются "мертвые углы" и истирание. В зоне подачи углевоздушной
смеси установлены специальные встроенные элементы, защищающие канал
от истирания и предупреждающее перемещение выпавшей угольной пыли.
Конструкция горелки позволяет регулировать количество первичного воз-
духа и степень его закручивания во внутренних и наружных каналах, а также
скорость истечения смеси из канала. Преимущества трехканальной горелки
заключаются в следующем: независимость друг от друга каналов транспорти-
ровки угольной пыли и первичного воздуха; регулирование сечения на выхо-
де из канала, что способствует достижению оптимальных объема и скоростей
истечения смеси; широкий диапазон регулирования (минимум 1:10) объема и
длины факела независимо друг от друга; незначительный износ горелки даже
в канале, который подвергается воздействию угольной пыли, так как работа
ведется с минимальными углами и на малых скоростях и обеспечена защита
основных узлов от истирания за счет установки встроенных элементов; лег-
кость за мены горелки и быстрый переход (в течение нескольких минут) с
одного вида топлива на другой; возможность применения различных видов
твердого топлива, а также промышленных отходов; простота конструкции и
возможность автоматизации; соблюдение стабильного расхода топлива и ско-
рости истечения всех компонентов, что способствует получению минималь-
ного расхода топлива.
Аналогична описанной выше комбинированная горелка фирмы "Гумбольдт-
Ведаг" (ФРГ). Однако фирма не рекомендует при плохом качестве пылеуголь-
ного топлива использовать газовое или мазутное топливо для получения вспо-
могательного факела.
266

В Бельгии на заводе фирмы "Cimenta" на печи 7x202 м используется комби-
нированная горелка "Unitherm", работающая на смеси 2/3 мазута и 73 угля с
Qh = 38,5 МДж/кг.
Применение эффективных горелок для сжигания твердого топлива позволя-
ет поддерживать постоянным установленный расход топлива независимо от
вида последнего и колебаний его теплосодержания, стабилизировать работу
печи путем поддержания постоянной формы потоков истекающих из горелки
компонентов (топлива и воздуха), регулировать форму и длину факела в ши-
роком диапазоне, регулировать образование обмазки изменением характерис-
тик факела, достигнуть минимального износа горелок.
1.11. Дополнительное сжигание топлива
Широкое распространение в мировой практике в последние годы получили
технологические линии, оснащенные установками, где осуществляется пред-
варительная декарбонизация сырьевой смеси на 80-90 %. При этом до 60 %
топлива от общего расхода поступает в декарбонизатор, остальное количе-
ство — во вращающуюся печь.
Новые технологические схемы кроме конструктивных особенностей разли-
чаются расположением декарбонизаторов и способами подачи топлива, воз-
духа, сырьевой смеси. Применение в схемах способов SF, MFC, RSR, KSV
(Япония), системы "Пироклон" фирмы "Гумбольдт-Ведаг" (ФРГ) и др. позво-
ляет вдвое увеличить удельный съем клинкера с единицы объема вращаю-
щейся печи.
Конструкция горелок для декарбонизаторов, циклонных теплообменников
и кальцинаторов, работающих на твердом топливе, в основном сходна с кон-
струкцией печных горелок. При этом нет необходимости иметь длинный пра-
вильный факел, в связи с чем здесь создаются предпосылки для равномерного
перемешивания топлива с воздухом и течения реакций в короткий период вре-
мени. Следует, однако, иметь в виду, что при температурах 800-1000 °С и в
течение короткого промежутка времени (около 73 с) топливо после истечения
из горелки должно подогреваться, летучие компоненты выделиться и загореть-
ся. Осуществление всех этих физических процессов возможно при соответ-
ствии потоков компонентов, вытекающих из горелки, специфическим услови-
ям топочного пространства. Форма факела регулируется по тому же принци-
пу, что и во вращающихся печах.
В декарбонизаторах применяется также беспламенное сжигание твердого
топлива. При подаче угля грубого помола или кускового в теплообменнике
системы "Пироклон" различают четыре фазы сгорания:
• тонкие частицы полностью сгорают перед поступлением в отделитель и
отдают свое тепло непосредственно на декарбонизацию частиц СаСО3;
267

• более крупные частицы угля поступают вместе с сырьевой мукой в загру-
зочную часть печи и там сгорают;
• крупные зерна угля попадают внутрь печи и теплота их сгорания использу-
ется для остаточной декарбонизации;
• незначительный процент крупного угля попадает непосредственно в печь
и сгорает по мере продвижения вдоль печи вместе с сырьевой мукой. Теплота
сгорания этого угля используется непосредственно для декарбонизации. В
системе "Пироклон" можно сжигать все виды твердого топлива, в том числе и
низкосортного, а также газообразное и жидкое.
В отечественной цементной промышленности в настоящее время также эк-
сплуатируются или находятся в стадии освоения системы дополнительного
сжигания топлива. Так, на Катав-Ивановском цементном заводе дополнитель-
ное сжигание топлива проводилось в шахтно-циклонном теплообменнике.
Подача газа в шахту осуществляется через три фурмы, равномерно установ-
ленные по внешнему периметру. В шахту поступает до 22 % топлива, осталь-
ное — в печь. Степень декарбонизации материала на выходе из теплообмен-
ника возросла на 17,6 %, а производительность печи — на 4,5-5,5 т/ч .
Промышленная проверка встроенного кальцинатора на печи Щуровского
завода показала возможность увеличения производительности на 5-8 % и од-
новременного снижения расхода топлива на 5-7 % при дополнительном сжи-
гании в кальцинаторе газообразного топлива до 10-15 % общего расхода.
1.12. Математическое моделирование газодинамики
во вращающейся печи (по В. А. Арутюнову и А. В. Новицкому)
Вращающаяся печь (ВП) — технологический агрегат непрерывного действия
с рабочим пространством в виде полого цилиндра. Вследствие небольшого
наклона и вращения печи перерабатываемый сыпучий материал перемещает-
ся, нагреваясь за счет тепла, выделяющегося при сгорании топлива в рабочем
пространстве. ВП находят широкое применение в черной и цветной метал-
лургии, промышленности строительных материалов.
Важным направлением повышения эффективности работы печей является
совершенствование конструкций горелок. К факелу в обжиговых ВП предъяв-
ляют противоречивые требования: он должен быть достаточно длинным, что-
бы обеспечить необходимую протяженность зоны обжига и исключить пере-
грев материала, и одновременно жестким и высокотемпературным, чтобы обес-
печить нагрев материала до температуры обжига. Необходимо управлять ин-
тенсивностью выгорания топлива для уменьшения налипания перегретого
материала на футеровку.
268

Ввиду сложности измерения температурных, концентрационных и газоди-
намических полей в рабочем пространстве длина факела обычно определяет-
ся косвенно по температуре наружной поверхности ВП.
Развитие численных методов решения задач газодинамики позволяет разра-
ботать математическую модель горения диффузионного факела и рассчитать
его характеристики.
Известно, что турбулентное движение газов описывается уравнениями Рей-
нольдса. Численное решение этих трехмерных уравнений для течений с горе-
нием возможно, однако требует чрезмерных затрат машинного времени.
Во вращающихся печах используются, как правило, горелки с осевой сим-
метрией. Измерения температуры в рабочем пространстве ВП показали, что
факел в печи расположен симметрично. Некоторое нарушение симметрии имеет
место лишь в хвостовой части факела из-за сегментообразного расположения
слоя материала. Следовательно, газодинамика такого факела описывается дву-
мерными уравнениями в цилиндрических координатах (х, г):
HKfHs'-0- <4259)
meF=u,v,K,e,CT',g.
Замена эллиптических уравнений D.259) на параболические (типа уравне-
ний пограничного слоя) корректна только при расчете течений в печах боль-
шого диаметра и использовании горелок с острыми кромками сопел, когда
размеры зон рециркуляции малы и скорость в них близка к нулю. В этом слу-
чае в уравнениях D.259) пренебрегают слагаемыми, описывающими попереч-
ную конвективную и продольную градиентную составляющие переноса.
Запись уравнений движения в переменных u-v-p по сравнению с перемен-
ными оо-\|/ (вихрь - функция тока) дает возможность использования поля дав-
ления для определения скорости и расхода воздуха, поступающего в печь са-
мотеком через холодильник за счет инжектирующей способности высокоско-
ростной струи газа.
Для определения коэффициента турбулентного переноса применяется мо-
дель турбулентности, включающая уравнения D.259) для К и г и соотношение
Были приняты допущения: реакция горения является одноступенчатой и
необратимой; процесс горения происходит в диффузионной области. После-
днее обусловлено применением горелок без предварительного смешения и
269

,«тов сгорания. При указанных допущениях целе-
высокои температурой продукт0" v 4 „ -^ «1лцслс
*¦ ячестве основной переменной восстановленной
сообразно использование в кзч^1 г опиолсниои
концентрации горючего С:
П + ]
-С
пр-
гг -г" однозначно вычисляются концентрации
По величине переменной 6Г ид ч^шроции
гентов в каждой точке. с
Для расчета поля температур следУеТ' В°°бще ð°ря' Включить в
уравнения переноса D.259) дЛ* энтальпии торможения. Однако, в связи с ис-
пользованием предположения об адиабатное™ течения, решать уравнение
D.259) для энтальпии нет необходимости, а температуру следует определять
е „ выражающего баланс тепла для каждой точки-
из алгебраического уравнения,№^ w ла/ьдии ючки.
в
ДГ - 273)
оСпР (Т, ~ 273), D.260)
° °бозначает'что СР
где Т- исковая температура в ^^f Р
при температурах Г, Г ,Т. соответс •
тт г ок ф ооЩенного подхода к расчету факела ВГГ по-
Исследована применимость ЯРи"\ ^ J v лсл<1011> по
„ С4 260) вносит ошибку в определение темпеоа-
лучено, что, хотя соотношение г-А" ' / ампера
, аТ1Ию факела эта ошибка мало влияет,
туры, на расчетную конфигураи*11" т
тт "^мпературы горения с учетом частичной диссо-
Для расчета теоретической те»11"^ ]V ^ ИДИЩ)
.^пользуются уравнения, связывающие констан-
циации продуктов сгорания яси"Л1> ' ^ ^ ™П1"Ш
« ияации СО, и HU со степенями диссоциации
ты равновесия реакции диссоШ1<щи г 2 м ^"чпацпн,
,- ,гя на фронте горения и формулы Вант-Гоф<Ьа
соотношение теплового баланса»» vf т г j mi и^фа,
,гтант равновесия от температуры:
выражающие зависимость коН^1Я' г ^г
кх =
1-a
со,
ar
D.262)
~273)'
270

= B9250/2) - 2,51gr - 1,24, D.264)
1,96. D.265)
Уравнение D.261) решается относительно асо методом половинного деле-
ния на интервале [0; 1], причем на каждой итерации определяется температу-
ра фронта по уравнению D.263) совместно с D.262), D.264), D.265). Получен-
ные значения состава продуктов сгорания и температуры фронта используют-
ся в уравнении D.260).
Учитывая турбулентные пульсации локальной концентрации, осредненную
во времени плотность определяем выражением
p=\p(C)q{C)dC,
где р(С) — зависимость плотности от восстановленной концентрации, опре-
деляется по уравнению состояния; q(C) — вероятность того, что восстанов-
ленная концентрация заключена в интервале [С - dC/2; С + dC/2]. В модели
применяется плотность вероятности q{Q в виде суммы 5-функций Дирака,
включающих среднеквадратичную величину пульсаций g как параметр, для
определения которого предложено использовать уравнение переноса вида
D.259).
Наши расчеты показали, что применение предположения о размытом фрон-
те снижает температуру внутри фронта на 150-200 °С, влияет на конфигура-
цию факела и повышает вычислительную устойчивость.
Граничные условия на входе в печь ставятся, исходя из заданного расхода
топлива, гидравлического сопротивления воздухопровода, геометрии сопла,
начальных уровней турбулентности. Значение энергии турбулентности в при-
стеночных узлах определяется согласно закономерностям логарифмической
области пограничного слоя. На оси симметрии и в выходном сечении произ-
водные по г и л: соответственно равны нулю.
Уравнения вида D.259) решены методом конечных разностей. Вид конечно-
разностного аналога зависит от значения локального сеточного числа Пекле.
При |Ре| < 2 применяется центрально-разностная схема для всех слагаемых,
при |Ре| > 2 для аппроксимации конвективных слагаемых применяется схема
"против потока", а градиентным переносом пренебрегают. В численном рас-
чете используются три сетки: для аксиальной скорости (хи, г), для радиальной
скорости (jc, г), для остальных переменных — сетка (х, г). При построении
сеток задаются наборы координат узлов хи и rv, а координаты х и г рассчитыва-
ются по формулам:
хA) = х/1); хЦ) = 0,5 (xjj- 1) + xjj));j = 2,..., М- 1;
271

х{М)=хы{М-\);
= rv(l); КО = 0,5 (rv(i - 1) + rv@);'" = 2> -' #~ I"»
где М— число узлов по оси х; N— число узлов по оси г.
Каждой границе сопла, т.е. каждому разрыву в граничных условиях, соот-
ветствует координата rv. Линии rv сгущены вблизи оси, а линии хц — вблизи
сопла, и расстояния между координатами хи с удалением от сопла растут в
геометрической прогрессии со знаменателем от 1,001 до 1,01. Таким образом,
шаг сетки меньше в областях с большим градиентом скорости, чем в областях
с малым градиентом.
Для определения поля давления используется метод SIMPLE. Его сущность
состоит в определении на каждой итерации поправки поля давления из урав-
нения неразрывности, в которое вместо скорости подставлено ее выражение
через поправку давления.
При решении конечно-разностного аналога уравнения D.259) относительно
какой-либо переменной коэффициенты, зависящие от других переменных,
предполагаются постоянными, что вызывает необходимость многократных ите-
раций всей системы.
Для решения каждого из уравнений используется метод Гаусса-Зейделя,
поскольку при неточных значениях "замороженных" коэффициентов получать
точное решение на каждой итерации нерационально. Коэффициент нижней
релаксации составляет от 0,5 до 0,75.
Сходимость считается достигнутой, если максимальная по поперечным се-
чениям погрешность потока массы не превышает 1 %. Расчеты проведены на
сетке 20x80, характеристика скорости расчета на ЭВМ ЕС-1061 1,7-10 3 с на
1 узел сетки на 1 итерацию, необходимое для сходимости количество итера-
ций составило от 500 до 1000.
Более исследован факел, организованный так же, как в ВП: горючий газ по-
ступает через центральное сопло, воздух — по кольцевому облекающему ка-
налу, камера сгорания — цилиндрическая. Было проведено сравнение резуль-
татов расчетов с экспериментами по конфигурации факела и распределению
плотности потока импульса, показавшее удовлетворительное совпадение.
Были проведены расчеты факела однопроводной горелки во вращающейся
печи при следующих параметрах: радиус сопла 25 мм, радиус рабочего про-
странства 1500 мм, стехиометрическое число 17,2 кг/кг, температура газа 300 К,
скорость истечения газа 400 м/с, температура воздуха 500 К, весь воздух по-
ступает в печь из холодильника (так называемый вторичный воздух). Коэффи-
циент расхода воздуха а варьировался от 1,01 до 1,2. При а = 1,01 вследствие
недостатка воздуха факел не замкнут на ось на расстоянии 20 м от обреза со-
272

пла, при а = 1,1 длина факела составляет 17 м C40d0), при а = 1,2 она равна
12,5 м B50я?0). На первых 10 м графики выгорания не различаются, т.е. расход
воздуха существенно влияет на конфигурацию факела лишь в его хвостовой
части. Внешняя граница фронта горения достигает 0,6i?n.
При нехватке вторичного воздуха в печь подают дополнительно первичный
воздух или кислород по кольцевому каналу, облекающему канал подачи горю-
чего газа.
Вопрос о влиянии отношения плотностей потока импульса окислителя и го-
рючего /сп на длину факела не решен однозначно. Установлено, что длина фа-
кела увеличивается при уменьшении /сп от 2,2 до 0,4, а максимальная длина
факела достигается при / близком к 1. Были проведены расчеты факела при
различных скоростях воздуха для коксодоменного (Q = 1,69 кг/кг) и природ-
ного газов. Расход коксодоменного газа выбирался из условия одинаковой теп-
ловой мощности печи для обоих видов топлива. Половина всего воздуха пода-
ется принудительно по кольцевому каналу, так что /сп = 0,39. На рис. 4.114
приведены графики восстановленной концентрации и выгорания топлива z
вдоль оси печи для данного случая и для 100%-ного вторичного воздуха (/ к,
юЛ
Суммарный коэффициент расхода воздуха одинаков для обоих случаев. Длина
факела природного газа при 50%-ной принудительной подаче воздуха 7,5 м
A50J0). На расстоянии от среза сопла, меньшем 2,7 м E4<з?0), восстановленная
концентрация на оси больше для 50%-ной принудительной подачи воздуха,
при большем расстоянии — наоборот.
Длина факела коксодоменного газа составляет 30с/0 для принудительной и
40й?0 для свободной подачи воздуха. Значение восстановленной концентрации
на оси больше для свободной подачи воздуха на любом расстоянии от среза
сопла. Длина потенциального ядра факела составила 2,4d0 для принудитель-
ной подачи и 8,2с/0 для свободной подачи. Этот результат противоположен дан-
ным об увеличении длины потенциального ядра изотермической струи при
росте /сп от 0 до 1, что можно объяснить существенным влиянием неизотер-
мичности на эффективную вязкость. Качественный анализ консервативных
величин выявляет два фактора, противоположно влияющих на длину факела
при увеличении /сп.
При постоянных расходах топлива и окислителя справедливы соотношения:
К К
G'r(x)= \puC'rdr = const, M(x)= Ipurdr = const.
о о
Принудительная подача воздуха увеличивает конвективный перенос в при-
осевой части рабочего пространства, и уровень скоростей оказывается выше,
273

о
Рис. 4.114. Зависимость восстановленной концентрации и выгорания топлива от расстояния до среза
сопла при различных значениях параметра спутности: 1 — выгорание топлива; 2 — восстановленная
концентрация для /п = 0,39; 3,4 — то же для 1ш= 10
следовательно, поскольку поток восстановленной массы горючего постоянен,
среднеинтегральное значение С' в приосевой области должно быть ниже. С
другой стороны, при принудительной подаче воздуха вследствие уменьшения
поперечных градиентов скорости интенсивность турбулентной диффузии
уменьшается, а потому поперечный профиль Ст', который во входном сечении
имеет ступенчатый характер, деформируется медленнее. Следовательно, зна-
чения С' на оси в этом случае могут быть выше, чем для свободной подачи
воздуха, что проявляется в присопловой части факела (рис. 4.114).
Для регулирования длины факела используются двухканальные горелки, в
которых поток горючего газа может перераспределяться между центральным
и кольцевым соплами. Проведен расчет факелов двухканальной горелки с рав-
ной площадью сечения центрального и кольцевого сопла при изменении доли
подачи газа по кольцевому каналу от 0 до 100 % с сохранением общего расхо-
да топлива постоянным. Наиболее интенсивное выгорание топлива происхо-
дит при подаче 100 % газа по кольцевому каналу, что объясняется большей,
чем при центральной подаче газа, поверхностью контакта между топливом и
окислителем при сохранении максимальной начальной скорости газа. Длина
факела составляет 12 м B40с/0), т. е. 65 % от длины факела при подаче всего
газа по центральному каналу. Наибольшая длина факела достигается при рав-
ном распределении топлива по каналам. В этом случае работа горелки при-
ближена к работе односопловой горелки с соплом в два раза большей площа-
ди.
Температура на оси факела, выгорание топлива и конфигурация факела для
указанных крайних случаев приведены на рис. 4.115. На рис. 4.116 показана
274

о
4
12
0,5
16 20°х
Рис. 4.115. Температура на оси, выгорание топлива для двухканальной горелки с регулируемой дли-
ной факела:
а — факел минимальной длины; б — максимальной: 1 — нормированная температура (TITЛ на оси;
2 — выгорание топлива; 3 — внешняя и внутренняя границы фронта пламени (r/RJ, x, м
Рис. 4.116. Зависимость длины факела, м, от доли
горючего газа, поступающего по кольцевому ка-
налу, %
21
19
17
15
13
11
I -С
/
[У
\
\
)
25
50
75
100
зависимость длины факела от доли топлива, поступающей по кольцевому ка-
налу.
Метод расчета газодинамики печи в натуральных переменных был приме-
нен для определения коэффициента гидравлического сопротивления системы
холодильник - печь, величина которого зависит от наличия настылей на стен-
ках печи, потерь па трение, высоты слоя материала в пересыпном бункере,
поворотов потока воздуха с одновременным изменением сечения в сочлене-
нии холодильника с печью. Расчет по известным формулам приводит к значи-
тельной погрешности, поэтому для расчета использованы результаты модели-
рования факела.
Граничные условия для потока воздуха не фиксируются, а пересчитываются
на каждой итерации по формуле Бернулли:
Ро
275

где и. — скорость воздуха в данной точке входного сечения печи; АР. — разре-
жение в данной точке входного сечения печи; р0, То — плотность и температу-
ра воздуха при нормальных условиях.
Гидравлическое сопротивление воздухопровода определяется выражением:
Рв=-(Рр + Рг) + ^^^. D.266)
Известны результаты расчетов при различных скоростях истечения и гид-
равлического сопротивления. Определенный из экспериментальных данных
коэффициент расхода воздуха 1,1 достигается при гидравлическом сопротив-
лении 8,0 Па. По полученным данным и измеренному значению разрежения
из формулы (8) определяем ?,(?,= 124,2).
Полученное значение ?, следует использовать для определения гидравличес-
кого сопротивления при другом расходе топлива или замене горелки. Матема-
тическое моделирование сложного теплообмена во вращающейся печи осно-
вано в данной работе на зональном методе расчета с выделением на каждом
участке по длине печи зон кладки, слоя материала и газа. Из расчета факела в
качестве исходных данных взяты выгорание топлива и степени черноты газо-
вых объемов по участкам печи, полученные интегрированием концентрации
на конечно-разностной сетке в пределах каждого участка. В качестве началь-
ного приближения используются среднеинтегральные по участкам темпера-
туры газового потока.
Показано, что достаточно учитывать теплообмен излучением лишь в рамках
рассматриваемого участка и двух соседних с ним (триадная модель). Принято,
что температура слоя постоянна в любом поперечном сечении, а скорость эн-
дотермических реакций разложения материала и испарения определяется ре-
зультирующим тепловым потоком на материал.
Нелинейная система уравнений теплового баланса зон решена методом Нью-
тона относительно температур с пересчетом матричных коэффициентов на
каждой итерации.
Проведено исследование влияния характеристик факела на нагрев материа-
ла, для чего использованы данные, полученные из расчета факелов регулиру-
емой горелки. Обрабатываемый материал — огнеупорное сырье доломит, со-
держащее разлагающийся карбонат. На рис. 4.117 приведено расчетное рас-
пределение тепловых потоков и температур газов слоя материала и футеровки
вдоль печи при длинах факелов 20 и 12 м.
Таким образом, показана применимость модели турбулентного диффузион-
ного осесимметричного факела для исследования работы газогорелочных ус-
тройств ВП. Исследовано влияние конфигурации факела на распределение
температур в ВП.
276

т,°с
1500
1000
500
Зг
-у-у7
а
а.
500
375
250
125
0
1
'\
\
3
J
' —.
-
—
¦
—
б
-
О
15
30
45
60
15 30 45 60
Рис. 4.117. Результаты расчета теплообмена:
а — распределение температуры, °С: 1 — газ (длинный факел); 2 — материал (длинный факел); 3 —
газ (короткий факел); 4 — материал (короткий факел); 5 — температура кожуха; 6 — измерение
температуры кожуха и материала на выходе из печи; 7 — относительная масса разложившихся кар-
бонатов;
б — линейная плотность результирующего теплового потока на материал, кВт/м: / — суммарная; 2
— на границе контакта с кладкой; 3 — за счет конвективной теплоотдачи
Обозначения: х — аксиальная координата; г — радиальная координата; и —
аксиальная составляющая скорости; v — радиальная составляющая скорости;
К — кинетическая энергия турбулентности; е — скорость диссипации кине-
тической энергии турбулентности; С' — восстановленная концентрация го-
рючего; g — среднеквадратичная величина пульсации концентрации; SF —
алгебраическое (источниковое) слагаемое; Тр — коэффициент турбулентного
переноса; Р — давление; PrF — турбулентное число Прандтля; \х — молеку-
лярная вязкость; С — коэффициент в модели турбулентной вязкости; С., Сок,
С — концентрации горючего, окислителя, продуктов сгорания; Q — стехио-
метрическое число; С — средняя теплоемкость от 273 К до Т; Г, Тж — началь-
ные температуры горючего и окислителя; Т — теоретическая температура
фронта горения; Ссо , Сн 0 — концентрации СО2 и Н2О в продуктах сгорания
о , н
при отсутствии диссоциации; асо , ан 0
Кх, К2 — константы равновесия реакций диссоциации;
степень диссоциации СО2 и Н2О;
х 2 — теплота сгора-
ния топлива; Qaco , Олн 0 — тепловой эффект реакций диссоциации; q{C) —
плотность вероятности; б — функция Дирака; Rn — радиус рабочего простран-
ства печи; /сп — отношение плотностей потоков импульса окислителя и горю-
чего; р — плотность; СДх) — поток восстановленной массы горючего; М(х)
— поток массы смеси; Рв — гидравлическое сопротивление воздухопровода;
Р — разрежение на загрузочном торце печи; Рг — геометрическое давление;
4 — коэффициент гидравлического сопротивления системы холодильник -
печь.
277

Глава 2.
ТЕПЛООБМЕН ВО ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧАХ
2.1. Современные методы расчета теплообмена [60]
2.1.1. Особенности представления теплофизической модели
энерготехнологических объектов
При рассмотрении процессов теплообмена в энерготехнологических агре-
гатах в большинстве случаев, когда обработка материала сопровождается под-
водом тепла, можно выделить теплоноситель, т.е. внешнюю по отношению к
нагреваемому материалу среду, и теплопотребитель, т.е. сам нагреваемый и
обрабатываемый материал — внутреннюю среду. При этом нагреваемый и
обрабатываемый материал может быть в твердом, жидком и газообразном со-
стоянии (вода, пар, агломерационная шихта, металл, жидкий чугун). Теплоно-
ситель также может находиться в разном агрегатном состоянии, чаще всего
это газообразная среда (котельные агрегаты, агломашины, доменные, марте-
новские, нагревательные печи), иногда — жидкая среда, например при рас-
смотрении плавления кусков лома (теплопотребитель) в расплавленной ванне
(теплоноситель). В некоторых случаях внешняя среда служит, наоборот, охла-
дителем, например при охлаждении агломерата, при кристаллизации непре-
рывного слитка.
При построении математических моделей теплообмена часто принято раз-
личать "внешнюю" и "внутреннюю" задачи. При постановке внешней задачи
имеется в виду более подробное рассмотрение теплофизических процессов
во внешней среде, при этом принимаются всевозможные упрощения для зоны
обрабатываемого материала. Наоборот, постановка внутренней задачи связа-
на с подробным рассмотрением тепло- и массопереноса и температурных по-
лей внутри материала при упрощенном задании условий теплообмена на гра-
нице с внешней средой.
Процессы теплообмена рассматриваются в характерных макрозонах во всей
их сложности и многообразии, при этом выделяются характерные, типичные
особенности того или иного процесса. Поэтому фактически при построении
математического или тепломассообменного процесса трудно ограничиваться
постановкой либо внешней, либо внутренней задачи теплообмена, а прихо-
дится совмещать эти постановки, создавая, по существу, сопряженную внеш-
не-внутреннюю модель. Однако иногда приходится большее внимание уде-
лять внешней или внутренней задаче. Так, при рассмотрении зоны факельных
процессов большее внимание уделяется внешним процессам, при рассмотре-
нии же кристаллизации слитка большее внимание отводится внутренней зоне
278

кристаллизующегося слитка. Для теплофизической модели характерен, таким
образом, внимательный подход как к внешней, так и к внутренней задаче.
Рассматривая процессы внутри нагреваемого материала и во внешней по
отношению к нему среде, мы сталкиваемся с процессами, так называемого,
сложного теплообмена (рис. 4.118).
При этом могут одновременно происходить перенос тепла излучением, кон-
векцией, теплопроводностью, а также тепловыделение (поглощение тепла)
внутри зоны. Одновременно все эти виды теплообмена развиваются чаще всего
во внешней (полупрозрачной газообразной) среде. Особенно характерным для
теплофизики энерготехнологических процессов является наличие тепловы-
деления (поглощения тепла) в зонах. Эти источники тепла, как их называют,
возникают в результате протекания в зонах энерготехнологических агрегатов
и печей различных химических реакций или фазовых превращений (горение
топлива, испарение влаги, восстановление, плавление металла или его крис-
таллизация и т.д.).
Так как законы, управляющие переносом тепла для разных видов сложного
теплообмена, различны, при совокупном математическом их описании появ-
ляются нелинейные уравнения.
Для реальной обстановки энерготехнологических агрегатов характерны мно-
гие важные особенности, которые должны быть учтены при построении тепло-
физической модели: движение теплоносителя и нагреваемого материала (при-
чем схемы их относительного движения могут быть самыми разнообразными),
наличие сложного массообмена внутри зон и между зонами, сложный профиль
Внешняя задача
Граничные условия
Внутренняя задача
Теплофизическая модель процесса
Сложный теплообмен
Технологические особенности процесса
Излучение
Конвекция
-С
В
Теплопроводнс
I
шики
Тепловые исто1
1
5
S
о,
з и мате
Движение газо
о
о
е проце
Массообменны
акции
Химические ре
ащения
Фазовые превр
S
1 Сложная геоме
| обмуровки и м
Рис 4.118. Общая схема построения и особенности теплофизической модели энерготехнологического
процесса
279

геометрии печи, факела или нагревательных элементов и нагреваемого матери-
ала, разнообразие видов и теплофизических свойств нагреваемого материала,
различные химические и фазовые превращения (см. рис. 4.118).
При построении математических моделей теплофизических процессов прихо-
дится часто учитывать движение среды, решать совместно уравнения теплопере-
носа и уравнения движения. В высокотемпературных процессах (топочные про-
цессы, нагрев и плавление материала и т.д.) приходится особенно тщательно учи-
тывать лучистую составляющую теплообмена, так как доля ее в общей передаче
тепла может быть преобладающей.
При математическом описании теплофизической модели процесса за осно-
ву принимаются уравнения теплового баланса (сохранения энергии) и различ-
ных видов теплопереноса. При этом также часто используют уравнения дви-
жения, диффузии примесей, кинетики реакций, исходя из специфических осо-
бенностей данного технологического процесса. При этом аналогичные урав-
нения могут записываться как для внешней среды, так и для обрабатываемого
материала. Стыковка этих решений обеспечивается путем формулирования
граничных условий (см. рис. 4.118).
Большое значение для макрозон тепломассообменных процессов имеет рас-
смотрение теплофизических процессов в движущихся средах. Действитель-
но, движение теплоносителя и обрабатываемого материала является одной из
характерных черт любого тепломассообменного процесса. При этом более
простым является движение вещественной среды, т.е. среды, в которой отсут-
ствует турбулентный перенос. К таким средам относятся, например, твердые
материалы, газы и жидкости при ламинарном режиме движения. Рассмотре-
ние теплофизических явлений значительно усложняется при турбулентном
переносе. Ниже будут рассмотрены основные принципы и уравнения, на ко-
торых базируется построение математических моделей тепломассообменных
процессов. При этом детальные выводы этих уравнений опускаются, так как
они приводятся в известной литературе.
2.1.2. Уравнение распространения тепла
в движущейся вещественной среде
При выводе дифференциального уравнения распространения тепла исполь-
зуется закон сохранения и превращения энергии. Этот закон в виде первого
начала термодинамики для единицы объема движущейся среды можно запи-
сать в следующем виде (трактовка С. С. Кутателадзе):
Qdi + L^x = p(du + dw2/2), D.267)
280

где Q — количество тепла, вносимого в единицу объема среды за единицу
времени, Вт/м3; Lv — работа, совершаемая внешними силами над единицей
объема среды за единицу времени, Вт/м ; х — время, с; р — плотность среды,
кг/м3; и — внутренняя энергия 1 кг среды, Дж/кг; w — скорость движения
среды, м/с.
Уравнение D.267) показывает, что изменение полной энергии тела, склады-
вающееся из его внутренней энергии du и кинетической энергии dw2/2 обус-
ловлено количеством теплоты, подводимой к телу, и внешней работой, совер-
шаемой над телом Lv.
Внутренняя энергия среды связана с ее энтальпией (теплосодержанием) h урав-
нением:
du = dh- d(pv\ D.268)
тер — давление, Н/м2; v = 1/р — удельный объем, м3/кг. Принимая во внима-
ние это выражение, из уравнения D.267) можно получить уравнение теплово-
го баланса, отнесенное к единице времени:
QB + LV+ dpldx + ppdv/dx = p[dh/dx + d(w2/2)/dx]. D.269)
Как видим, в уравнение D.269) входят давление среды р, скорость течения
w, удельный объем v (или плотность р). Следовательно, для общего решения
задачи о теплообмене в движущейся вещественной среде к уравнению D.269)
необходимо присоединять уравнения, определяющие поле скорости и связь
между термодинамическими параметрами среды. Замыкание системы диффе-
ренциальных уравнений теплообмена и движущейся вещественной среде дос-
тигается присоединением к уравнению распространения тепла уравнений дви-
жения и сплошности потока жидкости, а также уравнения состояния. Для со-
вершенного газа
dh = cdT, D.270)
где с — удельная теплоемкость среды при постоянном давлении, Дж/(кг-К); Т
— температура.
В уравнение D.269) входят полные производные по времени от величин дав-
ления р, энтальпии h (температуры), квадрата скорости w и плотности р. В
общем случае эти величины являются функциями координат и времени, в свя-
зи с чем полная производная любой из указанных переменных ф по времени:
d<p/dx = 5ф/5т + (d<p/dx)(dx/dx) + (d<yldy){dyldx) + (d<p/dz)(dz/dx). D.271)
Величины dxldx = wx, dyldx = w и dzldx = wz представляют собой проекции
вектора скорости течения среды на соответствующие координаты x,ynz. Та-
ким образом, рассматриваемая полная производная d(p/dx складывается из двух
частей. Первый член правой части выражения D.271) дц>/8х характеризует из-
281

менение данной величины ф, связанное с изменением поля этой величины во
времени. Сумма остальных трех членов правой части выражения D.271) ха-
рактеризует изменение данной величины, происходящее в связи с перемеще-
нием рассматриваемого элемента среды dVva одной точки пространства в дру-
гую. Величина дф/Эт называется местным, или локальным, изменением дан-
ной величины. Сумма:
wx — + w— + wz — = (w, gradcp) = div(vkp), D.272)
Эх ду dz
называется изменением перемещения, или конвективным изменением, причем
правая часть этого равносильного выражения записана в векторной форме.
Таким образом, производная dyldx непосредственно связана с движущейся
средой (субстанцией). Чтобы подчеркнуть это обстоятельство, ее обозначают
специальным символом Dtyldx и именуют субстанциональной производной:
Dyldx - Эф/Эт + (щ grad9) = dq/дх + div(vkp). D.273)
В непрозрачной среде перенос лучистой энергии в объеме тела не рассмат-
ривают. Тогда для объема тела V, ограниченного поверхностью F, уравнение
баланса объема, отнесенное к единице времени, можно записать в виде:
= \qvdV,
D.274)
где qv — интенсивность (плотность) внутренних источников тепла, Вт/м3. Эти
источники возникают вследствие химических реакций, происходящих в объе-
ме, фазовых превращений в теле, а также, например, при прохождении элект-
рического тока, при наличии трения и т.д.
В левой части этого уравнения первый член представляет изменение коли-
чества тепла рассматриваемого объема, второй показывает количество тепла,
ушедшее через поверхность F путем теплопроводности. Правая часть уравне-
ния представляет количество тепла, выделенное внутренними источниками
(этот член может иметь знак минус — это означает, что в теле имеются стоки
тепла, т.е. тепло поглощается).
Между потоком вектора на замкнутую поверхность ^ограничивающую
объем V, и дивергенцией (расходимостью) вектора существует связь, выража-
емая формулой Гаусса - Остроградского:
\qJF= [divq^dV. D.275)
J J
F V
282

Преобразование D.275) справедливо, если в объеме Гнет сильных разрывов
функции. В тепловой задаче это означает, что в области V не должны заклю-
чаться границы раздела фаз. В соответствии с гипотезой Био - Фурье для рас-
пространения тепла путем теплопроводности:
qT=-XgradT, D.276)
где X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К).
Тогда из выражений D.274)-D.276), переходя к дифференциальной форме
записи, имеем:
бв = div(?i grad T) + qv. D.277)
Для полупрозрачных (поглощающих и рассеивающих лучистую энергию)
тел в правой части уравнения D.277) добавится еще один член, учитывающий
изменение количества тепла за счет теплообмена излучением div^ , т.е.:
бв = &iv(k grad T) + qv + div qn . D.278)
Под дивергенцией вектора M(qr, qn и т.д.) понимается объемная производная
(в прямоугольных координатах):
div M = dMJdx + dMJdy + BMJdz. D.279)
Например, в прямоугольных координатах:
div qT = dqjdx + dqjdy + dqjdz, D.280)
где qr. = -\(дТ1дт); т. — координата х, у, z.
Тогда получим выражение:
^fU^fH^f) (««>
дх\?Эх) ду\ д) d\ dz)
2.1.3. Уравнение неразрывности потока жидкости и уравнение движения
В движущейся среде поля температур и скоростей являются следствием теп-
ловых и механических взаимодействий и не могут рассматриваться в отрыве
одно от другого. Поэтому наряду с уравнениями распространения тепла при
рассмотрении сложного теплообмена часто применяют систему дифференци-
альных уравнений гидродинамики. Последние строятся на основе законов
сохранения массы и энергии.
Для вывода уравнения неразрывности (сплошности) рассматривается поток
жидкости через поверхность F, замыкающую объем V. Если рассматривается
283

сжимаемая жидкость, часть ее может задержаться или вытечь из объема V. При
этом плотность жидкости или газа в данной точке пространства будет возрас-
тать или уменьшаться в единицу времени со скоростью др/дх. Следовательно,
изменение количества в объеме V будет равно:
- ГЁР dV = jpwdF = Jdiv(pw)dV. D.282)
V 5Т F V
Знак минус при dpldx свидетельствует о том, что плотность жидкости в рас-
сматриваемом объеме V возрастает в случае, когда приращение расхода жид-
кости по координатам меньше нуля, и наоборот. Переходя к дифференциаль-
ной форме, из уравнения D.282) получаем:
dp/dr + div(pw) = O. D.283)
В вязкой жидкости возникают так называемые нормальные напряжения и
напряжения сдвига. Первые обусловливаются наличием сил давления, вторые
вызываются наличием трения между слоями жидкости, сдвигающимися с раз-
личной скоростью. Для жидкостей по закону Ньютона (для одномерного тече-
ния) напряжение сдвига или касательные напряжения прямо пропорциональ-
ны градиенту скорости:
т^ iidwjdy, D.284)
где ц — коэффициент внутреннего трения или коэффициент динамической
вязкости жидкости, Н-с/м2 = Пас.
Навье и Стоке обобщили уравнения движения для случая течения жидко-
сти, подчиняющейся закону трения Ньютона. В векторной форме уравнение
движения вязкой ньютоновской жидкости (Навье - Стокса) имеет вид:
pDwl dz = gp + 2divQiS) - gradf p + - pdiv w 1 D.285)
где Dw/dx — вектор с проекциями Dwjdx, Dw Idx, и Dwjdx; S — тензор
скоростей деформаций, компонентами которого являются:
dw
2l дх
D.286)
284

Для изотермического течения несжимаемой жидкости, когда ц = const и р =
= const, из выражения D.285) следует:
р = gp - grad p + [iV2w, D.287)
dx
где V2w — вектор с проекциями V2w , V2w, и V2wz.
Последний член правой части этого уравнения отражает потери энергии в
потоке на диссипацию (рассеяние) вследствие вязкого трения. Эта энергия
переходит в теплоту в результате внутреннего трения в жидкости.
2.1.4. Уравнения осредненного турбулентного потока
При ламинарном режиме течения жидкость в практических условиях можно
рассматривать как несжимаемую среду (р = const, dp/ch = 0), при этом уравне-
ния движения и сплошности для установившегося течения при малом влия-
нии подъемных архимедовых сил принимают вид:
V2iv = (>v, grad)w; divw = 0, D.288)
Р
где v — коэффициент кинематической вязкости, м /с, равный ц/р.
Турбулентное течение характеризуется беспорядочным перемещением внут-
ри потока отдельных объемов — молей жидкости. При этом перенос количе-
ства движения и тепла внутри потока определяется уже в основном не физи-
ческими свойствами жидкости, а характерными параметрами турбулентного
переноса. Любая величина в турбулентном потоке может быть представлена
суммой осредненной и пульсационной составляющей. Используя связь меж-
ду пульсационными и осредненными составляющими, можно применить об-
щие уравнения гидродинамики и к турбулентному потоку.
Так, осредненное уравнение неразрывности для турбулентного потока име-
ет вид:
5т дх ду dz
D289)
При определенных правилах осреднения (по Рейнольдсу) можно получить и
уравнение осредненного движения сжимаемой жидкости. Например, для ус-
тановившегося плоского течения, осредненное течение которого параллельно
оси х, а скорость w является функцией только координаты у, получаем уравне-
ние:
dp d w d —;—Гч п /л тот
--f-ч-ц—Т +—(-pH/xw) = 0, D.290)
dx dy dy
285

где w' ян>' — пульсационные составляющие скорости по оси х и у, м/с.
Введем обозначение для турбулентных касательных напряжений:
.29
dp
dx
T
0) получаем:
dx
dy
d2w
И dy2
d
dy
dw
dy
y1
dw
dy
D.291)
D.292)
В этом случае для суммарных касательных напряжений получается выраже-
ние:
z r D.293)
Здесь величина цт рассматривается как некоторый коэффициент турбулент-
ной вязкости. По смыслу он аналогичен коэффициенту динамической вязкос-
ти и отражает касательные напряжения и, как следствие, потери энергии пото-
ка в результате переноса количества движения турбулентными молями жид-
кости, перемещающимися вследствие пульсаций скорости в потоке. В разви-
том турбулентном потоке |1т » ц. Коэффициент цт, называемый также коэф-
фициентом турбулентного переноса количества движения, так же как и коэф-
фициенты турбулентного переноса тепла и массы, не отражают, конечно, фи-
зического свойства среды. В потоке жидкости величина ц зависит как от зна-
чения ц, так и от числа Реинольдса потока, а также от координат. При решении
задач принимают различные гипотезы в отношении величины цт. Например, в
работах Сполдинга для потоков с удаленными стенками, развивающихся в ус-
ловиях, близких к свободной турбулентности, принималось цт =const по все-
му объему потока. В настоящее время широкое применение находят различ-
ные модели турбулентности, в частности "К-е" модели и др.
В неизотермическом турбулентном потоке перенос теплоты происходит в
результате не только молекулярного, но главным образом турбулентного пере-
носа — с беспорядочно движущимися молями жидкости. В соответствии с
уравнением сплошности D.289) в этом случае (при с = const) субстанцио-
нальная производная от осредненной температуры потока Т определится в
виде:
яг =с дрт_ др^ ^ + дрЩ D294)
р dx р[дт дх ду dz )
286

Если изменением давления и величиной квадратов скоростей можно пренеб-
речь, при отсутствии теплопередачи излучением и внутренних источников теп-
ла из уравнений D.269), D.270) и D.271), производя осреднения, получаем:
дрТ dpwT dpw T dpw,T
у , и х , у , у z I D.295)
I Эх Эх Эу 3z
Применим следующую гипотезу о правиле осреднения:
pwtT = pwt T + jfi; pT = рТ + 59, D.296)
где./., 9 и 5 — пульсационные значения расхода жидкости, температуры и плот-
ности.
Используя зависимости D.296) и уравнение неразрывности, представим урав-
нение D.295) в виде:
(-дТ_ дТ_ дТ_ дТ]_
ру Эх дх у ду dz)
D.297)
При р = const E = 0) и А, = const уравнение D.297) принимает сравнительно
простую форму:
aV2r+div(-w'0 } = DT/ck, D.298)
где а — коэффициент температуропроводности, м2/с; а = АУс р,
div w'Q =—Wb + — Ш + —~Wb.
дх х ду у dz z
Уравнение D.298) может быть представлено также в следующем виде:
adiv[(l + А.т /X)grad f] = DTIdi. D.299)
Здесь величина А, играет роль коэффициента турбулентной теплопроводно-
сти, компонентами которой являются сложные величины:
287

Как видим, коэффициент турбулентной теплопроводности тесно связан с
пульсационными составляющими скорости и температуры.
2.1.5. Классификация методов расчета
При построении теплофизических моделей применяют ряд упрощений, стре-
мясь достичь в то же время отражения в модели наиболее характерных, важ-
нейших сторон процесса. Естественно, построение моделей зависит и от той
целевой функции, которая выдвигается при решении данной задачи. Напри-
мер, при нахождении некоторых средних характеристик теплообмена могут
применяться сравнительно простые модели. Задачи существенно усложняют-
ся при переходе к оценке локальных характеристик теплообмена. Знание этих
характеристик становится все более необходимым на современном этапе раз-
вития тепломассообменных процессов. При определении локальных характе-
ристик теплообмена можно проводить более детальную оценку протекания
всего процесса в целом, обоснованно решать задачи, связанные с выделением
тепла при химических реакциях и фазовых переходах, оценивать равномер-
ность нагрева и стойкость обмуровки (кладки) агрегатов и печей, более реаль-
но связывать теплотехнические проблемы с требованиями технологии.
Методы анализа сложного теплообмена тесно связаны с принятой моделью
процесса и определяются этой моделью. При построении модели общие урав-
нения, например, важнейшее для теплофизики тепломассообменных процессов
общее уравнение распространения теплоты D.269), могут упрощаться. Часто в
моделях теплообмена тепломассообменных процессов пренебрегают изменением
кинетической энергии потоков (кроме, конечно, течений газа с околозвуковыми
и сверхзвуковыми скоростями). Естественно, что после выбора той или иной
формы уравнений, описывающих процесс (в совокупности внешняя и внутрен-
няя задачи), задаются начальными и граничными условиями, характерными для
данного процесса.
При решении конкретных задач рассмотренные выше основные уравнения
часто применяются в безразмерном виде, и тогда, как известно, эти уравнения
фактически могут представлять связь между безразмерными числами подо-
бия. При решении уравнений в этом случае может быть получена функцио-
нальная связь между соответствующими числами подобия. Эти числа подо-
бия, получаемые, например, из уравнений теплопроводности и движения не-
сжимаемой жидкости, достаточно подробно рассматриваются в литературе. В
специфических условиях тепло- и массопереноса в зонах теплофизических
процессов, описываемых соответствующими уравнениями, могут быть и спе-
цифические числа подобия. Например, в слоевых процессах появляются без-
размерные числа подобия высоты и времени, при наличии фазовых превра-
щений применяется тепловое число фазового превращения (плавления) и т.д.
288

Характерные модели при рассмотрении реальных процессов внешнего и внут-
реннего сложного теплообмена можно разделить на ряд важнейших групп, им
соответствуют и соответствующие методы расчета: 1) потоковый метод, 2) од-
номерная и двумерная схемы; 3) зональный метод; 4) узловой метод; 5) динами-
ческий зонально-узловой (ДЗУ) метод. Дадим выборочную характеристику этих
методов. Естественно, принятая классификация не претендует на полноту отра-
жения всего возможного разнообразия существующих методов расчета, а ха-
рактеризует наиболее развитые к настоящему времени методики и модели (с
определенными допущениями). Могут применяться и комбинированные мето-
дики, представляющие совокупность указанных методов расчета.
2.1.6. Зональный метод расчета
Зональный метод расчета обычно применяется к энергетическим установ-
кам, высоко-температурным печам и агрегатам, у которых доля передачи теп-
ла излучением сравнительно велика. Основой зонального метода расчета яв-
ляется деление системы на конечное число зон: выделяется т объемных и п
поверхностных зон. Примером простейшего деления на зоны является извес-
тная система "газ - кладка - металл", т.е. система, состоящая из трех зон
(рис. 4.119): одной объемной (газ) и двух поверхностных (металл и кладка).
Системы, у которых число зон больше трех (т + п > 3), можно отнести к
многозональным. Пример такой системы приведен на рис. 4.120 в виде моде-
ли участка нагревательной печи с движущимся металлом.
На рис. 4.120 выделены поверхностные зоны кладки и металла (К и 77), объем-
ные зоны факела (в данном случае сводового факела — Св.фтл продуктов сго-
рания 77. С). Основная особенность зонального метода заключается в расчете
лучистой составляющей теплообмена.
При этом принимается, что если систе-
ма разделена на отдельные зоны, то ра-
диационные характеристики зон (степе-
ни черноты, коэффициенты поглощения
и т.д.) и температура в пределах каждой
зоны остаются постоянными. Такими
постоянными величинами для простей-
шей системы из трех тел (см. рис. 4.119)
являются, например, степени черноты
металла и кладки ем и е , коэффициент
поглощения среды Кп и температуры Г.,
Тк и 7\ Известно, что при принятии та-
кого допущения интегральные уравне- Рис. 4.119. Схема определения угловых коэф-
НИЯ Лучистого переноса могут быть пре- фициентов в зональной системе "газ - кладка -
металл"
em; Тч
Ю. Лисиенко В. Г. и др.
289

к
Газы
Окалина
Металл
Сч-Ф/// */Х,Св.ф//? >
Газы
Окалина
Металл
Рис. 4.120. Пример деления на зоны участка нагревательной печи с движущимся металлом и сводо-
вым отоплением: К — кладка; П к М— соответственно поверхностные и объемные зоны металла;
Св.ф — объемные зоны сводового факела; П.С — объемные зоны продуктов сгорания
образованы в алгебраические уравнения. Например, падающий на металл теп-
ловой поток Q в системе трех тел (см. рис. 4.119) с использованием интег-
ральных уравнений равен:
бпад.м = J ^эф.
cos9KcoseM
Zi
ЛэФ.г
cosGL
+
D.300)
где Е и n — эффективные тепловые потоки соответственно от кладки и
Эф.К Эф.Г
газа, Вт/м и Вт/м ; dF и dFM — элементарные площадки на поверхности клад-
ки Fk и металла Fu, м ; 6к и 6м — углы между нормалью к площадкам и лучом
S, соединяющим элементарные площадки, град; dV — элемент объема газа,
м ; 6м1 — угол между нормалью к поверхности и лучом S{, град.
При условии постоянства температур, степеней черноты и коэффициента
поглощения для каждой зоны величины Е к и г\ г постоянны и могут быть
вынесены за интеграл, тогда:
J J
cos 9, cos 9
nS2
-^
гмкг
D.301)
290

В зональном методе расчета используется представление об обобщенных и
разрешающих угловых коэффициентах излучения. Например, обобщенные
угловые коэффициенты (т.е. коэффициенты, учитывающие поглощение лучи-
стой энергии в объемной среде) с кладки на металл \|/к м и с газа на металл у
соответственно равны:
Fe-.VMF.; D.302)
COs6u „ „
тру
С учетом этих выражений уравнение D.301) примет вид:
О =EA_F\if + П А Fvi/ . D 304)
*-тюд.м эф.к (т к.м Ьф.г г"г.и yr—>\j-rj
Таким образом, от интегрального уравнения D.301) путем введения обоб-
щенных угловых коэффициентов излучения мы перешли к формально алгеб-
раическому уравнению D.304).
В зональном методе часто используют не эффективные, а собственные теп-
ловые потоки Есоб. Тогда нужно учитывать отраженные потоки от поверхнос-
ти, если ек и гм< 1. В этом случае уравнение D.304) запишется в виде:
О =EKFf + r\KVf +Е . F /' , D.305)
^пад.м соб.к к-7 к.м 'соб.г rJ г.м соб.м м-> м.м' v '
где/'км, /'гм и/' — разрешающие угловые коэффициенты излучения, т.е.
коэффициенты, учитывающие, помимо поглощения лучистого тепла в объеме
среды, отражение потоков от ограничивающих поверхностей; Есо5и, Fm и/'мм
— собственный тепловой поток от металла, поверхность металла и разреша-
ющий угловой коэффициент с металла на металл, Вт/м2, м2 и доли.
Величина результирующего лучистого потока на металл ?/уч ез м.
ОТ =Q -QR =Q -(l-e)Q -G« =eO -QK, D.306)
¦^ рез.м *--пад.м ^-обр.м ^-'пад.м v му-*--пад.м ^соб.м м^-'пад.м 2-'соб.м' v '
где go6 м = 2со6м + A ~ ?м)бпадм — величина теплового потока от поверхности
металла на все остальные зоны, Вт.
Величина собственных тепловых потоков для поверхностей равна:
Е , =г апТ4иЕ к =е апГ4. D.307)
соб.к к 0 к соб.м м 0 м v
Величина собственного излучения от газа:
Л . =4КапТ\ D.308)
С учетом выражений D.305), D.306) и D.307), уравнение D.306) перепишет-
ся в виде:
in*
291

СГЧ = 8 csnFJ Г4 + АК о V f Т4-г anF A -/ )Т \
*-¦ рез.м к 0 к^к.м к п О г-'г.м г м О иЛ -'м.М'' и '
где/ и/м — разрешающие угловые коэффициенты поглощенного излучения
с кладки на металл и с газа на металл соотвественно (f.. = ^Mfi')',fMU — разре-
шающий угловой коэффициент поглощенного излучения с металла на металл*.
А. Э. Клеклем было введено представление о коэффициентах радиационно-
го обмена. Используя это представление, получаем:
= А Т* + А Т*~А Т\ D.309)
рез.м к.м к г.м г м.м м * ^ /
Kf,M> А„м = ем gofm(\ -fMj.
В общем случае для излучения соответственно от поверхностной и объем-
ной зоны / на зону/ получаем:
D.310)
/;);АГ4Ко0У.A -fj, D.311)
где а„ — коэффициент излучения абсолютно черного тела, а0 = 5,67-10~8 Вт/
Для многозональной системы, состоящей из m объемов и п поверхностных
зон, может быть составлено m + n уравнений для результирующих тепловых
потоков на каждую из m + n зон. В настоящее время зональные уравнения со-
ставляются с учетом передачи теплоты конвекцией и при наличии тепловых
источников. В зональной постановке интегродифференциальное уравнение
распространения тепла в движущейся среде [типа D.269) с учетом выражения
D.278)] трансформируется уже в нелинейное алгебраическое уравнение. Если
учитывать реальные свойства излучающих тел, то коэффициенты радиацион-
ного обмена А.иА. [см. уравнения D.310), D.311)] в разработке В. Г. Лисиенко
и Ю. А. Журавлева заменяются на селективные А^ и А1. Тогда обобщенное
зональное уравнение теплопередачи и теплового баланса дляу'-той зоны сис-
темы из m + n зон имеет вид:
m+n-l h
t^yZvTi-gjTJ + Qj=0, D.312)
где А., а А1 — селективные коэффициенты радиационного обмена, Вт/К4; А.1
— коэффициент, учитывающий передачу лучистой энергии от зоны i к зоне j;
А. — коэффициент, учитывающий передачу лучистой энергии от зоны j на
все остальные зоны; g.. — коэффициент конвективного обмена теплом или
переноса теплоты массой между зонами / иу, Вт/К; g. —коэффициент конвек-
тивного обмена теплом или переноса теплоты массой от зоныу ко всем сосед-
В дальнейшем слово "поглощенного" может опускаться.
292

ним зонам, Вт/К; / — число зон, соседних с зоной j и контактирующих с ней
через поверхность; Q — внутреннее тепловыделение в зоне/ и тепло, подво-
димое в зону извне, Вт.
При переносе тепла массой из объемной зоны i в зону у имеем:
gv = c.G..= PT; g=cGrW, D.313)
В случае конвективного обмена теплом между объемной и поверхностной
зоной
где с. и с. — теплоемкость газов зон / и/, Дж/(кгК); G. и G — массовый приход
газов из зоны i в зону/ и расход газов из зоны j, кг/с; а^. — коэффициент тепло-
отдачи конвекцией на границах зон / и j, Вт/(м -К). В общем случае коэффици-
енты А* и А^ равны:
для объемных зон
1> О J О
для поверхностных зон:
^f^EUXdX; А) =^
' 0 j О
где VhF— объем и поверхность зон, м3им2;^иг — спектральные коэффици-
ент поглощения, 1/м и степень черноты зоны; Ет — спектральная плотность по-
лусферического излучения, определяемая функцией Планка для абсолютно чер-
ного тела, Вт/(м2-мкм); f.x nfx — спектральные приведенные разрешающие угло-
вые коэффициенты излучения; А. — длина волны излучения, мкм.
Для определения обобщенных и разрешающих угловых коэффициентов из-
лучения в настоящее время применяются такие эффективные математические
методы, как метод Монте-Карло, метод квадратур Гаусса. В работах Уральско-
го государственного технического университета - УПИ (под руководством В. Г.
Лисиенко) при анализе процессов теплообмена в пламенных печах зональ-
ным методом использовался метод Монте-Карло для определения обобщен-
ных угловых коэффициентов, а разрешающие угловые коэффициенты нахо-
дят решением системы линейных уравнений. Для учета селективных свойств
излучающих сред в комплексе с селективными свойствами поверхностей были
предложены селективно-серые модели спектров излучения газов.
В уравнении D.312) первые два члена характеризуют результирующий лу-
чистый тепловой поток Q^ на зону/, вторые два — результирующий кон-
293

вективный поток (за счет переноса теплоты массой и конвективного обмена с
поверхностью) Q*°H з, последний член (свободный) Q, характеризует тепло-
вые источники в зонеу.
Для исследуемой печи или агрегата может быть составлена система из т + п
уравнений типа D.312), откуда при прочих равных величинах могут быть най-
дены, например, т + п неизвестных температур зон.
Число зон в модели выбирается с учетом требуемой детализации температур-
ного поля и, естественно, ограничивается временем вычислительных работ, а
главное, объемом исходных данных для расчета. Обычно это общее число зон
не превышало 100-200.
Важнейшей особенностью системы зональных уравнений типа D.312), в от-
личие от одномерной схемы, является учет продольных составляющих лучис-
тых потоков.
Для учета нагрева массивного металла к системе т + п нелинейных уравне-
ний теплообмена и теплового баланса D.312) добавляется р уравнений, соот-
ветствующих р зонам движущегося металла (см. рис. 4.120).
Дляу'-той зоны металла, т.е. для непрозрачной объемной зоны, уравнение
D.312) преобразуется к виду:
W T -W T +Q +Q . = 0, D.315)
где W и Wm. — теплоемкости потока металла, входящего в зону и выходящего
из зоны у, Вт/К; 7\, Т — температуры зон металла, средние по массе, К; Qn =
= Q — результирующий тепловой поток через поверхность металла (окали-
ны), Вт; Qm. — свободное слагаемое, включающее внутреннее тепловыделе-
ние в зоне металла (например, тепло-фазовых превращений), Вт.
Для замыкания системы m + п+ р D.312) и D.315) необходимо связать при-
ток тепла Q . через поверхность металла (окалины) в зону металла/ с темпера-
турой металла, средней по массе, 7\ и температурой поверхности металла (ока-
лины) 7\. Поскольку в пределах выбранных зон температуры принимаются
постоянными, то это относится и к температуре поверхности металла (окали-
ны). Следовательно, в пределах выбранных зон тепловые потоки на поверх-
ность можно считать постоянными. В. Г. Лисиенко было предложено принять
допущение о наличии регулярного режима и связать удельный результирую-
щий тепловой поток через поверхность металла (окалины) qn. с температурой
поверхности 7\ и средней по массе температурой металла Тм. путем использо-
вания коэффициента формы массивного тела у и (при наличии окалины) ко-
эффициента теплопередачи при нестационарной теплопроводности:
Qnj =Fnjqnj = д7**., Fnj, D.316)
294

где F . — поверхность у-той зоны металла, м2, 8 и А. —- соответственно тол-
щина и коэффициент теплопроводности слоя окалины, м и Вт/(м-К); гм и Хи —
соответственно характерный размер и коэффициент теплопроводности металла,
м и Вт/(м-К); у — коэффициент формы массивного тела.
Величины V|/ для пластины, бесконечного цилиндра и шара составляют /3; /4
и 75 соответственно. Например, для печей с шагающим подом с учетом зазора
между заготовками и подом, как показали расчеты с использованием узлового
метода, у « 0,28.
Совместное использование уравнений D.312), D.315) и D.316) позволяет
анализировать нагрев металла в печах с движущимся металлом и определять в
процессе нагрева как температуру поверхности металла (материала), так и сред-
нюю температуру по массе во всех выделенных зонах по длине печи.
Указанная система т + п+р нелинейных уравнений решается относительно
искомых величин численными (итерационными) методами (например, мето-
дом Ньютона - Зейделя, т.е. методом покоординационйого спуска), а также
усовершенствованным в работах УГТУ - УПИ методом Ньютона - Рафсона.
2.1.7. Метод Монте-Карло для расчета угловых коэффициентов
излучения для энерготехнологических агрегатов
Существующие методы расчета теплообмена в некоторых практически важ-
ных случаях не позволяют детально проанализировать влияние тех или иных
параметров теплового режима и конструкций энергоустановки на процессы
теплопередачи. В большей степени это относится к объектам с ярко выражен-
ными факельными процессами, что приводит к необходимости учета положе-
ния факела относительно тепловоспринимающей поверхности, а также слож-
ной конфигурации рабочего пространства. В этих условиях использование
зональных методов как наиболее приемлемых наталкивается на ряд трудно-
стей, связанных с учетом неоднородности оптических характеристик среды, а
также сложной геометрии поверхностей и объемов при вычислении коэффи-
циентов обмена.
При этом наиболее сложной вычислительной процедурой является опреде-
ление обобщенных и разрешающих угловых коэффициентов излучения в ре-
альных условиях рабочего пространства энерготехнологических агрегатов с
усложненными параметрами излучения (наличие поглощающих и рассеива-
ющих селективных сред, сложная геометрия, неоднородность полей темпера-
тур, наличие горящих факелов и т.д.).
Большими возможностями при разрешении указанны* трудностей обладает
метод статистических испытаний (Монте-Карло), успехи которого в области
численного анализа объектов, не доступных классическим методам, общеиз-
вестны. Развитый первоначально в приложениях к задачам переноса нейтро-
295

нов и гамма-излучения, метод Монте-Карло завоевал впоследствии обшир-
ную сферу приложения и в области решения задач теплового излучения. Ав-
тором достаточно полных обзоров, а также ряда первых работ в этом направ-
лении является Дж. Хауэлл. В его работах, как и в обзорах, на уровне алгорит-
мов обоснован математический аппарат метода Монте-Карло, предназначен-
ный для разрешения нужд современных методов расчета лучистого теплооб-
мена, в частности для учета неоднородности радиационных характеристик,
селективности и анизотропии излучения.
Можно выделить главное назначение метода Монте-Карло, заключающееся
в получении конечных числовых результатов для конкретных задач, теорети-
ческие предпосылки решения которых уже сформулированы, но численная
реализация затруднена. В данном случае приоритет статистическому методу
обеспечивают возможности отказа от многих допущений типа предположе-
ний о черных, серых, диффузных или зеркальных поверхностях, а также о
прозрачных, серых или изотермических газах. Следует отметить, однако, что
многие оригинальные работы, проведенные под руководством Дж. Хауэлла, а
также работы других исследователей далеко еще не исчерпали всех возмож-
ностей метода.
Во всех работах, рассматривающих сложные явления взаимодействия излу-
чения с поверхностями и со средой, указывается на возрастание преимуществ
метода Монте-Карло перед другими методами при исследовании геометри-
чески сложных систем. Отмечаемые преимущества сводятся к двум основ-
ным: менее сложен математический аппарат геометрических преобразований;
ясная физическая интерпретация рассматриваемых задач делает процесс про-
граммирования более наглядным и легко контролируемым в стадии отладки
вычислительной программы. Здесь интересно отметить, что распространение
метода Монте-Карло на задачи со сложной объемной геометрией обеспечива-
ется на основе зонального метода, что позволяет вести исследования радиаци-
онного и сложного теплообмена применительно к реальным энергетическим
объектам.
Для развития прикладных аспектов зонального метода большое значение
имела разработанная А. Э. Клеклем и С. Д. Дрейзин-Дудченко методика рас-
чета коэффициентов радиационного обмена между зонами, основанная на
методе статистических испытаний. Эта методика, реализованная в виде эф-
фективной вычислительной программы для ЭВМ, позволяет проводить зональ-
ные расчеты в оптически неоднородной среде с учетом диффузного и зеркаль-
ного отражений с помощью трехмерной объемной прямоугольной сетки раз-
личной конфигурации. Основная процедура программы Монте-Карло осуще-
ствляет вычисление разрешающих коэффициентов излучения между зонами
—/., которые определяют долю энергии, поглощенную в зоне у, от энергии,
296

излученной в зоне /, с учетом возможных многократных отражений от гранич-
ных поверхностей. Вычисление коэффициентов^, основано на проведении т+п
серий (по числу объемных и поверхностных зон) численных экспериментов,
которые заключаются в прослеживании за случайными процессами излуче-
ния, поглощения и отражения единичных пучков энергии (лучей). Экспери-
мент считается законченным, когда энергия луча в результате прохождения
через поглощающую среду и поглощения поверхностными зонами достигнет
заданной пренебрежимо малой величины. В зависимости от оптической плот-
ности среды и поглощательной способности поверхностей длительность еди-
ничного испытания может быть различной в результате того или иного коли-
чества отражений луча от ограничивающих поверхностей.
При совершенствовании этого алгоритма В. Г. Лисиенко и Ю. А. Журавле-
вым показано, что при задании в модели диффузного закона излучения и отра-
жения, а также при условии изотропности излучения в объеме с целью эконо-
мии машинного времени целесообразно использовать процедуру Монте-Кар-
ло лишь для определения обобщенных угловых коэффициентов \|/, осуществ-
ляя последующий переход к разрешающим угловым коэффициентам^ с по-
мощью решения системы линейных алгебраических уравнений. Реализован-
ный в указанных работах способ двухэтапного определения разрешающих уг-
ловых коэффициентов обеспечил высокую эффективность использования ме-
тода Монте-Карло: общие затраты машинного времени на вычисления матри-
цы^, сократились примерно на порядок. Это, в свою очередь, дало толчок к
рассмотрению моделей с большим числом зон, а также совершенствованию
методики в отношении учета сложной геометрии, под которой здесь понима-
ется сочетание в излучающей системе произвольно ориентированных поверх-
ностей первого и второго порядков, а также поглощающих и рассеивающих
объемов. Ниже изложены узловые вопросы методики статистических испыта-
ний, раскрывающие как сущность используемой в данной работе модифика-
ции метода Монте-Карло, так и особенности его реализации в условиях слож-
ной геометрии поверхностей и объемов, что и составляет основной предмет
данного рассмотрения, так как реальные теплотехнические объекты — это
системы со сложной геометрией.
2.1.8. Метод Монте-Карло, основанный на принципе узлового разбиения
Сущность узлового разбиения и основные изменения, внесенные в расчет-
ную схему метода Монте-Карло, следующие (методика разработана В. Г. Ли-
сиенко и В. В. Волковым:
1. Имеющиеся в излучающей системе поверхности задаются алгебраичес-
ким уравнением второго порядка в общем виде с целью наиболее полного ох-
вата и воспроизведения возможных конфигураций моделируемых объектов.
297

Задняя
стенка
Передняя
стенка
X, М
Рис. 4.121. Пример узловой модели внешнего теплообмена (профиль сталеплавильной печи, цифры
у точек — номера объемных узлов); N— поверхностный узел; М— объемный
2. В объеме излучающей системы и на каждой поверхностной зоне (конеч-
ная поверхность) задается рациональное число узловых точек, относительно
которых и проводится расчет локальных характеристик лучистого теплообме-
на. Такой подход позволяет гибко варьировать геометрией поглощающих объе-
мов и поверхностей (см. рис. 4.121). С другой стороны в этом случае около
каждого поверхностного узла N образуется поверхностная зона с площадкой
F^ Объемные зоны могут быть заданы совокупностью объемных узлов М.
3. Число узлов разбиения для какой-либо зоны задается, прежде всего, в за-
висимости от исследуемого положения и формы факела, а также от предпола-
гаемой неравномерности распределения температуры по поверхности или в
объеме. Однако в сторону увеличения число узлов лимитируется статистичес-
кой погрешностью, возникающей в связи с использованием в расчете случай-
ных чисел.
4. Для расчета распределения поглощенной энергии в среде используется
описанный выше метод аналитического осреднения. Согласно пространствен-
ному распределению излучательной способности поверхности (в частности,
закону Ламберта), из каждого поверхностного узла испускается серия пучков
энергии (лучей), ослабление каждого из которых исследуется по мере про-
хождения через среду. При использовании узлового разбиения (см. рис. 4.121)
учет поглощения пучка энергии в среде с переменной оптической плотностью
осуществляется на каждом шаге следования луча, величина которого А/ по-
стоянна для выбранного случайного направления и ориентировочно задается
как параметр расчета из условий требуемой точности и характера узлового
разбиения в объеме модели. При этом поглощенная энергия в зависимости от
298

геометрической ориентации луча распределяется между соответствующими
объемными узлами.
Можно показать, что разбиение конечной длины луча шагом постоянной
величины правомерно при использовании метода аналитического осреднения.
Так, для одного луча в данном интервале длин волн А/ и направлении анали-
тически вычисляется вероятность поглощения энергии на отрезке до границы
объема согласно выражению:
р{1 < 1} = 1 - ехр - \ккп (ДА.,x(l))dl
D.317)
где К^ = (А/, х(/)) — спектральный коэффициент поглощения среды, м '; х —
направление одной из координат, в котором задан закон изменения коэффици-
ента поглощения; / — одно из вероятностных направлений излучения, полу-
чаемое случайной выборкой.
Для получения искомой величины, в частности, доли энергии, поглощенной
объемом в данной спектральной области, найденные вероятности осредняют-
ся по всем возможным последовательностям направлений, определенным ме-
тодом случайных испытаний. В практических алгоритмах интеграл в показа-
теле экспоненты выражения D.317) заменяется суммой, благодаря чему мож-
но записать следующее равенство:
D.318)
где А/ — величина шага разбиения по направлению следования луча, м; S —
число шагов для данного направления; W ] "статистический вес" луча на
шаге р - 1 (см. уравнение D.316)).
Как видно из равенства D.318) и из сравнения рис. 4.121, расчетная схема
поглощения в объеме одинакова как при областном разбиении, так и при узло-
вом. По-разному осуществляется лишь выбор значения Кп для текущего шага.
В узловом методе на очередном шаге выбирается значение коэффициента по-
глощения К^. близлежащего узла (см. рис. 4.299), номер которого./ определя-
ется простой процедурой, тогда как для областного разбиения необходима оп-
ределенная логическая схема, составленная для жестко закрепленной геомет-
рии поглощающих объемов (областей) и граничных поверхностей. Введение в
объем узлов, не связанных с пересечением каких-либо поверхностей, позво-
ляет оперативно вмешиваться в распределение оптических характеристик в
объеме модели в тех случаях, когда изменение геометрии рабочего простран-
ства печи во многом определяет форму и положение факела.
299

5. Описанный алгоритм реализует диффузную аппроксимацию поверхност-
ного излучения (отражения), но при необходимости может быть легко пере-
строен для учета спектрально-направленных свойств, для чего необходимо
продолжить историю фотона с учетом зависимости отражательной способно-
сти поверхности от направления падающего излучения в данном интервале
длин волн.
6. Проведение достаточного числа статистических испытаний 7Уисп с каждо-
го поверхностного узла позволяет определить матрицу обобщенных угловых
коэффициентов, связывающих соответствующие узловые поверхности с уче-
том взаимодействия излучения со средой. При диффузном приближении та-
кой матрицы вполне достаточно, чтобы алгебраическим путем перейти к раз-
решающим угловым коэффициентам радиационного обмена.
В узловом методе локальные спектральные разрешающие угловые коэффи-
циенты излучения /Д., представляющие собой долю энергии, излученной по-
верхностным узлом N и поглощенной окрестностью поверхностного или
объемного узла г, находятся методом итераций при решении системы следую-
щих линейных уравнений:
2>М,/>М (/ =1,2,..., и), D.319)
где i — поверхностный узел;
2>Му/?-М (i = n,n+\,...,n + m), D.320)
где i — объемный узел.
Здесь iV = 1,2, ..., п; R — спектральная отражательная способность; v|/^,- и
V|/^ — локальные спектральные обобщенные угловые коэффициенты излуче-
ния; пит — число соответственно поверхностных и объемных зон; р — поряд-
ковый номер итерации.
Итерационный процесс начинается с подставления в систему D.319), D.320)
обобщенных угловых коэффициентов в качестве нулевого приближения и за-
канчивается в тот момент, когда максимальное отклонение f^f+x от f^f не
будет превышать заданного малого числа е, определяющего необходимую точ-
ность вычислений.
7. В описываемый алгоритм включена возможность учета селективных
свойств участвующих в теплообмене сред (объемов и поверхностей) введени-
ем в расчет произвольного количества серых спектральных интервалов спект-
ра излучения (селективно-серая аппроксимация).
300

Результирующий поток излучения в случае селективно-серой аппроксима-
ции для поверхностного узла N (см. рис. 4.299) рассчитывается по формуле:
NTt4-bzX, D.321)
1=1
где biN и bN — селективные локальные удельные коэффициенты радиацион-
ного обмена, Вт/(м -К4) равны:
p=i p=i
где a,* = jE^dk/dQ^ и aNk = \E0NdkjC0T^ —доля интегральной повер-
хностной плотности потока излучения абсолютно черного тела, испускаемого
в области полосы спектра излучения переменной Akk при температурах соот-
ветственно Т. и 7^; /м* и /до* — локальные спектральные разрешающие ко-
эффициенты излучения соответственно от узла N на узловую поверхность i и
от узла N на узел N для А>той полосы разбиения на полосы спектра излучения;
exNk — осредненная степень черноты поверхности в пределах выделенной к-
той полосы спектра излучения.
Следует отметить, что разбиение спектра на ряд "серых" интервалов (в пре-
делах которых степени черноты и коэффициентов поглощения считаются по-
стоянными) позволяет избежать в алгоритме процедуры Монте-1Сарло разыг-
рывания длины волны, что значительно упрощает реализацию метода Монте-
Карло и делает возможным проведение расчетов в многоузловых системах со
сложной геометрией.
2.1.9. Обобщенный термодинамический подход как основа
детерминированной процедуры построения математической модели
объектов с распределенными параметрами
Энерготехнологические агрегаты, требующие при проектировании и управ-
лении рассмотрения не только осредненных энергетических характеристик,
но и детальных локальных характеристик полей энергетических параметров,
необходимо, соответственно, относить к объектам с распределенными пара-
метрами.
Особенностью объектов с распределенными параметрами является, как из-
вестно, введение в рассмотрение внутренних координат системы, рассмотре-
ние полей параметров состояния, что с математической точки зрения приво-
301

дит к рассмотрению уравнений в частных производных, субстанциональных
производных, дивергенций и т.д.
Учитывая большое разнообразие видов переноса в процессах тепломассо-
обмена (перенос энергии, количества движения, вещества, энергии турбулен-
тных вихрей) и само разнообразие механизмов переноса энергии (электро-
магнитное излучение, конвекция, теплопроводность, контактная теплопере-
дача), для выработки единых подходов и упрощения построения математи-
ческих моделей целесообразно применить положения обобщенного термоди-
намического подхода, в общих чертах сформулированного в работах Б. Н.
Петрова. Для объектов с сосредоточенными параметрами развитие этого ме-
тода проведено в работах В. Б. Яковлева. Применительно к объектам с распре-
деленными параметрами принципы обобщенного термодинамического под-
хода сформулированы В. Г. Лисиенко. При таком подходе удается найти общ-
ность в написании основных уравнений для моделей различных видов пере-
носа вещества и энергии, основываясь на известном принципе аналогии. Тем
самым существенно облегчается и ускоряется процедура поиска технологии и
структуры математических моделей самых различных процессов, и особенно
создаются предпосылки для создания одного из самых современных методов
расчета процессов тепломассообмена — динамического зонально-узлового
метода (ДЗУ-метода), в котором органически сочетается детализированное
моделирование в динамике всех видов теплопереноса с синхронным расчетом
газодинамики процессов.
При этом, естественно, применяются процедуры параметрической иденти-
фикации (адаптация моделей на базе натурных экспериментов). Но в то же
время требования к математической модели должны быть такими, чтобы све-
сти к минимуму потребности в параметрической идентификации (в идеале —
свести их к нулю) вследствие отсутствия натуры на стадии проектирования и
сложности проведения натурных экспериментов и идентификации.
При этом процесс проектирования энерготехнологических объектов и АСУ
ТП для них на современном этапе необходимо рассматривать как единый не-
делимый процесс, так как современные агрегаты должны проектировать в еди-
ном комплексе с АСУ ТП. Использование математических моделей в виде, так
называемого, имитационно-оптимизирующего блока является необходимым
для уменьшения ошибок проектирования, сокращения наладочных сроков,
предотвращения аварийных ситуаций.
Особенно большое значение использование таких моделей в виде имитаци-
онно-оптимизирующего блока имеет для разработки верхних уровней АСУ
ТП технологических процессов, что на современном этапе имеет очень боль-
шое значение.
Для объектов с распределенными параметрами технологический процесс в
наиболее обобщенном виде может быть представлен в виде так называемой
302

Внешние
границы ~~~~i
Условия на границах
1
Обрабатывающая среда
F
I
I
Условия I
сопряжения I
I
I
Обрабатываемая среда
¦
Условия на границах
Рис. 4.122. Характерная структура обменной (переносной) модели объекта с распределенными пара-
метрами
обменной (переносной) модели, включающей обрабатываемую и обрабатыва-
ющую среды с обобщенными потоками W] и W2 и поверхностью взаимодей-
ствия F, для которой задаются условия сопряжения и условия на внешних гра-
ницах (рис. 4.122).
Исходя из основных принципов обобщенного термодинамического подхода,
вводя представление о динамическом члене и субстанциональной производ-
ной для объектов с распределенными параметрами и основываясь на примере,
как базового уравнения, уравнения переноса энергии в движущейся веществен-
ной среде (см. формулу D.269) с учетом D.273) и D.278)), обобщенное урав-
нение переноса для обрабатываемой и обрабатывающей среды представлено
в следующем виде:
р— = qv + div(/grad(p) - pdiv(wq)) + div^
Эх
dp dv d(w2/2)
^ + pp~- + p-^-—'-
dx ax
D,322)
где ф — параметр состояния; р — плотность; q — источниковый член; w —
скорость; qa — вектор электромагнитного излучения; L — работа, совершае-
мая внешними силами; р — давление; v — удельный объем: для уравнения
Движения qv = grad p.
Как видим, в этом уравнении левая часть представлена динамическим чле-
ном, в правой части соответственно имеются источниковый, градиентный,
конвективный и радиационный члены, а также члены, представляющие рабо-
303

ту внешних сил, изменение давления, удельного объема и кинетической энер-
гии потока.
Система уравнений D.322) для обрабатывающей и обрабатываемой сред до-
полняется условиями сопряжения, граничными и нулевыми условиями.
Представительность данного уравнения как обобщенного для различного
вида переноса веществ или энергии может быть продемонстрирована на при-
мере градиентного члена — в приложении к различным видам градиентного
переноса (табл. 4.52).
Наиболее часто применяемые приемы аппроксимации системы D.322) для
технологических объектов заключаются в следующем.
В различных видах технологических процессов могут присутствовать или
отсутствовать радиационный член, работа внешних сил, при сравнительно
низких скоростях можно пренебречь членом, связанным с изменением кине-
тической энергии, с изменением давления и объема и т.д.
В случае упрощенных одномерных (вдоль оси X) линейных противоточных
моделей система уравнений D.322) с условиями сопряжения часто сводится к
виду:
<h
-(Ф2-Ф1)»
D.323)
где Kz — суммарный коэффициент обмена; у — поперечная координата, wlx —
скорость обрабатываемой среды вдоль продольной координаты.
Например, для случая теплообмена — W2 = G2 — теплоемкость потока; ф —
температура; К — коэффициент теплообмена. Индекс / относится к обраба-
тываемой среде; индекс 2 — к обрабатывающей среде.
Таблица 4.52
Пример использования обобщенного уравнения
для различных видов градиентного переноса
Перенос
Энергии
Количества движения
Вещества
Энергии
турбулентности
Потока жидкости
(газа) в слое
Ф
Энтальпия h
(температура Т)
Скорость, w
Масса г-того компонента М
Степень турбулентности Кт
Давление
Закон градиентного
переноса
Фурье
Навье-Стокса
Фика
Фика
Дарси
Г
Коэффициент
теплопроводности
Динамическая
вязкость
Коэффициент
диффузии
Коэффициент
диффузии вихрей
Коэффициент
проницаемости
304

Для случая физико-химического обмена — W2 — поток массы; ф2 и q>t —
текущая и равновесная концентрация реагентов; Кг — коэффициент массооб-
мена.
В случае перехода от объектов с распределенными параметрами к объектам
с сосредоточенными параметрами уравнение D.323) приводится к известному
виду:
где К — коэффициент передачи; Тв = RC — постоянная времени; R и С —
обобщенные сопротивления и емкость объекта; фв—входной параметр объекта.
2.1.10. Основы построения и функционирования имитационно-
оптимизирующей модели процесса тепломассообмена
Естественно, что основой процессов тепломассообмена являются процессы
переноса энергии в движущейся среде.
Учитывая требования, предъявляемые по вычислительной идентификации
и другим вычислительным задачам, стоящим перед верхним уровнем АСУ ТП
нагрева металла, математическая модель этого уровня должна удовлетворять
следующим важнейшим требованиям:
1. Обеспечение высокой надежности, и точности расчетов.
2. Наименьший объем работ по параметрической идентификации (адапта-
ции) модели.
В результате математическая модель должна обеспечить погрешность рас-
чета температур в диапазоне 10-20 °С, при большей погрешности вряд ли мож-
но рассчитывать на реализацию тех целей, которые были сформулированы
выше.
Следует признать, что модель такого уровня должна отражать важнейшие
характерные особенности процессов сложного теплообмена и реальных агре-
гатов, в которых эти процессы происходят. Это, прежде всего, возможность
учитывать геометрические особенности объектов во всей их сложности, вклю-
чая возможности решения двумерных и трехмерных задач, учитывать особен-
ности движения газов и материала, выгорания топлива, принимать во внима-
ние длину, положение и радиационные характеристики факела, селективные
излучающие свойства участвующих в теплообмене сред, взаимодействие раз-
личных видов теплоотдачи и т.д. Без возможности введения в рассмотрение
такого рода "подробностей" требуемые точность и достоверность прогнозной
модели не могут быть обеспечены. С этой точки зрения многие ранее разрабо-
танные упрощенные математические модели и модели управления скорее мож-
но отнести к моделям второго уровня, предназначенным для решения задач
305

управления, главным образом, в реальном времени и требующим очень высо-
кого уровня идентификационного обеспечения. Для реализации же отмечен-
ных задач третьего уровня требуется выход на значительно более высокий
уровень математического моделирования при минимальных потребностях в
параметрической идентификации.
Используя обобщенное уравнение переноса D.322) для случая переноса энер-
гии, можно воспользоваться таким положением, что в ряде практически важ-
ных случаев обработки материала в энерготехнологических агрегатах можно
пренебречь работой внешних сил, изменением кинетической энергии, давле-
ния и объема сред (для дозвуковых режимов течения). Тогда уравнение D.322)
применительно к переносу энергии аппроксимируется к виду:
рс — = qv+ div(^gradr) - pcpdw(wT) + divqu, D.324)
дт
где Т— температура; с — теплоемкость при постоянном давлении; Я, — коэф-
фициент теплопроводности.
Для решения теплофизических задач подобные уравнения для теплообме-
нивающихся сред дополняются уравнениями неразрывности (сплошности)
потока, движения, массопереноса, химического реагирования, граничными
условиями.
Наличие в одном уравнении D.324) столь разных по своей физической при-
роде составляющих требует особых подходов при составлении математичес-
кой модели третьего уровня и разработке методов ее решения. В течение ряда
лет под руководством В. Г. Лисиенко и в работах его учеников проводился ком-
плекс работ по разработке такой модели и методов решения, обеспечивающий
приложение разработанных методик к сложным реальным условиям функци-
онирования плавильных и нагревательных устройств. При этом появилась воз-
можность учета таких важнейших факторов, как интегральных и локальных
характеристик сложного радиационно-конвективно-кондуктивного теплообме-
на, факельных процессов для пламенных печей, селективности излучения уча-
ствующих в теплообмене сред, сложной перестраиваемой геометрии, движе-
ния газов и нагреваемого материала, различных свойств нагреваемого матери-
ала и т.д.
Основой для численного решения уравнения D.324) являются конечно-раз-
ностные схемы, при которых теплофизический объект (рабочее пространство
печей, камеры сгорания, топки котельных установок) разбивается на сравни-
тельно крупные элементы — зоны. Поэтому метод получил название метода
крупной сетки, или зонального метода. Размер зон определяется в основном
количеством выделенных зон, при этом разумное (с позиции точности и быс-
тродействия) количество зон составляет около 200-300, что приводит к появ-
306

лению зон сравнительно больших размеров. Основные особенности зональ-
ного метода расчета были рассмотрены выше.
Однако наиболее полно требования к имитационно-оптимизирующей моде-
ли процессов сложного теплообмена и массообмена удовлетворяет на совре-
менном этапе динамических зонально-узловой метод расчета, позволяющий в
дополнение к зональной методике более детально рассчитывать в динамике
поля температур в органическом сочетании с расчетами гидродинамических
процессов.
Для обеспечения процедур оптимизации тепломассообменные модели до-
полняются моделями оптимизации, например, типа метода линейного програм-
мирования и др.
2.1.11. Динамический зонально-узловой метод (ДЗУ-метод)
На современном этапе решение задач теплообмена (в приложении к задачам
проектирования, проверочных расчетов, АСУ ТП и т.д.) требует учета как ди-
намики нагрева (для кладки и нагреваемого материала), так и учета газодина-
мики и процессов кондуктивного переноса в газообразной теплопередающей
и в тепловоспринимающей среде. Таким образом, с учетом наличия радиаци-
онного переноса возникает задача сложного теплообмена, в котором системы
уравнений типа D.267), D.312) должны применяться к трем основном обмен-
ным компонентам — движущимся средам: теплопередающей — газообраз-
ной; тепловоспринимающей — твердой или жидкой и обмуровке-кладке. При
этом переносная модель, в общем виде представленная на рис. 4.119 примени-
тельно к процессам теплообмена в системе трех тел: "газ - кладка - матери-
ал", принимает вид рис. 4.123.
До последнего времени применительно к реальным объектам управления
эта комплексная задача не была решена: отдельно решались уравнения тепло-
V
,, Vt'2
ек
Ч///////
¦ _-_-_
\W\\W
п
•^ /
' v\?~-
:-¦!'"--{
1 |
-~~
\К
1
А
/i
3
.ре.-~-
i у\ \
/
V/////A
X
Рис. 4.123. Геометрический абрис модели динамического зонально-узлового метода расчета (ДЗУ-
метода) радиационного и сложного теплообмена (на примере противотока) в системе трех термичес-
ки массивных движущихся сред: вязкой теплоотдающей A), сплошной — тепловоспринимающей
обрабатываемой B) и кладки-обмуровки C): М — металл; К — кладка; П — поверхность; Qu pel и
Q — результирующие тепловые потоки на поверхность обрабатываемой среды и кладки
307

обмена (пример многозональной модели приведен на рис. 4.120) и газодина-
мики, при этом учет динамики нагрева, как правило, не проводился.
К настоящему времени разработаны приемы, позволяющие стыковать ре-
шения уравнений теплопередачи и газодинамики конечно-разностным мето-
дом в рамках крупной сетки (в зональной постановке) для учета процессов
радиационного переноса и в рамках мелкой сетки (узлов) для учета процессов
кондуктивного переноса и газодинамики. При этом удается учитывать дина-
мику нагрева. В целом этот метод, разработанный в УГТУ - УПИ под руко-
водством В. Г. Лисиенко, определяется как динамический зонально-узловой
метод (ДЗУ-метод) и может в настоящее время являться основой имитацион-
но-оптимизирующих моделей верхнего уровня для проектирования и управ-
ления в энерготехнологических агрегатах. Этот метод органически объеди-
нил воедино преимущества зональных и потоковых методов, наложив на них
дополнительные преимущества в виде синхронного моделирования гидроди-
намики процессов. Для решения конкретных задач могут использоваться от-
дельные элементы метода. В целом метод опирается на следующие основные
положения (см. рис. 4.123).
1. В основу решения системы D.325) положен многозональный подход (ме-
тод крупной сетки), связанный с разбиением системы из движущихся газов и
нагреваемых материалов, а также кладки на т объемных и п поверхностных
зон (см. рис. 4.123) и записью системы уравнений теплового баланса и тепло-
передачи (в записи радиационного члена через селективные коэффициенты
радиационного обмена А? и AJ) для зоны/ (в многозональной постановке).
С учетом динамической составляющей в уравнении D.325) система уравне-
ний в конечно-разностной (дискретной) интерпретации для зоны у приобрета-
ет вид:
т+п-1
где тип — число объемных и поверхностных зон модели; Ау и AJ — селек-
тивные коэффициенты радиационного обмена; g.. и g. — коэффициенты кон-
вективного обмена; Q — источниковый член; V. — объем зоны j; Т. и Т. —
температуры соответственно зон i и у; AT. — приращение температуры в зоне
у за шаг по времени Дт.
При этом динамика теплопереноса учитывается разбиением времени на ко-
нечные отрезки Ат с изменением температуры на этом шаге AT..
Важнейшей задачей численного решения систем уравнений математической
модели на основе ДЗУ-метода является стыковка системы зональных уравне-
ний D.325) (крупно-зональная сетка) с уравнениями переноса энергии в на-
греваемом материале и вязкой газообразной среде (см. уравнения D.326) и
308

D.327)). В этих средах осуществляется градиентный перенос, и для численно-
го решения уравнения применяются конечно-разностные методы с использо-
ванием относительно мелкой (узловой) сетки. Этой стыковки удалось достиг-
нуть усреднением узловых температур и, соответственно, приведением их к
среднезональным Т. для поверхностных и объемных зон (см. формулы D.326)
и D.330)).
2. Для нагреваемого материала и кладки-обмуровки используется уравне-
ние энергии и теплопроводности в движущейся среде для среды к в форме:
8Qk дВк ^ал
Ркск— +?kckwk— ^v^k*vk)-qmk =0 D.326)
дх дх
с условием сопряжения и усреднением температуры 9Ь на поверхностной зоне
77 (см. рис. 4.123):
Y,^T^-A%T%+-^(Tn~T0)Fn ; D.327)
1 = 1 Л G
TJn= j9fa^Fn, D.328)
где Хя и 5л — коэффициент теплопроводности и толщина пограничного слоя;
Г иГ0 — температура пограничного слоя и температура у поверхности; Fn —
площадь поверхностной зоныу'п; рк и ск — плотность и теплоемкость среды; 9^
— температура; wk — скорость движения в направлении х; кк — теплопровод-
ность; qm k — источниковый член.
Уравнения D.326)-D.328) соответствуют типичному случаю для практичес-
кого приложения: движению материала в направлении х и переносу теплоты
теплопроводностью в направлении у.
3. Применяется уравнение энергии и для потока несжимаемой вязкой жид-
кости (газа) - обрабатывающей среды (двумерный случай):
рс U— + рс„У— = — -?-L- —Н -?-L- — + q +qp, D.329)
дх ду дх у PrT J дх ду у PrT J ду
где рис — плотность и теплоемкость среды; U и V— продольная и попереч-
ная компоненты скорости; 9 — температура среды; \х и Ргт — коэффициент
турбулентной вязкости и турбулентное число Прандтля; q — мощность теп-
ловыделений за счет химических реакций; q° — теплота, подводимая излуче-
нием.
309

Для стыковки крупной и мелкой сеток предложено проводить усреднение
среднезональной температуры в зоне/ по соотношению:
TJ =
D.330)
I f i f i
'J 8
с определением плотности теплового потока, подводимого за счет излучения к
узлу (Р, у) в зоне/:
и оценкой результирующего потока тепла излучением к зоне/ по формуле:
где 8 — число узлов сетки; (Зу — узел; Af — коэффициент радиационного
обмена, пропорциональный покидающему зону/ потоку собственного излу-
чения.
Среднезональные температуры Т. используются в зональном уравнении
D.325); что и обеспечивает стыковку систем зональных и градиентных урав-
нений и проведение итерационных процедур.
Как указывалось, для реализации численного решения системы уравнений
D.326) и D.329) представляются в конечно-разностной (дискретной) форме с
применением сравнительно небольших шагов по координатам сетки Дх, Ау и
Az (мелкая или узловая сетки). Стыковка численных решений на зональной
(крупной сетке) по системе уравнений D.325) и на узловой (мелкой сетке) по
системам уравнений D.326) и D.329) проводится, как уже отмечалось, путем
использования усреднений температур D.328) и D.329). Для численного ре-
шения системы конечно-разностных нелинейных уравнений D.325) в сово-
купности с системами уравнений D.327) и D.329) могут применяться различ-
ные эффективные итерационные методы, обеспечивающие быстродействие и
сходимость алгоритмов: комбинированные неявно-явные схемы, метод Нью-
тона - Рафсона и др.
4. Данная система дополняется уравнениями сохранения массы и движения
(уравнением Навье - Стокса) для решения задачи гидродинамики в газовой
среде, причем турбулентная вязкость может определяться из "К-е" модели
турбулентности. Базовые уравнения неразрывности и движения были рассмот-
рены выше (см. уравнения D.283), D.285), D.287), D.288)).
310

В криволинейных ортогональных координатах, что имеет значение для сис-
тем со сложной геометрией (двумерный случай), уравнения неразрывности и
гидродинамики приобретают вид:
J=i
f- = 0, D.334)
ot дх,
где ЦК) — градиентный оператор; qjZ— источниковый член.
Оператор L(V) и конвективный источниковый член q. имеют следующую
форму:
D.335).
4i St{lj дх, I, дх]
j = 2 для i = 1 wj = 1 для / = 2.
Здесь х — криволинейные координаты; S — площади грани объема, / —
коэффициенты Ламе; ivij — индексы компонент.
Отметим, что уравнение типа D.334), по существу, является видоизменен-
ной частью обобщенного уравнения D.324) с основой на градиентном члене
L(V). В обобщенной форме подобного типа уравнение используется для ряда
переменных ср. (см. табл. 4.52) — кроме скорости V. — для энергии турбулент-
ных пульсаций К и их диссипации е, а также концентрации горючего и окис-
лителя с, В этом случае в рамках данной модели оно используется для вычис-
ления коэффициентов модели турбулентности К и s, а также для расчетов про-
цессов перемешивания и горения.
В самом упрощенном виде при принятии ряда допущений уравнения гидро-
динамики, включающие уравнения движения и неразрывности установивше-
гося течения, принимают вид (см. уравнения D.283) и D.287)):
(w, grad w)—div((i grad w) +—grad p - 0;
P P
div w = 0,
311

где р — давление; \а — коэффициент динамической вязкости.
Они справдливы для установившегося ламинарного течения. В реальных
условиях промышленных установок требуется, как уже отмечалось, учиты-
вать турбулентность потоков, принимая различные гипотезы для определения
уже так называемого коэффициента турбулентной вязкости, или коэффициен-
та турбулентного переноса импульса цт, используемого вместо значения д.
При учете турбулентности в газовой среде в уравнение переноса энергии вме-
сто значения X подставляется так называемый виртуальный коэффициент теп-
лопроводности А.т = |А/Ргт, где Ргт — турбулентное число Прандтля (см. уравне-
ния D.299) и D.329)).Т
В настоящее время реализация ДЗУ-метода и его отдельных элементов до-
ведена до прикладных программ. Как составные части этого метода разрабо-
таны дополнительные блоки: алгоритмы и программы. Это экспресс-методы
определения обобщенных коэффициентов излучения; двухэтапный метод
(Монте-Карло - линейная система) определения разрешающих угловых коэф-
фициентов излучения; 9-и, 2-х и многополосные модели спектров излучения
газов и модели излучения сажистых частиц пламени; определение локальных
характеристик; решение внутренней задачи теплопроводности на криволиней-
ной сетке; определение эффективной теплопроводности слоистых материа-
лов и штабелей огнеупоров; оценка рассеяния; расчеты угловых коэффициен-
тов при сложной геометрии; модели выгорания, подсоса и сажевыделения по
длине факелов, расчет эмиссии оксидов азота и др.
2.2. Процессы теплообмена во вращающихся печах
(по С. П. Деткову и А. Е. Еринову) [29]
Вращающиеся печи являются одними из наиболее распространенных теп-
ловых агрегатов при термической обработке сыпучих материалов. Они обла-
дают такими достоинствами, как высокая производительность, простота кон-
струкции и обслуживания. К их достоинствам относят и возможность автома-
тизации тепловых процессов в печи, хотя многие печи все еще недостаточно
оснащены контрольно-измерительной аппаратурой и автоматикой.
В качестве недостатков вращающихся печей следует отметить их большие
габариты (особенно длина) и занимаемые площади, высокую удельную ме-
таллоемкость и повышенный удельный расход топлива.
Можно перечислить более 30 различных видов материалов, обрабатывае-
мых во вращающихся печах при максимальной температуре технологической
шихты от 500 до 2000 °С. Обсуждаются перспективы еще более широкого их
применения, в том числе и в производстве ферросплавов. На предприятиях,
производящих алюминий и технический углерод, вращающиеся печи исполь-
312

зуются в следующих процессах: спекание глиноземных шихт; кальцинация
гидроксида алюминия; обжиг известняка; производство цемента из белитово-
го шлама; прокаливание кокса и антрацита.
Наиболее крупные вращающиеся печи в большом количестве (свыше 1000
единиц) используются в производстве цемента. Такие масштабы применения
и многолетний опыт эксплуатации печей обусловили широкое развитие ис-
следований и технический прогресс в цементной промышленности. Однако
достижения этой отрасли в других технологиях можно использовать с боль-
шими ограничениями. Для цветной металлургии, и в частности алюминиево-
го производства, необходимы собственные теоретические и эксперименталь-
ные исследования вращающихся печей. Например, методы расчета печей для
прокаливания углеродсодержащих шихт существенно отличаются от таковых
для получения цемента. Технология спекания бокситовых и нефелиновых шихт
также сложнее, чем производство цементного клинкера.
В табл. 4.53 приведены технические характеристики вращающихся печей,
действующих в различных отраслях промышленности и обслуживающих раз-
личные технологические процессы.
В этой таблице, кроме габаритных размеров печей и горелок, приведены и
эксплуатационные характеристики работы печей: максимальная температура
корпуса печи и расстояние от этой точки до головки печи. Обычно длина фа-
кела в печи примерно на 2-3 м короче этого расстояния.
В табл. 4.54 представлены данные по относительной длине вращающихся
печей, выпускающихся отечественной промышленностью.
Индексация марок наиболее крупных противоточных печей приведена по про-
екту стандарта "Печи вращающиеся общего назначения", составленному Ле-
нинградским НИИ химического машиностроения. Например, марка В3.5-70НУ-
02 соответствует вращающейся печи с внешним диаметром 3,5 м, длиной 70 м,
невзрывозащитной, с корпусом из углеродистой стали, с противоточной систе-
мой движения газов и материалов (с четным номером). Угол наклона оси печи к
горизонту составляет 1,2 и 3°. Эти печи относительно коротки.
В цветной металлургии они используются для прокаливания углеродных
материалов, обжига известняка, кальцинации гидроксида алюминия. Печи
спекания глиноземсодержащих шихт остались за пределами проекта стандар-
та. Один из крупных недостатков приведенных марок печей обусловлен их
общим назначением. Они не связаны с конкретной технологией, и поэтому
имеют одинаковый диаметр по всей длине.
Длинные вращающиеся печи имеют параметр L/Dh = 32-42. Они использу-
ются для спекания шихт по мокрому способу и при обжиге извести. Печи Ачин-
ского глиноземного комбината (АГК) в производстве спека и цементного клин-
кера имеют размеры 5x180 м.
313

fit
Спекшийся корунд
(98% А12О3)
Обожженный
огнеупорный
сланец
i
в
¦О
в
I
1
I
S
1
I
Н
J3
р

Таблица 4.54
Наиболее крупные печи по проекту общесоюзного стандарта
Марка печи
В2,5-ЗОНУ-О2
В2,5-40НУ-02
В2.5-40НУ-04
В2.8-35НУ-02
В2,8-40НУ-02
В2.8-45НУ-02
В2,8-50НУ-02
ВЗ-35НУ-02
LID
12,0
16,0
16,0
12,5
14,3
16,1
17,9
11,7
Марка печи
ВЗ-45НУ-02
В3.2-50НУ-02
В3.2-60НУ-02
ВЗ,5-25НУ-02
В3.5-60НУ-02
ВЗ,5-60НУ-04
ВЗ,5-70НУ-02
LID
15,0
15,6
18,9
7,14
17,1
17,1
20,0
Еще сравнительно недавно предпочтение отдавалось длинным печам, в ко-
торых проходят все стадии термической обработки, включая сушку. Такие аг-
регаты просты при изготовлении и обслуживании. Однако рост их производи-
тельности ограничивается одной из стадий, чаще всего подготовкой шихты.
Наблюдается тенденция к проведению подготовительных стадий, включая
дегидратацию и декарбонизацию, в запечных устройствах. Вращающаяся печь
предназначается для заключительной стадии термической обработки. Это на-
правление особенно эффективно там, где возможно дополнительное сжига-
ние низкосортного топлива, поскольку стадии подготовки шихты могут про-
ходить при температурах, не превышающих 1200 К. Длина печи резко сокра-
щается, а производительность агрегата увеличивается при тех же размерах.
Такие агрегаты, несмотря на усложнение, экономически более выгодны, осо-
бенно с учетом роста цен на топливо.
2.2.1. Математические модели тепловой работы вращающихся печей
Литература по математическим моделям тепловой работы металлургичес-
ких печей обширна. Но само множество моделей и существенные различия
для однотипных печей указывают на их несовершенство. Замкнутая система
уравнений часто составляется с упрощением и огрублением важнейших фи-
зико-химических процессов, особенно тепло- и массообмена. Недостаток ин-
формации восполняется подгонкой коэффициентов по опытным данным. Прак-
тическая ценность такого подхода незначительна, так как модель оказывается
частной, непригодной при изменении условий задачи.
Во вращающихся печах алюминиевой промышленности шихты проходят
сложные превращения. Например, при спекании шихт в зоне сушки пульпа
находится в пластическом состоянии, в зоне декарбонизации — близком к
псевдоожижению, в зоне спекания — вновь с некоторыми пластическими свой-
ствами при существенной доле жидкой фазы. Изменяются физико-химичес-
кие и теплотехнические характеристики шихты. Эндотермические реакции в
315

зоне декарбонизации увеличивают удельный сток энергии в несколько раз, тогда
как в значительной части зоны спекания могут преобладать экзотермические
реакции.
В цементной промышленности недостатки теории компенсируются обоб-
щением опыта работы множества агрегатов в течение длительного периода. В
алюминиевой промышленности такого опыта нет. Заимствование его из рабо-
ты печей с другими технологиями возможно лишь в ограниченной мере.
На рис. 4.124 показан температурный режим в цементной печи, действую-
щей с наливом пульпы. На кривых температуры шихты и футеровки характер-
ны схожие подъемы после удаления из пульпы физической влаги и провалы в
центральной части зоны декарбонизации. Температура футеровки в этом слу-
V
4-8%'
IV t 111
.10-14%.', 18-22%
И
28-32%
/
25-30%
t,°C
1600
800
Движение
сырьевой смеси
' Высокотемпературная
- часть печи A|0-15%)
20
40
60
80
L, м
Рис. 4.124. Изменение температур по длине цементной печи (мокрый способ производства с нали-
вом пульпы): I-V — зоны; 1 — газовая среда; 2, 3 — футеровка; 4 — шихта
11
2 34 567 89 10
Рис. 4.125. Изменение температур внутренней поверхности футеровки за один оборот цементной
печи: 1-10 — точки на внутренней поверхности футеровки; 11 — зернистый материал
316

кгУ(м-мин)
300 -
Рис. 4.126. Изменение температуры шихты A), пылеобразования B) и пылеосаждения C) по длине
вращающейся печи размером 3,6x150 м. (Спекание нефелиновой пульпы с ее наливом)
чае ближе к температуре шихты по сравнению с расчетами. Рис. 4.125 отража-
ет формы кривой температуры поверхности футеровки в течение одного обо-
рота. Нефелиновая пульпа в печах спекания проходит подобные состояния.
Температура шихты здесь изменяется по аналогичной кривой, что видно из
рис. 4.126.
Представленные результаты во многом неудовлетворительны. Температуры
среды и шихты осреднены по сечениям этих тел, тогда как они существенно
изменяются. Особенно важное значение имеет определение температурного
поля в слое шихты. Пренебрежение внутренним теплообменом в шихте при-
суще подавляющему большинству моделей, описанных в литературе. Очень
мало работ, в которых задачи внутреннего и внешнего теплообменов решают-
ся совместно.
По моделям тепловой работы зарубежных вращающихся печей расчеты про-
ведены при следующих допущениях:
• газ и материал перемешиваются в своих пределах идеально, смешивание
этих тел исключается;
• футеровка имеет в радиальном направлении бесконечно большую тепло-
проводность, а вдоль оси — нулевую; футеровка идеально изолирована от кор-
пуса печи и поэтому названа адиабатической;
• оба тела, газ и шихты, лишены специальных источников и стоков энергии;
в расчете учитывается обычная теплоемкость тел;
• все коэффициенты теплоотдачи: от газа к футеровке, от газа к слою, от
футеровки к слою при непосредственном контакте тел не зависят от темпера-
туры; по этому признаку модель названа конвективной.
Как видим, в модели снята проблема внутреннего теплообмена, тогда как
она может лимитировать теплообмен шихты в целом. Снято также тепловое
317

сопротивление футеровки. Поэтому модель заведомо завышает часть тепла,
переданную через футеровку, а следовательно, и полный тепловой поток. По
этим расчетам тепловой поток, аккумулированный футеровкой и переданный
затем слою, может превышать поток через открытую поверхность слоя более
чем в 3 раза. В реальных условиях эта часть составляет 10-30 % полного теп-
лового потока. Принимаются коэффициенты теплоотдачи заданными. В дей-
ствительности эти коэффициенты подлежат определению, что составляет цен-
тральное, наиболее трудоемкое звено расчета. Модель с реалистичными ре-
зультатами должна учитывать множество других явлений, еще не получив-
ших количественной оценки.
Задача заключается в последовательном освобождении математической мо-
дели от грубых допущений с одновременным упрощением математического
аппарата и сокращением объема вычислений. Рассмотрим важнейшие фраг-
менты математической модели тепловой работы.
2.2.2. Сопряженный теплообмен открытых поверхностей слоя шихты
и футеровки с печным пространством
Фиксированный элемент футеровки освобождается от слоя шихты при каж-
дом обороте печи. Еще чаще обновляется поверхность слоя шихты. Время
экспозиции составляет примерно 1-20 с, поэтому нагреваемые тела можно
считать массивными. Сопряженный теплообмен означает совместное реше-
ние внешней и внутренней нестационарной задач, в котором температура по-
верхности подлежит определению.
Печное пространство — система тел, состоящая из объема среды, окружен-
ного оболочкой из различных поверхностей, включая расчетную поверхность
нагрева. В пространстве происходят излучение, поглощение, отражение и рас-
сеяние лучистых потоков, а также конвекция среды.
Тепло к слою шихты на 70-90 % поступает через открытую поверхность из
печного пространства. Поверхность слоя представим "натянутой", плоской.
Поскольку ее температура задается постоянной, задача теплообмена стано-
вится внешней и стационарной.
При описании внешнего теплообмена печь рекомендуется представить в виде
радиационной и конвективной камер, или разделенной на эти части. В радиа-
ционной части плотность теплового потока на поверхность нагрева Fo вычис-
ляется по формуле:
qt= АЛМ^Т* ~ а,Т.\ D.336)
где е{ и ах — степень черноты и поглощательная способность объема печной
^реды; А„ — коэффициент поглощения поверхности нагрева; К, — коэффици-
ент многократных отражений и рассеяний лучистых потоков, безразмерный;
Я8

при записи формулы К, предполагается полная компенсация тепловых потерь
через футеровку конвективным потоком к ней, когда температура футеровки
исключается в расчете и может быть определена попутно. Конвективный по-
ток к поверхности нагрева учитывается посредством эквивалентной темпера-
туры излучающей среды
Тэ =тф + акA-ТЛ)/(АК,г1сТ3), D.337)
где Т — эффективная температура изотермической среды, вычислению кото-
рой посвящена специальная литература; ак — коэффициент теплоотдачи кон-
векцией, Вт/(м2-К). Формула D.337) получена при равенстве D.338) общему
граничному условию
qt = АХ,фХ ~ ахТ,4) + ак(Т- Т,).
Для конвективной части печи
qt = аЕ(Г- Г.).
где oCj, = ак + а — суммарный коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К). Коэффи-
циент теплоотдачи излучением находим по формуле
ар = ЛД,е,а(Г+ T,)(f + f,). D.338)
р
В формулы D.337) и D.338) входит температура поверхности нагрева, под-
лежащая определению. Поэтому расчеты проводятся итеративно с уточнени-
ем Т, на каждом шаге. Инженерный уровень расчетов не исключает использо-
вание ЭВМ, когда последовательные приближения легко реализуются. Фор-
мулы корректны, поэтому граница разделения печи на радиационную и кон-
вективную части может проводиться произвольно, например при температуре
среды 700 К.
Сопряженный теплообмен в конвективной части печи описан в теории теп-
лопроводности. Ниже рассмотрен теплообмен в радиационной части печи с
граничным условием D.336). В качестве начального условия принимаем тем-
пературы слоя с начала его пересыпания или элемента футеровки с момента
его высвобождения изотермическими по глубине с обозначением 7\ Затем тем-
пература в теле распределяется от Т, на поверхности до Гм по параболическо-
му закону.
Теплообмен с плоской поверхностью массивного тела. В качестве исход-
ного рассмотрим решение для плоской поверхности сплошного тела. В слу-
чае слоя шихты это — "натянутая" на него поверхность FQ, включающая хор-
ду. Для элемента поверхности футеровки это означает пренебрежение его ше-
роховатостью и кривизной.
319

Решение включает температуру Т, в безразмерном виде р = Т,/(ЬТэ) при на-
чальном значении Pmjn = TJ(bT^, Гм = Т, , где b = $Js/a — число, определяю-
щее неравенство приведенных значений степени черноты и поглощательнои
способности печного пространства е и а. При упрощенной записи формулы
D.158) 8 = A JC,ev a = AJC,av где 8, и ах — обычные степень черноты и погло-
щательная способность объема среды. Формула D.336) связывает мгновен-
ные значения Т, и q,, меняющиеся во времени.
Решение определяется двумя числами-аргументами:
Воэ =
Fo = -
где \ — коэффициент эффективной теплопроводности тела, Вт/(м-К); см —
его удельная теплоемкость, Дж/(кг-К); рн = рмA - ?) — объемная плотность кг/
м3, учитывающая порозность Ъ,; До — характерный размер, в качестве которо-
го целесообразно принять глубину прогревания массивного тела за период
обращения печи т0. При лучистом нагреве с постоянным потоком
где а = А, /[рмA - QcJ — коэффициент эффективной температуропроводнос-
ти, м /с^ _
При s = а (Ь = 1) имеется точное решение лучистого нагрева тела от источ-
ника с постоянной температурой 7, представленное на четырех номограммах
при Cmin = 0; 0,25; 0,5; 0,75. Часть чисел, снятых с номограммы при Cmin = 0,75,
приведена в табл. 4.55, где 0. = (р - Pmin)/A - Pmm).
Использование номограмм может дать результат невысокой точности из-за
интерполяции кривых по числам Воэ, Fo и особенно р : . Интересующая нас
область Pmjn является, по сути, экстраполяционной. Существенные искажения
могут внести пренебрежение конвективной составляющей теплового потока
и приближение постоянного коэффициента теплопроводности. Такое состоя-
Таблица 4.55
Безразмерные температуры поверхности футеровки ©, = (Р - Pmln)/A - Pmll])
Fo
0,10
0,25
0,50
1,00
Во
0,5
0,77
0,86
0,92
0,96
1
0,60
0,74
0,82
0,92
2
0,40
0,53
0,65
0,80
3
0,30
0,41
0,53
0,68
5
0,19
0,28
0,37
0,52
10
0,09
0,14
0,20
0,30
320

ние вопроса повышает интерес к простым методам, пригодным для инженер-
ных расчетов.
Предложено приближенное решение, в котором использовано понятие пере-
менной глубины прогреваемого слоя с параболическим изменением темпера-
туры по глубине. В отличие от точного, это решение зависит от одного аргу-
мента z = l,5Fo/Boa. В числа Воэ и Fo входит характерный размер Ао, но в
аргументе z он исчезает. В этой же работе обосновано предельно простое гра-
фическое решение. Оба приближенных решения сохраняются при учете раз-
личий степени черноты и поглощательной способности печного пространства.
При этом в безразмерные параметры введено новое число Ъ. Но аналитичес-
кое решение получилось довольно громоздким. Оно, впрочем, как и последу-
ющие более простые формулы, имеет неявный вид:
i-Jl-y 4
-2Pmir
2 + у
У2
Pmin
D.339)
Здесь Со — константа интегрирования,
р
2A-
min
PL
Pmin
f
8A
1
^min
-PL)'
i+
n
Pmin
3
32
P
1-P
min ^
min
min
Pmin
3
16ar min
2(i-PL) 8 i-PL 4
j4 \2
Расчету по D.339) при заданных Fo, Воэ, Pmin, b проводится итеративно. Тем
самым находятся температура поверхности футеровки Т, и плотность резуль-
тирующего потока q,. Температура внутри тела вычисляется по параболичес-
кому закону
где х < Ао — глубина, отсчитываемая от поверхности тела, м.
Расчет пригоден до Fo = 0,5, и этого достаточно для вращающихся печей.
Имеется также упрощенный метод. На графике в линейных координатах стро-
ятся две кривые:
Н. Лисиенко В.Г. и др.
321

2)приг»1
у-
У =
2A-Pmin)
D.340)
D.341)
На рис. 4.127 построены кривые по формулам D.339), D.340), D.341). Кри-
вая по D.340) близка к прямой. Кривая единого решения по D.339) проходит
ниже приближенной кривой по D.341), не касаясь ее при всех z. Для интерпо-
ляции следует использовать лекало. Смещение и кривизна интерполяционной
кривой устанавливаются по аналогии с приведенными сплошными линиями.
Данный метод имеет значительную погрешность и, кроме того, используется
только вручную. Ниже предложено предельно простое аналитическое реше-
ние, в котором понятие толщины прогреваемого слоя используется непосред-
ственно, без исключения в процессе решения. Как и прежде, в слое допускает-
ся параболическое изменение температуры. Аргумент получается в виде
D = -y/z/1,5 = vFo/Bo, s ^х3 • Tl. Видно, что увеличение температуры печной
среды в 2 раза эквивалентно росту времени экспозиции в 64 раза.
В формуле толщины прогреваемого слоя
D.342)
при граничных условиях первого рода сх =6/л/п =3,385. При граничных
условиях второго рода с2 = l,5/ierfc@) = 2,6586. В реальных условиях нагрева
о
0,8
1,2
Рис. 4.127. Функция y(z) по приближенной формуле D.161); отрезки кривых на ее флангах получены
по предельным соотношениям D.162) и D.163)
322

коэффициент с изменяется в промежутке [ср с2]. В задаче лучистого нагрева-
ния тела в печном пространстве с относительно стационарными условиями в
первые мгновения, когда температура поверхности изменяется несуществен-
но, с = ст Затем, со временем, коэффициент с возрастает.
При параболическом изменении температуры в слое Дш ее среднее значение
равно Г,/3. Условия теплообмена не изменяются, если считать подслой изо-
термическим с температурой Т, и толщиной А, = AJ3. Осредненная плотность
теплового потока на поверхности записывается феноменологически
q = рсмА,ДГ./х
или, с учетом D.342),
Мгновенная плотность теплового потока выражается следующим образом:
D.343)
Равенство правых частей D.336) и D.343) приводит к дифференциальному
уравнению
«ФА&б?р4) = 0) D344)
d\u yju с
где м = x/x ; 0 < м < 1; ДР = P - P . ; P . = pi „; x — полное время экспози-
max' ' ' ' • mm7 n mm • ' м=07 max x
ЦИИ.
Ниже принято p0 = Pmax = pl^,.
Уравнение D.344) является точным при q= q = const, когда с = c2. Нами оно
использовано в качестве приближенного при изменении плотности теплового
потока в связи с изменением температуры поверхности нагрева Г, с осреднен-
ным значением с.
Равенство q = q означает d$l dju = Др/Vc . Уравнение D.344) упрощается
в двух вариантах: в первом
и решение принимает вид
12Z)
1-р0

где
во втором варианте
с 1-р4
где Р < Р ^ Ро- В приближенном решении представим Р = «Ро и коэффици-
ент п определим путем подгонки по точному решению.
Окончательно:
3Z)_po-pmin
с 1-«Х
D345)
В первом приближении:
п0 = 0,65 + 0,35Pmin.
На рис. 4.128 сопоставлены результаты В. М. Боришанского с сотрудниками
(сплошные линии) численного решения дифференциального уравнения D.344)
(штриховые) и по простейшей формуле D.345) (пунктирные). "Точные" реше-
0
0,8
0,6
0,4
0,2
0"
4
В
о
Г
а
1
/
1
о
6
0,3
0,9
1,5
0,3
0,9
D"
Рис. 4.128. Зависимость безразмерной температуры 9 поверхности тела от безразмерного времени: а
— 5. = 0; б — В, = 0,75
324

5
1,1
1,0
0,9
0,8
*х
хз
?xx
х* х
X "
• х '
X
и х *
х.-
•
X
X
а
X
>
• х
¦
X *
х х
•
X
X ':
•
• — 2
; .
X
б
0,3
0,9
1,5
0,3
0,9
D
Рис. 4.129. Разброс приближенных решений по отношению к "точным" значениям, снятым с номог-
рамм в [4], 8: а — 5, = 0; б — В, = 0,75; 1 — по дифференциальному уравнению D.166); 2 — по
инженерной формуле D.167)
ния по номограммам нанесены кружками. Разброс точек объясняется зависи-
мостью их от двух аргументов — Воэ и Fo в отличие от зависимости одного D
у разных авторов. На рис. 4.129 показан разброс приближенных решений по
отношению к "точному". В целом предельно простая формула D.345), реко-
мендуемая для практики инженерных расчетов, дает результаты не хуже, чем
по другим приближенным методам. К сожалению, все приближенные анали-
тические решения получаются в неявном виде.
Теплообмен с зернистой поверхностью пересыпающейся шихты. Сколы
подслоев шихты с пересыпанием зерен приводят к периодическому обновле-
нию поверхности слоя. Несмотря на краткое время экспозиции, температура
на поверхности слоя под воздействием лучистого и конвективного потоков от
печной среды может значительно повыситься, что снизит теплообмен. Для
использования решений предыдущего раздела, в частности, простейшего
D.345) необходимо оценить среднее время экспозиции ттах = l/(nJV0) и влияние
кривизны частиц на их прогревание. Число сколов при одном обороте печи
Таблица 4.56
Число сколов слоя шихты на одном обороте печи
на переделах Ачинского глиноземного комбината
Передел
Спекание клинкера
Спекание
нефелиновой шихты
Обжиг известняка
Номер
печи
1
3
5
2
5
10
2
Параметры печи,
м
175x5,3x4,8x5,8
185x5
185x5
185x5
185x5
185x5
45x3
Скорость
вращения,
об./мин
1,05
1,20
2,14
1,54
2,10
2,35
ЛГа,
сколов/об.
17,0
20,5
10,1
9,9
7,1
6,4
Примечание
На границе зон спекания и
охлаждения
На глубине от разгрузочного
обреза. Футеровка набрана в
виде полос из кирпича и
шамота
Скатывание почти
непрерывное. Имеется порог
у обреза.
325

Рис. 4.130. Схема сколов слоя шихты при
вращении печи
аметр печи.
С учетом соотношений
Л/,=
легко определяется по секундомеру, если
слой в печи просматривается. Данные по
печам Ачинского глиноземного комбина-
та представлены в табл. 4.56.
Покажем, что число iV0 не зависит от за-
полнения печи и ее диаметра, а определя-
ется физико-химическим состоянием ших-
ты. Согласно рис. 4.130, No = nD/Al,, где
А/, — длина окружности футеровки, ос-
вобождающаяся при одном сколе или
скольжении шихты; D — внутренний ди-
/0 = Dsin(q>/2),
где /0 — длина хорды, м, ф — центральный угол, опирающийся на сегмент,
получаем
N0 = 2n/A4, D.346)
независимо от центрального угла ф и диаметра печи. Здесь
= Др„ sin р/д/sin2 р -sin2 a ;
ДР, = Pj - Р2 — разность углов откоса для начала и конца периодов ссыпания;
*F — то же в проекции на поперечное сечение печи; р — осредненный угол
естественного откоса; а — угол наклона оси печи.
Принимаем No = 24.
Из табл. 4.56 следует, что число No зависит от передела и может заметно
колебаться для данного. Согласно наблюдениям ДР, = 12-16. С учетом при-
ближенного равенства A*F « Др, по формуле D.346) имеем No = 22,5-30. Об-
щее число сколов в зоне с временем пребывания равно iV = JVot/to, где т0 = 1/и
— период обращения, с. Число N характеризует перемешивание шихты, ин-
тенсифицирующее внутренний тепло- и массообмен.
Время между сколами xmax = l/(nN0) по данным табл. 4.56 составляет 2,2-4 с
и имеет смысл максимального времени облучения элемента поверхности час-
тицы в печном пространстве.
Применительно к пересыпающемуся слою в формулу D.345) необходимо
ввести две поправки. Первая из них связана с шероховатостью поверхности,
непрерывно обновляющейся при качении и скольжении частиц. Фиксирован-
ный элемент dFQ "натянутой" поверхности за время ттах замещается реальны-
326

ми элементами поверхности частиц j раз. Для этих элементов время облуче-
ния сокращается в среднем в j раз. В формуле D.345) соответственно исправ-
ляется безразмерное время D:
Число j оценивается по модели пересыпания слоя. Пусть частицы имеют
сферическую форму и перекатываются двумя рядами. Третий ряд полностью
экранируется от лучей первыми рядами и поэтому на теплообмен не влияет
(точнее, его влиянием пренебрегаем). Первый ряд занимает "натянутую" по-
верхность Fo в доле 5j = л/4, и для него у, = 4. Это число получено как отноше-
ние поверхности шара к его главному сечению. Второй ряд занимает осталь-
ную часть поверхности Fo в доле 82 = 1 - (я/4), и для него j2 = я/A - л/4).
Получаем
j = У,8
,8,
Как видим, в знаменателе аргумента D появляется число ^Ц s 2,51. Вторая
поправка у вводится в виде множителя в правую часть формулы D.345). Она
учитывает кривизну частиц. При записи первых двух членов ряда для сфери-
ческих частиц
для цилиндрических
где аы — коэффициент температуропроводности собственно частиц, м2/с.
Расчеты по приведенным формулам показывают, что, несмотря на быстрое
обновление поверхности слоя, тепловой поток заметно снижается.
2.2.3. Теплоотдача от изотермической стенки
к плотному слою зернистой шихты
Часть тепла A0-30 %) аккумулируется футеровкой на ее открытой поверх-
ности, т.е. на большей части периметра, и затем передается слою шихты на
закрытой поверхности. Несмотря на относительно малую долю этого тепла,
оно в значительной мере способствует равномерности термической обработ-
ки шихты и повышению качества продукта. Теплоотдача к слою шихты опре-
деляет также амплитуду колебаний температуры поверхности футеровки, ко-
327

торая, в свою очередь, оказывает сильное влияние на стойкость футеровки,
образование на ней гарниссажа и настылей.
Период нагревания футеровки рассмотрен в предыдущем разделе. Период
охлаждения имеет длительность
t = lJ{nDn), D.347)
где /, — дуга контакта слоя с футеровкой, м; D — внутренний диаметр печи; п
— круговая скорость времени с~ .
Во всех лабораторных установках определяется осредненный по времени
контакта коэффициент теплоотдачи а от металлической стенки или к ней, прак-
тически изотермической. Теоретически важнее мгновенное значение коэффи-
циента теплоотдачи а, которое определяет мгновенную плотность теплового
потока
q = a(t, - tj,
D.348)
где t, и tK — температуры поверхности футеровки и материала (с осреднением
по его массе), °С. Контакт тел считается плоским. Зерна образуют со стенкой
контакт на небольшой поверхности, особенно с увеличением их диаметра.
Поверхности тел на большей части разделяются газом. Это резко уменьшает
теплообмен, особенно в начальный период, по сравнению с теплообменом
сплошного тела. Тепло распространяется от элемента контакта по все увели-
чивающемуся сечению зерна, пока не достигнет диаметрального сечения. В
этот период длительностью тд коэффициент теплоотдачи имеет постоянное
значение. На основе опытных данных для кварцевых песков с характеристи-
ками, приведенными в табл. 4.57, получено:
,074
D.349)
где d — диаметр частиц, мм.
В этот первый период:
Песок
1
2
3
4
„03,м
0,1575
0,3239
0,7940
1,0380
а,
АзРа-
&J(nx
д).
Характеристики кварцевых песков
К Вт/(м-К)
0,2128
0,2227
0,2506
0,2576
Рн, кг/м3
1235
1316
1475
1479
рш, кг/м3
1441
1429
1555
1548
а,-108, м2/с
19,06
20,09
20,77
21,45
р,Л0\
м-К/(Вт-с0'5)
3,6340
3,5672
3,2236
3,1867
Табл]
ад,
Вт/(м2К)
448
310
212
186
D.350)
<ца 4.57
То, с
0,376
0,817
2,140
2,850
328

где р = 2630 кг/м3, см = 775,8 Дж/(кг-К), рA - ^) = рнв — насыпная плотность в
условиях вибрации. Она использована по данным табл. 4.57.
Величины хд и ад, рассчитанные по D.349) и D.350), приведены там же.
Будем считать, что за время тд прогревается подслой с условной толщиной
Дд, затем — основная масса с коэффициентом теплоотдачи а,:
а, =
С момента х = тд тепловые сопротивления участков включены последова-
тельно, поэтому общий мгновенный коэффициент а определяется как
1
а
1
а.
¦ +
1
а»
или
а.
а а, 2ад
где erfc(x) = 1 - erf(x); при х-»0 erfc(x)—» 1 - 2х 14п ¦
Осредненный коэффициент
а = - ГаА = ^-ад+-
х J х х
сопоставлялся с экспериментом.
Наилучшее согласие получено при Ь, = 0,04 для всех номеров песков при
использовании характеристик табл. 4.57, что подтверждает правильность тео-
ретической оценки формулы a D.351).
2.2.4. Температура поверхности футеровки при вращении печи
Предположим, что в начальный момент контакта футеровки со слоем шихты
она изотермична по глубине. Из теории теплопроводности сплошных тел из-
вестно, что в случае постоянного коэффициента теплоотдачи ад температура
поверхности тела уменьшается по формуле
^^ D.352)
t** ~ 'м
329

где
у, =адл/а.т /X..
Другой крайний случай резкого снижения коэффициента теплоотдачи по
уравнению
D.353)
получается при контакте двух изотермических тел, когда с первого момента на
поверхности устанавливается постоянная температура tk:
t*. — t.. К
Здесь t., — температура в глубине футеровки (ее начальная температура);
К = д/Х.с.р./(Хэрнвсм) — характеристика тепловой активности футеровки по
отношению к нагреваемому телу.
По аналогии с D.352) можно записать
——— = /(w) = (expw2)erfcw,
U* - tM
где и^
Получаем простейшую аппроксимацию
или
Ду) = —1—. D.354)
1 •
с погрешностью до 16 % при у = 1. Такова максимальная погрешность исполь-
зования формулы D.352) при резко переменном коэффициенте а по D.353). В
случае применения а по D.351) погрешность D.352) будет меньше, поскольку
зависимость от времени более слабая.
Попутно установим более точную аппроксимацию функции fly). При сохра-
нении правильных пределов у = 0 иу—><х> формулу D.354) видоизменим следу-
ющим образом:
эзо

f( )-
Погрешность при с, = 0,9 не превышает 1 %.
Теперь, зная мгновенный коэффициент теплоотдачи D.351), объединим пе-
риоды нагревания и охлаждения футеровки в совместном расчете по D.345) и
D.352). Шамотная футеровка в печи вращается со скоростью п = 0,03 об./с. Из
периода обращения т.0 = 33,Зи10с она контактирует со слоем частиц нефтя-
ного кокса, имеющих диаметры 0,1, 1 и 4,7 мм. Согласно формуле D.349),
начальный период тд для частиц с d = 4,1 мм равен 14,4 с, поэтому коэффици-
ент теплоотдачи для них постоянен. Для мелких частиц (с d= 0,1 мм) он силь-
но уменьшается. На рис. 4.131 показаны кривые при температуре шихты Г =
= 900 К и температуре газов 1100 К. Остальные многочисленные данные обыч-
ны. Как видим, диаметр частиц оказывает существенное и противоречивое
влияние на теплообмен. Петля периода охлаждения для частиц с d = 1 мм
обусловлена тем, что аргументом формулы D.352) является число Тихонова
у = a^jatx/X* , где при монотонном росте х величина а вначале постоянна, а
затем резко уменьшается, и критерий теряет монотонность изменения.
В заключение отметим, что футеровка в начальные моменты периодов на-
гревания и охлаждения неизотермична по глубине. В действительности коле-
бания температуры поверхности футеровки будут более резкими, чем по при-
веденному расчету. Данные наблюдений на действующей цементной печи при-
водились на рис. 4.125. Однако, оценивая их, следует учесть большие затруд-
нения при измерениях температуры даже гладкой поверхности, а шерохова-
той — тем более.
t.,°C
770
760
750
740
3
'/У
1
1
X
о
10
20
30 т, с
Рис. 4.131. Циклическое изменение температуры поверхности шамотной футеровки в цечи с части-
цами нефтяного кокса диаметром 0,1 G), 1 B) и 4,7 мм E); ?м = 627 °С
331

2.2.5. Теплоотдача конвекцией
Большая относительная длина вращающейся печи и некоторая осевая сим-
метрия позволяют упростить и уточнить расчет конвективного теплового по-
тока. Приведем пример расчета.
На практике широко используются эмпирические формулы, связывающие
критерии Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля:
Nu = ар/к, Re = GDJfpV, Рг = vcplX,
где ак — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К); А, — коэффициент теплопро-
водности, Вт/(м-К); Вэ — эквивалентный внутренний диаметр трубы, м;/—
сечение газового потока, м ; G — массовый расход газа, кг/с; р — плотность
газа, кг/м3; v — кинематический коэффициентвязкости, м2/с.
Можно использовать обычную запись Re = wDJv, где w = G/т, если величи-
на р определяется при среднемассовой температуре газа; w — среднемассо-
вая скорость газового потока, м/с.
В расчетах ориентируются по формуле для полностью развитого турбулент-
ного потока
Nu0 = 0,023Re0l8Pr0'4.
В развернутом виде
аю = 0,023?t(vv/vH!8Pr0'4/D30'2.
Плотность конвективного теплового потока на "натянутой" поверхности слоя
шихты вычисляется по формуле
где Г, и Г— температуры поверхности и среднемассовая газового потока, К.
В записанных формулах ?>э = AfllJ, где П — периметр газового потока. Для
вращающейся печи с идеализированным заполнением
В -р 2л
27i-2sin((p/2)-(p '
Здесь D — внутренний диаметр печи по футеровке, м; <р — центральный
угол, опирающийся на сегмент шихты, рад. Половинное заполнение при ц> = п
можно считать предельным. Тогда ?>э « 0,315?>.
Для дымовых газов среднего состава можно принять:
Рг = 0,64 - 0,1@, - 0,4), ©, = 7/1000,
332

X = 0,47 + 0,086@, - 0,4) + 0,0016@, - 0,4J,
vlO6 = 57,8 + 160@, - 0,4) + 40@, - 0,4J.
Коэффициент аю сравнительно мало уменьшается с ростом температуры.
Влияние скорости потока значительно сильнее.
Рассмотрим связь числа Рейнольдса с исходными параметрами. Вначале
вычисляется теоретический объем продуктов горения при нормальных усло-
виях. Для всех твердых топлив, кроме сланцев,
+1\
1000 ^ 100 J
где QJ — низшая теплотворная способность топлива, кДж/кг; № и А?~— влаж-
ность и зольность рабочего топлива, % (масс).
При сжигании сланцев, нефти и мазута
1000
При сжигании природного газа с учетом влаги
К0 = 0,2818-^ + 0,4.
1000
С учетом избытка воздуха а0 объем продуктов сгорания увеличивается:
F = F0 + И(а0 - 1).
Для всех видов твердого и жидкого топлива
1000
а для газообразного топлива
Vr°= 0,2621-^5-.
1000
Фактический объем продуктов сгорания в условиях печи вычисляется по
формуле
f 1,01310s
" ГТО Р-Ар '
333

Tie P и Ар — барометрическое давление и разрежение в печи, Па; То = 273 К.
Среднемассовая скорость вычисляется по формуле
_ 4V
w =
де *F — коэффициент заполнения. Коэффициент кинематической вязкости
¦фодуктов сгорания находится по формуле, записанной выше.
Непосредственное использование формулы ам дает заниженные коэффици-
:нты теплоотдачи. Она не учитывает шероховатость поверхности теплообме-
ia. Кроме того, турбулентный поток можно считать установившимся лишь на
!есьма удаленных от входа участках трубы ((L/DJ > 30-50). Вращающиеся
ючи алюминиевой промышленности в этом случае оказываются короткими.
В практических расчетах интенсификацию теплообмена определяют с по-
дошью коэффициента усиления числа Нуссельта Nu = 4/Nu0. Рассмотрим вход-
юй участок обычной трубы с незапыленным потоком. Коэффициент *Р мак-
:имален на входе в трубу и постепенно уменьшается до единицы, причем его
начения умеренны. Установлено, что кривая *?(L) зависит от шероховатости
юверхности теплообмена, начальной турбулизации потока, наличия в потоке
реды взвешенной фазы и ряда других причин. Перечисленные факторы со-
;раняются в действующих печах с факелом. Вместе с тем факел существенно
•тличается от обычных сред по структуре потока и физическим свойствам,
ак как сильное влияние оказывают процессы горения, приводящие к резкому
вменению удельного объема среды, а также тепловые потоки, порожденные
[еоднородностью температурного поля. В случае факела кривая ?(?) имеет
[ругой вид, и ее уровень значительно выше такового при обычном течении
шдкости.
Согласно работам ВНИИ металлургической теплотехники (ВНИИМТ), про-
еденным на опытной огневой модели в виде цилиндрической камеры с коак-
иальными струями, факел при расширении достигает стенки камеры на рассто-
нии L, = c(D - d), где d — диаметр воздушной фурмы, с — эмпирический
оэффициент. В этом месте начинается зона рециркуляции продуктов горе-
!ИЯ.
Для вращающейся печи можно принять Z, = 4,2(D - d-H), где Н—толщина
егмента слоя в диаметральной плоскости. Установлено, что коэффициент *F
рстигает максимума на расстоянии Lm = 0,67L, от среза горелки. Появление
аксимума можно объяснить уменьшением в данном месте толщины погра-
ичного слоя в результате дополнительной турбулизации потока среды благо-
аря встречному движению среды в зоне рециркуляции. Это возмущение по-
ока распространяется дальше по движению факела в печи. Поэтому за мак-
имумом коэффициент *Р уменьшается плавно и непрерывно.
34

Путем обработки опытных данных, опубликованных в работах ВНИИМТа,
получена аппроксимационная формула:
*Р = 1 + exp(-0,07L) + 0,18Гехр(-0,ЗГ).
Здесь L — расстояние от среза горелки, м; коэффициент Ш достигает макси-
мального значения при L = 10 м.
Если задать производительность печи по готовому продукту G (кг/с), удель-
ный расход топлива у (кДж/кг продукта), теплотворную способность топлива
Q* (кДж/нм3), то расход газа на печи
С использованием записанных выше формул объема продуктов сгорания на
единицу топлива при численных данных: QJ = 35,59 МДж/нм3, G = 6 кг/с; у =
= 5,86 МДж/кг, Г = 1900 К, р = 50 Па, Ъ = 3 м, ср = 100°, а0 = 1,15 —
получено: w= 11,5 м/с, Re = 1-Ю5.
Все среды вращающихся печей цветной металлургии значительно запыле-
ны, что заметно усиливает конвективный теплообмен. Согласно Р. А. Бахтио-
зину и 3. Р. Горбису, коэффициент усиления числа Нуссельта только за счет
запыленности потока в вертикальной гладкой трубе без учета радиационной
составляющей можно вычислить по формуле
где Re = wDJv; ReT = wdjv; dT — диаметр частиц; сие — весовые теплоем-
кости твердой и газовой фаз; ц = GJGr; GTnGr — весовые расходы твердой и
газообразной фаз, кг/с. Остальные обозначения общепринятые.
Формула со средней погрешностью 17 % справедлива при Re = G - 65)-10 ;
ReT = 5 - 300; 0,84 < eje < 1,03; ц = 0-32; DJdT = 12-133; D3 и J изменились в
2,75 и 15 раз.
Как видим, с ростом среднемассовой скорости w число Ч* уменьшается и,
следовательно, относительное влияние частиц падает в связи с увеличением
турбулизации газовой фазы. Свойства частиц на теплообмен практически не
влияют, так как все интересующие нас материалы имеют близкие плотности и
удельные теплоемкости. Уменьшение размера частиц усиливает теплообмен
при прочих равных условиях.
Отмеченные явления объясняются уменьшением толщины пограничного
слоя, представляющего основное тепловое сопротивление, частицами пыли.
С ростом скорости потока это уменьшение обеспечивается самим газом, и роль
частиц относительно падает.
335

В печи, расположенной горизонтально, в отличие от лабораторной установ-
ки, концентрация частиц увеличивается с приближением к поверхности слоя
под действием поля тяготения, что усиливает теплообмен.
Сильное влияние концентрации пыли на теплообмен наглядно проявляется
в опытах с хромомагнезитовой пылью в горизонтальной гладкой трубе,
когда ?=1 + 1,43ц.
Для сравнения с коэффициентом ак, коэффициент теплоотдачи излучением
оценим по формуле
ал =
где к — коэффициент, учитывающий многократные отражения лучистых по-
токов в печи; е, — степень черноты объема среды. В зоне факела а, » ак
суммарный коэффициент теплоотдачи а = а^ + ал определяется вторым чле-
ном.
2.2.6. Система двух дифференциальных уравнений теплообмена
Теплообмен в вытянутых печах типа нагревательных, вращающихся и т.п.
описывается по одноразмерной схеме Смирнова (рис. 4.132). Взаимодействи-
ем тепловых зон dL или AI пренебрегают. Практическая целесообразность
такого упрощения показана в работах А. С. Невского и др. Элементарная зона
dL облучает поверхность слоя или футеровки на расстояниях не менее 0,5D
ничтожно мало. Поэтому даже при максимальных осевых градиентах темпе-
ратуры среды, встречающихся на практике, учет взаимодействия зон не игра-
ет существенной роли. Модификации одноразмерной схемы заключаются в
учете осевого взаимодействия зон в обеих средах. Ниже такие поправки об-
суждаются подробнее.
Дифференциальные уравнения представляют балансы тепловых потоков в
элементарной зоне или в ее частях.
Баланс теплоты элементарного объема шихты. Уравнение теплового ба-
ланса элемента объема вещества известно:
—»
т
1
I
т.
Рис. 4.132. Элементарная тепловая зона во вращающейся печи. Температуры: Т -— эффективная сре-
Ч>1 ;Т0 -— поверхностного подслоя толщиной Д; Гм — среднемассовая слоя
136

dx
D.355)
где см — теплоемкость материала, Дж/(кг-К); Тм — его температура, К; рн =
= рмA - %) ¦— насыпная плотность, кг/м ; рм — плотность материала частиц,
учитывающая их внутреннюю пористость; % — порозность слоя, безразмер-
ная; gM — удельная мощность источников тепла, Вт/м3; qM — плотность теп-
лового потока, проходящего через элемент объема по всем механизмам пере-
носа, Вт/м2; d — промежуток времени, с.
Если учитывать только механизм теплопроводности, то D.355) представля-
ет собой известное дифференциальное уравнение Фурье.
Источники тепла в элементе объема, положительные и отрицательные, уч-
тем лишь в виде различных химических реакций, но опустим, например, джо-
улево тепло. Для г'-й реакции в шихте
D-356)
Здесь г. — удельная теплота /-й реакции, Дж/кг; <йр.° — ее долевое протека-
ние за время dx. Величина ф нормируется в интервале [0; 1].
При подстановке формулы D.356) уравнение D.355) упрощается:
^ =0, D.357)
где см=см~У\ r;<Ap; / dTM — приведенная удельная теплоемкость шихты, учи-
i
тывающая протекающие в ней реакции; ditp — доля протекания (степень за-
вершенности) /-й реакции при изменении температуры шихты на величину
dT . При этом можно учесть и отклонение реакций от равновесных состояний,
соответствующих температуре 1\ Экзотермические реакции имеют положи-
тельное значение г.
Тепловой баланс элемента длины слоя шихты. В зоне dL было бы целесо-
образно учесть неоднородность параметров по сечению слоя и включить в
расчет уравнение D.357). Однако распределение параметров по сечению слоя
неизвестно, его приходится осреднять. Отдельно учитывается лишь тонкая обо-
лочка открытой поверхности слоя с температурой То и пренебрежимо малой
массой.
Тепловой баланс элемента dL слоя шихты получим по формуле D.357) пу-
тем умножения на сечение слоя/= ШпО2/^, где D — внутренний диаметр печи
по футеровке, м; 4х — коэффициент заполнения, безразмерный.
337

Дивергенция плотности теплового потока принимает теперь конкретное зна-
чение
D.358)
где 8V =fAL — объем участка шихты длиной AL; индекс к перечисляет все
участки поверхности 8FX выделенной зоны AL. Важно отметить, что в этом
пункте расчета теплообмен вдоль оси печи принят пренебрежимо малым, точ-
нее, дивергенция теплового потока в направлении оси равна нулю; учитыва-
ется теплообмен лишь через поверхности, примыкающие к печному простран-
ству и футеровке. Вместо выражения D.358) запишем
-fdWqM=qpOlo+qpJ., D.359)
где q и q , — плотности результирующих тепловых потоков на верхней и
нижней поверхностях слоя, Вт/м ; /0 и /, — длины хорды (точнее, открытой
границы) и дуги контакта с футеровкой для слоя шихты, м. Уравнение D.357)
с учетом D.359) преобразуется так, что все члены имеют смысл мощности
теплообмена на единице длины слоя шихты
МГН j 1 p\JU Пр*""'
С использованием формул скорости поступательного движения шихты dt =
= dLlw и производительности G =fpHw уравнение теплового баланса прини-
мает вид:
Jo+яЛ- D-360)
— м |Т 1 пи и j п* *
dL
Тепловой баланс элемента длины печной среды. Уравнение баланса запи-
сывается аналогично D.360). Различие состоит в том, что в данном случае по-
нятие приведенной теплоемкости не используется. В формуле D.360) источ-
ники или стоки энергии определенно связаны с искомым температурным по-
лем, и поэтому понятие с было удобным. Поскольку в среде связь источников
и стоков с температурой обычно неясна, источники следует учитывать отдель-
но. Одновременно в этом члене учитывается дивергенция осевых потоков, так
как в среде она более существенна, чем в слое. Дифференциальное уравнение
принимает вид
D.361)
338

где Vr — объемный расход среды, приведенный к нормальным условиям, нм3/
с; ср — удельная теплоемкость среды, Дж/(кг-К); рг — плотность газа, кг/м3; Т
— температура среды, К; g — удельная мощность источников энергии в сре-
де, Вт/м3. Знак "минус" слева относится к противотоку среды и шихты. Он
вносит единственное отличие в уравнении противотока или прямотока при
тех же начальных и граничных условиях.
Учет продольной диффузии частиц в слое шихты. Диффузией частиц на-
зывается случайное ускорение или замедление их поступательной составляю-
щей движения в слое шихты, равновероятное в обоих направлениях. Такие
явления, как различия пробегов крупных и мелких, более и менее плотных
частиц при их пересыпании, подъем в газовую фазу и оседание пыли, не отно-
сятся к диффузии, поскольку имеют однозначное отклонение поступательной
скорости от среднего значения.
Диффузию частиц следует учитывать в математической модели теплообме-
на во вращающейся печи кальцинации глинозема. По мнению ряда авторов,
только так можно получить согласие расчетов с опытными данными. Коэффи-
циент диффузии при этом принят чрезвычайно завышенный (D = 0,334 м2/с).
При диффузии происходит дополнительный теплообмен между зонами, на-
ложенный на продольную теплопроводность шихты из относительно непод-
вижных частиц. Формально продольные теплопроводность и диффузия учи-
тываются одним из членов уравнения баланса мощностей зоны толщиной dL.
По смыслу это дивергенция осевого потока тепла:
где X — коэффициент продольной теплопроводности шихты, учитывающий
все механизмы переноса энергии при неподвижных частицах, Вт/(м-К); D —
коэффициент макродиффузии, сформулированный выше, м2/с.
Балансовое уравнение принимает вид
В одной из работ описана линия скатывания частиц по поверхности слоя,
наклоненная к горизонту под углом естественного откоса р. Она отклонена от
поперечного сечения печи на угол е, причем
tgg = sina/-y/sin2p-sin2a .
Здесь a — угол наклона оси печи к горизонту. Среднемассовый путь скаты-
вания близок к B/3)/0, где /0 — длина хорды, стягивающей поверхность слоя.
339

Значения осредненных отклонений AL, по обе стороны от средней линии
скатывания следует определять по данным наблюдений. В расчете, заведомо
завышающем коэффициент диффузии, принимаем AL, = 0,1 •( /3)/0, т.е. среднее
отклонение составляет 10 % длины скатывания. Величину AL, в среднем про-
ходят в ту или иную сторону от средней линии все частицы за время х, = /,/
(nDn), где /, — длина дуги контакта слоя шихты с футеровкой в сечении печи;
D — внутренний диаметр печи, м; п — круговая скорость вращения, с' . По-
этому средняя диффузионная скорость частиц шихты вдоль оси печи состав-
ляет w = AL» / х,.
В молекулярной физике коэффициент диффузии вычисляется по формуле
D= УivAL,> гДе AL, — средняя длина свободного пробега. В данном случае
вместо хаотического движения молекул по всем направлениям рассматрива-
ется движение только вдоль оси печи. Поэтому в формуле множитель 73 сле-
дует опустить. Получаем:
D = wAL, = ДЙ /т. = 0,01D/9Oi/02Dw/Z,.
При D = 3 м, п = 0,03 с~1 A,8 об./мин), *? = 0,121 (ср = 100°) имеем /0 = 2,2982 м,
/, = 2,6180 м, D = 2,5-10~3 м2/с, что на два порядка меньше значения принима-
емого обычно. В уравнении D.362) определим усиление эффективной тепло-
проводности шихты за счет макродиффузии частиц: DcMpH =3,2-103 Вт/(м-К),
где см = = 1600 Дж/(кг-К) для кокса при 700 °С, рн = 800 кг/м3. Этот член более
чем на три порядка превышает величину Я,. Окончательно вопрос целесооб-
разности включения данного члена в баланс мощностей решается в числен-
ном расчете. На довольно длинном участке нагревания сухого кокса вторая
производная от температуры шихты &Т /dL2 близка к нулю и диффузия оказы-
вается незначительной.
В данном расчете исключены зоны кальцинации вращающихся печей про-
каливания гидроксида алюминия, нефтяного кокса и спекания шихт, включа-
ющих известняк. При бурном выделении газообразных продуктов разложе-
ния шихта приходит в состояние, близкое к псевдоожиженному. Коэффициент
самодиффузии при этом существенно увеличивается. Таким образом, значе-
ние D = 0,334 м2/с, указанное выше, завышено.
Удельная мощность источников энергии в среде. Выделение энергии в
единице объема среды происходит за счет источников различного происхож-
дения. При осреднении их по объему
Я = Я + Я,
где gxmt получается за счет реакции горения топлива и других физико-хими-
ческих превращений фаз, включая взвешенную пыль, gx — за счет диверген-
340

ции осевого лучистого потока, положительные знаки —при экзотермических
эффектах.
В упрощенном расчете можно ввести еще один, всегда отрицательный член,
определяемый потерями через футеровку. Для вращающейся печи
g =nD q /[A - 4OD2/4],
Опот внеш"пот Lv ' ¦"
где Dm — внешний диаметр, м; qnm — плотность потерь на поверхности кор-
пуса печи, Вт/м,
t. и t0 — температуры поверхности корпуса и окружающего пространства, °С;
а0 — коэффициент теплоотдачи корпуса по механизмам излучения и конвек-
ции,
а0 = 7 + 0,045*,
В этом случае футеровку в расчетах теплообмена следует принять адиаба-
тичной, т.е. идеально изолированной. Если потери через корпус относительно
велики, то они существенно отражаются на температуре внутренней поверх-
ности футеровки и, соответственно, на участии ее в теплообмене; указанное
упрощение вводить нельзя. Дивергенцию лучистого осевого потока оценим
для серой среды на достаточном удалении от ее границ. В сечении среда со-
стоит из левого и правого полупространств. В одном полупространстве на глу-
бине x-kL объемная плотность лучистого потока:
Л,, = 3?[0,7104 + х - 0,1331ехр(-3,7т)],
где к — коэффициент ослабления, м; q — плотность полусферического ре-
зультирующего потока, постоянная в среде без источников (при g = 0), Вт/м2; L
— расстояние по оси печи, м.
Температура среды на глубине т рассчитывается по равенству
Определим глубину среды, на которой черная поверхность с температурой Т
дает тот же поток q, в предположении отсутствия поглощения. Глубина т на-
ходится путем решения трансцендентного уравнения и равна х0 = 0,62. Эф-
фективная толщина слоя при этом тэ « 1. Другими словами, условная черная
поверхность находится на эффективной глубине одного среднего свободного
пробега кванта энергии.
Используем описанный прием в нашем расчете для вращающейся печи. Рас-
смотрим взаимодействие /-й зоны с двумя соседними зонами / и к. На рис. 4.133
341

0,62/F
0,62/yt
Рис. 4.133. Схема для оценки дивергенции осевого лучис-
того потока; г, г+, г — сечения среды на расстояниях сред-
него свободного пробега кванта энергии в проекции на ось
печи
показана схема переноса энергии на некоторой позиции i, отсчитываемой от
холодного обреза. Производная температуры газа в осевом направлении на
позиции / (dT/dL). может быть найдена по конечным разностям. Выделим по
обе стороны от сечения i сечения /+ и i на расстояниях AL = 0,62/к, где к = а +
+ Р — коэффициент ослабления. Температура в выделенных сечениях запи-
сывается в виде
Т+. = Т. + (dT/dL)ALT. = Т. - (dT/dL)ALa.
Плотности результирующих потоков
Дивергенция равна разности потоков, отнесенной к расстоянию 2AL :
Величина gji по данной оценке получается невысокой, поэтому метод Смир-
нова, пренебрегая величиной gn, дает обычно неплохие результаты. Если фун-
кция Т(L) увеличивается с ростом L линейно, то дивергенция потока равна
нулю, хотя сам по себе поток может быть большим.
2.3. Интенсификация теплообмена во вращающихся печах
В настоящем разделе не обсуждаются возможные изменения угла наклона
оси и скорости вращения печей, локальные увеличения диаметров. Эти ме-
роприятия требуют существенных затрат и часто не оправдывают себя. Боль-
шинство печей имеют одинаковый диаметр по всей длине, лишены внутрен-
них теплообменных устройств, снабжены простейшими приспособлениями
для возврата уловленной пыли. Попытки модернизации печей в этих направ-
лениях часто вызывают возражения. Например, указывается на ослабление
футеровки, имеющей и без того недостаточную стойкость, снижение качества
продукта и другие последствия. Усложнение конструкции и ремонты должны
быть оправданы улучшением показателей тепловой работы агрегатов. Здесь
имеются существенные резервы. Ниже обсуждаются известные мероприятия
по интенсификации тепло- и массообмена в печах по данным С. П. Деткова и
А. Е. Еринова.
342

2.3.1. Подача оборотной пыли или компонентов шихты в факел
Подача пыли в печь с горячего конца может затормозить процессы горения,
привести к недожогу топлива и неустойчивой работе факела. Во избежание
этого предложено устройство, показанное на рис. 4.134. Пылепровод 1 разме-
щен в воздушном канале 2 топливной форсунки 3. Концевая часть пылепрово-
да вынесена из воздушной фурмы и расположена в патрубке 4 с зазором. Струя
пыли подается сжатым воздухом в печь, попадает в зону факела и спекается во
взвешенном состоянии. Пыль не препятствует формированию факела, посколь-
ку пересекается с ним за пределами зоны испарения и разложения топлива.
Концевая часть пылепровода охлаждается воздухом, что не только повышает
долговечность устройства, но и стабилизирует поток пылевоздушной смеси.
Описанное устройство было внедрено на ПО "Акмян-цементас".
На рис. 4.135 показана схема подачи оборотной пыли на печах 5x185 м спе-
кания нефелиновой руды по рекомендации ВНИПИ алюминиевой и магние-
вой промышленности. Пыль вдувается над мазутным факелом и падает к под-
ножию пересыпающегося слоя шихты. Более полная по сравнению с первой
схемой подготовка пыли способствует ее усвоению шихтой.
1 2 3
I / /
у
2
Рис. 4.134. Подача пыли в цементную печь через горелочное устройство
Рис. 4.135. Подача уловленной пыли в печь спекания нефелиновой шихты 5x185 м с мазутным факе-
лом: / — мазутная форсунка; 2 — пылепровод; 3 — подача мазута; 4 — подача распылителя; 5 —
подача пыли
343

2.3.2. Внутренние теплообменные устройства
Вращающиеся печи цветной металлургии, за редким исключением, имеют
постоянный диаметр по длине. Между тем шихта при термической обработке
проходит через различные состояния, скорость ее поступательного движения
неравномерна. Внутренние устройства задерживают материал там, где его ско-
рость слишком велика, и увеличивают поверхность контакта шихты с тверды-
ми телами и газовой средой. В любом случае они интенсифицируют внешний
и внутренний тепломассообмен. В более широком смысле их можно назвать
задерживающими, теплообменными, перемешивающими устройствами.
Пороги, полки, выступы, лопасти и прочие теплообменные устройства на
внутренней поверхности вращающейся печи позволяют существенно повы-
сить коэффициент теплоотдачи к шихте на единице длины печи, а также каче-
ство продукта за счет увеличения времени термической обработки и переме-
шивания. Вместе с тем такие устройства часто ослабляют футеровку, тогда
как ее стойкость и без того низкая, и удорожает узлы печи. В печах кальцина-
ции гидроксида алюминия разрушения футеровки приводят к загрязнению
продукта оксидом кремния. При прокаливании коксов и антрацитов обломки
футеровки также переходят в электродную массу и загрязняют продукт при
использовании электрода, не говоря уже о снижении электропроводности элек-
трода и соответственного увеличения расхода электроэнергии. Кроме того,
внутренние устройства могут существенно увеличить унос пыли, который часто
составляет величину, сопоставимую с производительностью агрегата.
Известно, что в печах кальцинации гидроксида алюминия коэффициент за-
полнения в средней части составляет 2-3 %, что в несколько раз ниже нор-
мального. Однако все попытки его увеличения на практике не дали положи-
тельных результатов. В данном случае внутренние устройства не только сни-
жают стойкость футеровки. При этом глинозем загрязняется ее обломками,
тогда как требования чистоты продукта ужесточаются.
В настоящем разделе рассматриваются наиболее испытанные конструкции
внутренних теплообменных устройств.
Теплообменные устройства у холодного обреза при сравнительно низких
температурах могут выполняться из металла. Элементы ячейкового, ковшово-
го, лопастного типов захватывают часть материала и могут вызвать резкое
повышение уноса материала из печи. Перегребающие устройства плугообраз-
ного типа не приводят к сильному увеличению уноса пыли, но и, в то же вре-
мя, не дают желательной интенсификации теплообмена. Целесообразность и
выбор теплообменных устройств определяются конкретными условиями.
Теплообменник типа "обратный винт". Институт "Новороссгипроцемент"
разработал и внедрил на цементных печах при мокром способе производства
устройство типа "обратный винт". Оно установлено за цепной зоной, где ма-
344

Рис. 4.136. Две лопасти теплообменника "обратный винт": / —
корпус печи; 2 — футеровка; 3 — лопасть; 4 — ножка лопасти,
закрепленная между кирпичами
териал становится сыпучим. Восьмиходовый винт на внутренней поверхнос-
ти печи составлен из отдельных элементов-лопастей (рис. 4.136), изготовлен-
ных из жароупорного или серого чугуна. Элементы крепятся кирпичами Ц-4
на цементном растворе. При вращении печи лопасти теплообменника работа-
ют как шнек в направлении, обратном движению материала в печи, материал
перемешивается во взвешенном состоянии без падения и пыления. При выхо-
де из теплообменника материал нагревается до 180°С при начальной влажно-
сти гранул 2-3 %. Винт увеличивает время пребывания материала, повышает
коэффициент теплоотдачи, отнесенный к поверхности печи, за счет аккумуля-
ции тепла металлом и передачи его материалу в контакте.
Теплообменник прост в изготовлении и монтаже, не требует большого рас-
хода металла. При устройстве ребер в зонах высоких температур металличес-
кие элементы оказываются несостоятельными. На Богословском алюминие-
вом заводе (БАЗ) введена ребристая футеровка с выступами кирпичей высо-
той 0,1 м. Они образуют винтовые линии под углом 40° к оси печи. Стоимость
кладки значительно возрастает, в то же время эффективность устройства в
печах кальцинации существенно снижается в связи с использованием обыч-
ного шамота. Хотя выступы невысокие, около 5% их массы скалывается в на-
чальный период эксплуатации. В дальнейшем разрушения футеровки возрас-
тают и глинозем загрязняется шамотными обломками. Но это мероприятие
все-таки приносит пользу в связи с чрезвычайно низким коэффициентом за-
полнения средней части печи B-3 %). При удалении гидратной влаги матери-
ал переходит в кипящее состояние, и его текучесть резко возрастает.
Теплообменник типа "труба в трубе". Во вращающихся печах кальцина-
ции гидроксида алюминия уходящие газы выносят пыль в количестве, сопоста-
вимом с производительностью агрегата. Простой возврат пыли по течке привел
бы к немедленному уносу ее значительной части непосредственно от холодного
обреза и к резкому увеличению оборота пыли. Кроме того, невыгодно смеши-
вать сухую пыль с влажным гидроксидом в самом начале печи. На предприяти-
ях внедрена раздельная подача уловленной пыли и влажного гидроксида.
Фирма "Fives Lill-Gail" предложила производить возврат пыли по отдель-
ной трубе, соосной с печью. В глубине печи торец трубы закрыт от проникно-
345

вения газов, и пыль поступает от торца к стенке печи по радиальным патруб-
кам. Она смешивается с гидроксидом, подаваемым по кольцевому каналу в
противотоке газам после ее частичной термической обработки. Труба и внут-
ренняя поверхность печи снабжены винтовыми выступами (шнеками) для ус-
корения поступательного движения обоих материалов. Кроме того, в кольце-
вом канале могут быть смонтированы теплообменные устройства.
Известно, что аналогичное устройство было внедрено на Богословском алю-
миниевом заводе в печи кальцинации размером 3,5x75 м, но с внутренней тру-
бой большего диаметра. Ее длина составила 14 м. После внедрении устрой-
ства температура уходящих газов заметно снизилась. Недостатками устрой-
ства являются: резкое сужение сечения газового потока на участке значитель-
ной протяженности, увеличение уноса пыли и повышение гидравлического
сопротивления тракта; отсутствие контакта возвратной пыли с уходящими
газами и снижение теплообмена по сравнению с максимально возможным.
Указанные недостатки предлагалось устранять в ряде изобретений. Так, в
одном из них, внутренняя труба не заглушена и поэтому не вызывает значи-
тельного сужения сечения газового потока. Кроме того, сухая пыль или мел-
кая фракция шихты подается в коаксиальный канал, где скорости газа сниже-
ны, а влажный гидроксид или крупная фракция шихты — во внутреннюю тру-
бу. Кольцевой канал снабжается спиралью. Но это устройство также имеет
некоторые недостатки. В случае загрузки увлажненной сырой шихты, облада-
ющей некоторыми пластическими свойствами, возможны завалы трубы. Тру-
ба-вставка образует тот же угол наклона к горизонту, что и печь, а он очень
мал (около 2°). С целью повышения транспортной способности рекомендует-
ся укорочение трубы. Однако при этом завалы могут все-таки возникать, а глав-
ное, укорочение устройства снижает его эффективность (в пределе — до нуля).
Рис. 4.137. Схема внутреннего теплообменного устройства типа "труба в трубе": 1 — внутренняя
труба; 2 — печь; 3 — радиальные гибкие тяги; 4 — ограничительное кольцо; 5 — шнек подачи
гидроксида; б — течка пыли
346

В другом случае угол наклона внутренней трубы увеличивается благодаря
специальной ее подвеске. Схема устройства показана на рис. 4.137. Дополни-
тельный наклон трубы обеспечивает повышение ее производительности.
Оснащение внутренней поверхности печи лопастями. По лопастям име-
ется обширная патентная литература. Они производятся из обычной или спе-
циальной стали. Основания листов закрепляются в пазах между кирпичами
кладки. Если лопасть изогнуть почти под углом 90°, то всю поверхность клад-
ки можно забронировать металлом. Известно, что при вращении печи колеба-
ния температуры распространяются в футеровке на небольшую глубину. Для
шамота она составляет около 12 мм. Между тем глубина колебаний темпера-
туры определяет участие футеровки как аккумулятора тепла в теплообмене с
шихтой. Увеличение коэффициента температуропроводности поверхности
футеровки при ее бронировании металлом приведет к интенсификации тепло-
обмена.
Так, описаны промышленные исследования на печи размером 4,5x70 м По-
бужского никелевого завода производительностью 40 т/ч по огарку, оснащен-
ной лопастями. Лопасти наклонены в сторону, противоположную вращению
печи, и в момент выхода из слоя весь материал с них ссыпается. Размеры и
угол наклона лопастей выбраны с учетом коэффициента заполнения печи 6 %.
Площадь одной лопасти — 0,68 м . Всего в зоне сушки со стороны загрузки
(от 4 до 28 м) установлено 28 лопастей, по 14 шт. в два ряда вдоль образующей
корпуса. Ряды лопастей расположены друг против друга на противоположных
концах поверхности. Расстояние между торцами лопастей — 250-270 мм.
Опоры лопастей приварены к корпусу и забетонированы на глубину футеров-
ки. Тепловой баланс лопасти описывался уравнением
a (t - t)F At = а (t - t)F Ax ,
глу г л' л натр лму л w л охл'
где агл и адм — коэффициенты теплоотдачи от газа и лопасти и от лопасти к
материалу, Вт/(м2-К), Fa — поверхность лопасти; t — температуры; Атнагр и
Дто — время контакта лопасти с газом и материалом при вращении печи.
Опытным путем найдены коэффициенты ага = 188, 219 и 263 Вт/(м2-К).
Цепные завесы. Нефелиновая пульпа содержит сравнительно незначитель-
ное количество свободной щелочи за счет использования оборотного раство-
ра. Поэтому для ускорения ее сушки и начального периода нагревания сухого
материала можно использовать цепные завесы, а пульпу наливать в печь.
Цепи — весьма эффективное средство интенсификации теплообмена за счет
большой удельной поверхности. В то же время они могут существенно увели-
чить унос пыли из печи. Их нельзя продолжить в глубину печи ввиду резкого
увеличения износа стали по мере повышения температуры, и приходится рас-
полагать на первом от холодного обреза участке печи.
347

Состояние цепной завесы в значительной мере определяет производитель-
ность агрегата, удельный расход топлива и качество спека. Часто, особенно
при повышенном содержании свободной щелочи в пульпе, цепная завеса ли-
митирует производительность печи.
На первом участке цепей влажность снижается до 7-15 %, и материал пере-
ходит через пластическое состояние. На втором участке происходит нагрева-
ние сухого материала. При этом гранулы шихты измельчаются, и локальный
унос пыли может быть весьма существенным. При обследовании печи разме-
ром 3x60 м Волховского алюминиевого завода с производительностью 19,15 т/
ч на первом участке температура шихты увеличивалась до 102 °С, па втором
участке цепей длиной 6,5 м — до 450 °С. Температура уходящих газов дости-
гает здесь 475-500 °С.
По мере увеличения вязкости пульпы плотность навесок цепей должна сни-
жаться. В начале печи, когда пульпа только начинает подвергаться термичес-
кой обработке, плотность навесок желательно увеличить, как для увеличения
теплообмена с газами, покидающими печь, так и для их очистки от пыли.
Была развита математическая модель теплообмена в цепной зоне. Среди уп-
рощений модели отметим пренебрежение колебаниями температуры цепей при
вращении печи. Она принята постоянной. Пренебрегается непосредственным
теплообменом между газовым потоком и материалом. Считается, что он весь
проходит через посредство цепей. В такой модели теплообмен усиливается с
увеличением массы цепей, что согласуется с практикой. В одной из цемент-
ных печей диаметр прутка, из которого изготовлены цепи, был уменьшен с 20
до 12 мм. Масса цепей при этом снизилась вдвое, что привело к увеличению
расхода топлива на 0,025-0,030 кг у.т./кг клинкера за счет ухудшения подго-
товки шихты к спеканию.
Отмечено, что ввиду меньшего значения коэффициента теплоотдачи от газа
к цепям по сравнению с коэффициентом теплоотдачи от цепей к материалу
желательно использовать цепи с небольшим провисанием для относительно-
го увеличения времени их пребывания в газовом потоке. При этом подвиж-
ность цепей должна быть достаточно высокой для уменьшения экранирова-
ния ими друг друга.
Использование на втором участке цепных ковриков, представляющих корот-
кие цепи, прикрепленные к плоскости, перпендикулярной оси печи на корпу-
се, вместо гирлянд уменьшает теплопередачу, так как неподвижные цепи эк-
ранируют друг друга. Расчеты показали, что в этом случае коэффициент теп-
лоотдачи примерно в 2 раза ниже по сравнению с таковым для висящих цепей.
Исследования показали, что пылевынос в цепной зоне увеличивается с рос-
том скорости газового потока, температуры материала, выходящего из завесы
и наоборот, уменьшается при повышении степени провисания цепей на пер-
348

вом участке, где влажные цепи являются пылеуловителями. Очевидно, прови-
сание необходимо увеличить на первом участке и сократить на втором.
Численный пример влияния теплообменных устройств на теплоотдачу
печных газов. Рассмотрим вариант выбора между длинными печами с внут-
ренними теплообменными устройствами и короткими печами с запечными
теплообменниками при обжиге известняка. Выбор делается в пользу длинных
печей благодаря интенсификации теплообмена с помощью ряда внутренних
устройств.
Известны сравнительные расчеты для длинной печи размером 3104 м, с
LID = 38, где D — внутренний диаметр по футеровке. Печь снабжена различ-
ными внутренними устройствами, показанными схематически на рис. 4.138.
Скорость вращения составляет 1,6 об./мин.
Сопоставляются следующие четыре варианта печи: 1) с гладкой футеров-
кой; 2) с порогом у горячего обреза и кирпичными полками в глубине печи на
длине 6,7 м; 3) с дополнительными тремя трехлепестковыми кирпичными теп-
лообменниками длиной по 9,1 м каждый; 4) с дополнительной к предыдуще-
му варианту секцией длиной 7,6 м, снабженной короткими металлическими
полками, прикрепленными к корпусу печи. Футеровка имеет два варианта,
толщину 152 и 230 мм.
7 2 3 4
Ф
w
Рис. 4.138. Схема вращающейся печи 104x3 м для обжига известняка с внутренними теплообменны-
ми устройствами: 1 — кольцевой порок на разгрузочном конце; 2 — кирпичные полки длиной 6,7 м;
3 — кирпичные трехлепестковые теплообменники длиной 9,1 м каждый; 4 — участок длиной 7,6 м с
короткими металлическими полками; 5 и б — загрузочный и разгрузочный концы печи
Материальный баланс обжига на 100 единиц извести
Таблица 4.58
Загружено
Сухой известняк
Вода в шихте с
влажностью по весу 3 %
Итого
Количество единиц
193,9
5,8
199,7
Получено
Обожженный продукт, в
том числе:
СаО
Инертные примеси
Газ СОг из продукта
Газ СС из пыли
СаО — пыль
Пыль в виде СаСОз и
инертных примесей
Вода из шихты
Количество единиц
96,0
4,0
75,4
3,5
4,5
10,5
5,8
199,7
349

Материальный баланс обжига известняка при получении 100 единиц обо-
жженного продукта представлен в табл. 4.58. В табл. 4.59 представлены ста-
тьи расходной части теплового баланса. Табл. 4.60 показывает эффективность
различных внутренних теплообменных устройств по вариантам, перечислен-
ным выше.
Каждое из перечисленных теплообменных устройств существенно повыша-
ет производительность печи, снижает потери с уходящими газами и удельный
расход топлива. Практически предпочтение следует отдавать наиболее про-
стым устройствам, долговечным, не снижающим стойкость футеровки. Из них
наиболее эффективны потоки в зонах повышенных температур и металличес-
кие полки, лепестки и винты на загрузочной стороне печи.
Таблица 4.59
Расходная часть теплового баланса по энтальпии продуктов при обжиге известняка во
вращающейся печи размером 104x3 м с внутренними теплообменными устройствами по
варианту 4 и с футеровкой 230 мм (расчет проведен для 1 кг обожженного продукта)
Статья расхода
Испарение воды и ее нагревание до 502 °С
Физическое тепло продукта после его охлаждения в
холодильнике
Диссоциация карбоната
Нагревание выделенного углекислого газа до 502 °С
Физическое тепло пыли
Тепловые потери холодильника
Тепловые потери печи
Физическое тепло уходящих газов
Итого
Расход тепла
кДж/кг
продукта
98
29
1552
190
119
47,4
458
876
3369
ккал/кг
продукта
23,4
6,9
340,7
45,3
28,5
11,3
109,3
209,2
804,6
%
2,9
0,9
46,1
5,6
3,5
1,4
13,6
26,0
100,0
Таблица 4.60
Эффективность внутренних теплообменных устройств.
Сопоставление вариантов оснащения печи 104x3 м
Вариант
1
2
3
4
Производительное
ть по продукту, т/ч
16,3
17,6
20,7
22,7
Температура
отходящих газов, °С
780
735
585
502
Энтальпия расходной части теплового баланса,
кг у.т./т продукта
футеровка 152 мм
160
149
128
118
футеровка 230 мм
154
144
124
115
350

2 3.3- Влияние кольцевого порога на движение и теплообмен шихты
(приближение весьма протяженного порога)
Если принять подпорный кольцевой порог весьма протяженным вдоль оси,
то поверхность слоя шихты над порогом не имеет дополнительного наклона к
горизонту по сравнению с осью печи. Такой предельный случай поддается
расчету сравнительно легко. Ниже слова "перед" и "после" используются по
ходу движения шихты. Величины до установки порога имеют индекс "О", над
порогом — "п", непосредственно перед порогом — "*".
В расчете задаются пять величин: h0' — высота кольцевого порога над футе-
ровкой; Но' или х?0 — стрелка сегмента или коэффициент заполнения печи до
установки порога; D — внутренний диаметр до установки порога; а — угол
наклона оси печи к горизонту; Р — динамический угол откоса шихты. Ис-
пользуются следующие допущения: сечение слоя шихты имеет вид сегмента;
порог весьма протяжен по длине печи, и, следовательно, угол между линией
горизонта и поверхностью шихты в продольном сечении равен а; физические
свойства шихты в передпороговои и надпороговои зонах после установки по-
рога одинаковы: движение шихты установившееся.
В результате расчета определяются: Нп' — стрелка сегмента шихты над по-
рогом, определяющая сужение газового потока; Н,', 41,, к, — стрелка сегмента,
коэффициент заполнения, уменьшение скорости поступательного движения
шихты непосредственно перед порогом; LJ — глубина влияния порога; т/т0 —
увеличение времени пребывания шихты перед порогом.
По формулам #0 = (?>/2)[1 - cos(qy2)] или *Р0 = (<р0 - sin фо)/2л вычисляется
центральный угол (р0, опирающийся на сегмент шихты, а затем длина хорды
сегмента /0' = Dsin((po/2). Из условия постоянства производительности
G = ^jitfpwM, D.363)
с учетом формулы для скорости поступательного движения шихты
4л: ^ sin3((p/2) sina ,. -
w = a—Dn ——- D.364)
3 (p-sincp /^'
получаем соотношение:
f = ?>3sin3((p/2) = const
и равенство
составляющее важное звено расчета.
351

В записанных формулах р — насыпная плотность, кг/м3; п — скорость вра-
щения печи, об./с; а — безразмерный коэффициент, учитывающий инерцион-
ное перемещение шихты после ее скатывания к основанию слоя.
Ниже используются безразмерные величины h0 = ha'/D; Яо = Ho'/D; Яп = НЧ
D; /п = /0 = /07Z); L, = LJID, что позволяет сократить число аргументов на едини-
цу-
Из формулы
/п = /0 = sin(cpo/2) = A - 2/*0)sin(<pn/2)
находятся угол фп и затем искомая стрелка сегмента над порогом
Я=@,5-А0)[1-со8(Фп/2)].
Непосредственно перед порогом
Я, = Я + \ = [1 - cos(q>,/2)]; /. = sin((p,/2); Т. = (<р. - sin <р.)/2я.
Из формулы D.363) следует
Для упрощения расчетов построена номограмма (рис. 4.139), позволяющая
определить к,.
Задаваемые значения Яо, То, /0 имеют верхние пределы, соответствующие
значению /п = 1 - 2hQ, при котором /, = 0,5. В случае превышения этого предела
сечения над порогом и перед ним быстро заполняются материалом и печь "зах-
лебывается". Это явление объясняется непрерывным уменьшением, согласно
формуле D.364), скорости wn с ростом запол-
нения. Вначале падение скорости компенси-
руется ростом коэффициента Ч?а (см. форму-
лу D.363)). Затем производительность пада-
ет. Экстремумы производительности опреде-
ляются из соотношения
0,6
к.
с/Фп
Рис. 4.139. Номограмма для определения уменьшения
скорости поступательного движения шихты непосред-
ственно перед порогом по сравнению со значениями ско-
рости до установки порога
352

При фп = 0 и <рп = 2я получаются минимумы, а при фп = п — максимум.
Каждому значению /0 < (/0)тах соответствуют два значения хорды /п. При пре-
дельных значениях х?п = х?, = 0,5 получаем
- 2h0) - 2A - 2ho)Jho(l -h0)]
с ограничением h0 < 0,5. Соответственно
(#0)max = 0,5[l - cos(arcsin(l - 2h0))].
На рис. 4.139 этому уравнению соответствует штриховая линия, ограничи-
вающая номограмму.
При расчете глубины влияния порога дополнительно допускается, что фор-
мула D.364) для скорости поступательного движения справедлива для всех
сечений предпороговой зоны с непрерывно изменяющимся заполнением. Угол
а определяет составляющую поля тяготения, являющуюся движущей силой
поступательного движения. Он находится из равенств D.363), D.364) и перед
порогом выражается следующим образом:
а» = arcsin[(/0//.Ksin а].
Следовательно, угол наклона поверхности шихты к горизонту в вертикаль-
ном сечении, проходящем через ось печи, изменяется от а до а, от начала до
конца предпороговой зоны. Предполагается это изменение линейным, полу-
чаем
U Н„ + К-Нп D.365)
cosp sin[(a-ou)/2]
По этой формуле составлены номограммы, представленные на рис. 4.140.
По мере заполнения печи длина предпороговой зоны увеличивается до кри-
тической:
( L, Л 0,5cos[arcsin(l-2/i0)] D 366)
^ cos Р ) sin {а - arcsin[(l - 2/г0 K sin а] / 2}'
после чего печь "захлебывается". Вертикальные отрезки на номограмме начи-
наются от штриховой линии, соответствующей формуле D.366). Номограммы
дают зависимость длины L, от #0 и hQ для двух значений угла а. Углы а, рав-
ные 0,03 и 0,05, близки к критическим значениям углов наклона действующих
печей.
12. Лисиенко В.Г. и др. 353

I/COS C
Рис. 4.140. Номограммы, соответствующие
уравнению D.187): а — при угле наклона оси
печи 0,03; б — 0,05 рад.
I/cos
0,1 0,2 0,3
0,1 0,2 0,3 Яо
Увеличение времени пребывания шихты на участке L определяется по фор-
муле т/т0 = 2/A + к,), где к, находится из рис. 4.139.
Если свойства шихты одинаковы на всем протяжении печи L, общее увели-
чение времени пребывания шихты вычисляется по формуле
D.367)
Формула D.367) была проверена на ряде действующих печей прокалки кок-
са. В экспериментах меченный раствором алюмината натрия кокс на выходе
из печи выделялся после охлаждения белым налетом оксида алюминия. Со-
впадение экспериментальных значений с результатами расчета оказалось дос-
таточно хорошим. Увеличение времени пребывания шихты при прочих рав-
ных условиях приводит к повышению качества продукта. Это объясняется тем,
что скорость большинства технологических процессов определяется диффу-
зией компонентов химических реакций, требующей времени.
Анализ показывает, что подпорный порог увеличивает относительную стрел-
ку сегмента HQ, а вместе с ней открытую и закрытую поверхности теплообме-
на. Однако еще быстрее увеличивается сечение слоя, и поэтому сам по себе
рост величин Но затрудняет внутренний теплообмен. Это видно по результа-
там работы, где изучалась печь, в которой стрелку сегмента увеличивали за
счет темпа загрузки печи без порога. Время пребывания частиц на поверхнос-
ти слоя х] уменьшается по формуле
т 1 + 15,72#0
354

где т — полное время пребывания частиц в печи или на некотором ее участке,
к которому относится и время тг
Положительный эффект порога получается за счет увеличения времени т.
Оно определяется резким снижением производительности участка, располо-
женного над порогом, где стрелка Н, уменьшается. Таким образом, снижение
отношения Tj/t перекрывается возрастанием т и, в конечном счете, время пре-
бывания частиц на поверхности слоя увеличивается.
Тепловая мощность, переданная шихте на единице длины печи, пропорцио-
нальна длине хорды сегмента и в расчете на единицу массы шихты на единице
длины печи принимает вид
р = 4q/(ynD2).
Теплопотребление шихты за время ее пребывания на единичном отрезке
длины печи
g = p/((op).
Поскольку скорость w изменяется, увеличение теплопотребления перед по-
рогом при установке порога оценивается как
8 = g,/go = /y/o. D.368)
В приведенной оценке учтена теплопередача только через открытую повер-
хность при условии постоянства коэффициента теплоотдачи температурного
напора. Для закрытой поверхности слоя в формуле D.368) вместо отношения
хорд получается отношение дуг. Мощность теплового потока с этой стороны
обычно ниже в несколько раз. Поэтому формулу D.368) можно считать доста-
точно корректной для оценки влияния порога на удельное теплопотребление
шихты при сохранении расхода топлива и производительности. В начале по-
роговой зоны 8=1. Среднее значение на участке равно A + 8)/2. Значения
величины 5 приведены ниже.
Как видим, устройство порога обусловливает существенное увеличение
удельного теплопотребления шихты. В целом эффект порога проявляется в
улучшении качества продукта при тех же производительности и удельном рас-
ходе топлива или в уменьшении удельного расхода топлива при том же каче-
стве продукта.
К н0 5 К но 5
0,06 0,06 1,41 0,14 0,06 1,77
0,10 1,28 0,10 1,53
0,14 1,21 0,18 0,06 1,90
0,18 1,18 0,10 1,62
0,22 1,15 0,22 0,02 3,12
12* 355

0,10
,0,06
0,10
0,14
1,61
1,41
1,32
0,26.
0,06
.0,02
0,06
2,01
3,29
2,00
Важно заметить, что пороги в печах в действительности нельзя считать весьма
протяженными. Скорость поступательного движения над ними будет выше,
нем по приведенному расчету. Соответственно, полученные результаты мож-
но рассматривать как предельные по отношению к реальным порогам.
2.3.4. Подогрев дутья и обогащение его кислородом
Подогрев воздуха увеличивает энтальпию продуктов сгорания без увеличе-
ния объема отходящих газов и тепловых потерь с ними. В зависимости от тем-
пературы уходящих газов и степени использования тепла единица тепла, воз-
зращенного в печь, экономит 2-3 единицы тепла топлива. Аналогичный эф-
фект дает обогащение воздуха кислородом. Оба мероприятия повышают тем-
пературу факела, продуктов сгорания. В результате уменьшается недожог топ-
шва, интенсифицируемая теплопередача, особенно за счет теплового излуче-
ния. Рассмотрим данные работы, полученные на экспериментальной печи
мощностью 2000 кВт при сжигании природного газа. На рис. 4.141 показана
$ависимость плотности теплового потока от расхода газа при различных тео-
эетических температурах горения. Величина ta обеспечивается подогревом
воздуха или обогащением его кислородом. Рис. 4.142 иллюстрирует измене-
ние температуры поверхности футеровки.
На рис. 4.143 представлена диаграмма, на которой показано влияние на теп-
товой поток подогрева воздуха либо обогащения его кислородом при различ-
ных расходах газа для упомянутой выше экспериментальной печи. Например,
д, кВт/м2
300
250
200 75 100 125
Расход газа, нм7ч
'ис. 4.141. Зависимость плотности теплового
ютока от расхода газа при различных теоре-
ических температурах горения факела: 1 —
1890; 2 — 2000; 3 — 2170; 4 — 2330 °С
^—
-4
- з
-2
— 1
t.,°C
1400
1200
1 2
\
1
100 150 200 250 300
Расход газа, нм7ч
350
Рис. 4.142. Зависимость температуры поверхнос-
ти футеровки от расхода газа при различных тео-
ретических температурах горения: 1 — 95 % кис-
лорода, tt = 2700 СС; 2 — воздух с tt = 600 "С, tt =
= 2200 °С; 3 — воздух с lt = 400 °С, f, = 2120 °С;
4 — холодный воздух с th = 20 "С, Га = 1890 °С
E6

20
S, % 80
с.,% 60
120 140
Расход газа, нм7ч
20
Рис. 4.143. Влияние подогрева воздуха или его обогащения кислородом, а также расхода природного
газа на тепловой поток к поверхности нагрева в печи с тепловой мощностью 2 МВт
при расходе газа 120 нм3/ч подогрев атмосферного воздуха до 600 °С эквива-
лентен использованию холодного, но обогащенного кислородом дутья при 5 =
= 36 % E — дополнительное вдувание кислорода по отношению к его обще-
му содержанию). Это соответствует концентрации кислорода в смеси газов
29,2 %. Аналогичные данные опубликованы в других работах, применитель-
но к другим печам. В плавильных печах подогрев дутья до 500 °С равноценен
обогащению холодного воздуха кислородом до 30 %. При этом удельный рас-
ход топлива снижается на 30 %, а производительность увеличивается на 40 %.
В работе проведены расчеты и опыты по обогащению дутья кислородом при
сжигании нефти или природного газа на вращающихся или отражательных
печах при выплавке алюминия из вторсырья. Максимальный экономический
эффект ожидается от дутья, обогащенного до 30 % кислородом. Если макси-
мальная температура в печи получается при воздушном дутье с коэффициен-
том избытка а = 0,98, то при дутье с 25 % кислорода этот коэффициент умень-
шается до 0,96.
На отражательной печи емкостью 9 т проведены опыты по применению воз-
духа и обогащенного кислородом дутья с целью увеличения количества про-
плавляемой шихты за одну операцию с 6,5 до 9 т при той же продолжительно-
сти операции 4 ч (из них 3 ч плавка и 1 ч — загрузка и выпуск). Результаты
сведены в табл. 4.61.
357

Таблица 4.61
затели работы печи на воздушном и обогащенном кислородном дутье
Показатель
\ Расход, ура отходящих газов,'
\?аСХ0Ч\\лавки,кг/ч
'^уЧпорода, нм3/кг твердой шихты
,» :ргии на производство кислорода, ккал/кг
%,\оент использования теплотворной
С°\ Vй природного газа, %
\\ ра жидкого алюминия при выпуске, °С
*)е в отходящих газах, %:
\
\\
лого газа
Воздушное дутье
1,45-Ю6
О
700-1150
2160
669
0
40
720
2,5
8,5
Дутье, обогащенное
кислородом
1,610°
5,5
700-1150
3000
532
0,0264
81
51
720
1
13
йение кислорода увеличило проплав шихты, степень использования
чтива благодаря повышению температуры газов и способствовало
'Иному выгоранию примесей в остатке шихты после выплавки алюми-
«• I ^пробовано применение кислорода при обжиге известняка во вращаю-
5Лчи размером 3,6x75 м. Расход природного газа составлял 4400, кисло-
v 1250 нм3/ч. Температура печи в зоне обжига увеличилась. Это обнару-
А1 в частности, по повышению потерь тепла корпусом печи на 4 %. Но в
Д^емя уменьшалась температура отходящих газов и потери с ними со-
ДЧ на 5,4 %. Обогащение дутья кислородом снижает объем и скорость
\^потока. С одной стороны снижается коэффициент конвективной теп-
%\ с другой — повышается время контакта газов с поверхностями на-
\ж видим, в длинной печи повышение времени контакта газов дало
V Превышающий потери от снижения коэффициента теплоотдачи. Ав-
I "И работы рекомендуют использование кислорода при обжиге извести.
у*ен опыт форсирования тепловой работы вращающейся известняково-
\Лй печи, отапливаемой угольной пылью. Кислород не смешивался с
у первичного воздуха, а подавался непосредственно в нижнюю часть
^обращенную к слою материала, как показано на рис. 4.144.
V ^соких температур сместилась к слою, и теплообмен улучшился. В то
!*1я верхняя часть факела экранирует футеровку от воздействия повы-
адиационного потока от ядра факела. Производительность печи по-
|Л на 30 % вместо ожидаемых 20-25 %, удельный расход снизился на-
V В шихту добавляется нефтяной кокс, вдвое более дешевый, чем уголь

в условиях предприятия. Подача кис-
лорода позволила повысить долю не-
фтяного кокса от 12 до 25 % по отно-
шению к общему потреблению топли-
ва Предприятие снабжается жидким D .,.. „
на. хх^д-м у « Рис, 4.144. Подача кислорода в нижнюю часть
КИСЛОрОДОМ В ЦИСТернах-терМОСах. Газ факела вращающейся печи при обжиге извест-
по трубам поступает в печь. Данный няка: 1 — воздух; 2 — топливо; з — кислород
способ повышения объема производ-
ства оказался выгоднее других. Капитальные вложения минимальные.
В США были опубликованы формулы повышения производительности це-
ментных печей и снижения объема уходящих газов с ростом расхода кислоро-
да. Утверждается, что прирост выпуска клинкера достигает 2,8-6 т/т кислоро-
да в печах сухого способа и 1,1-2,4 т — в печах мокрого способа производ-
ства. Стабилизируется тепловая работа печи, и в большинстве случаев удель-
ный расход топлива снижается.
Использование воздуха, обогащенного до 24-30 % кислорода, в нагреватель-
ных колодцах повысило производительность на 6-15 % и дало экономию топ-
лива 2-6 %. Сравниваются варианты подачи кислорода в воздушный канал
горелки и топливный канал, где кислород предварительно смешивался с га-
зом. Установлено, что подача кислорода в воздух не всегда обеспечивает его
использование для горения. Поэтому подача его в топливо снизила расход кис-
лорода на 25-30 % при том же тепловом и температурном эффектах. Длина
факела сократилась на 30 %. Коэффициент избытка окислителя был равен еди-
нице. Перевод нагревательных печей с разными горелками на работу с кисло-
родом осуществляется технически просто.
При обогащении кислородом дутья доменных печей видно, что это позволя-
ет повысить их производительность и снизить расход топлива. Так, увеличе-
ние содержания кислорода в дутье на 1 % повышает производительность до-
менной печи на 5-7 %, а при одновременном вдувании в печь 1 м кислорода и
0,67 м природного газа расход кокса сокращается на 0,9 кг.
Приведены данные по использованию кислорода при отражательной плавке
медных концентратов. В них также обращается внимание на полноту смеше-
ния топлива с кислородом. В интервале 21—40 % кислорода каждый процент
обогащения снижает удельный расход топлива в среднем на 2,75 %. Но эта
зависимость имеет экстремальный характер, и оптимальная концентрация ус-
тановлена в размере 30 %. Очень важно то, что снижение объема газов приво-
дит к существенному уменьшению уноса пыли. Отмечается, что износ свода
печи при этом увеличивается не намного по сравнению с таковым при исполь-
зовании необогащенного воздуха.
359

2.3.5. Соотношения расходов и концентраций
атмосферного воздуха и технического кислорода
Примем обозначения: V—расход газа, нм3/с; С — концентрация кислорода
в газе, % (об.). Индексы 0, к и * относят величины к атмосферному воздуху,
кислороду и смеси этих газов, 1 и 2 — к условиям до и после обогащения.
Из баланса кислорода при смешении газов следует:
V С л-V С
q _ у02°0 ^ ' к^к
V 4-V
VU2 +ук
Это же соотношение дает расход технологического кислорода при заданном
значении концентрации кислорода в смеси:
Vk=Vm?^2-. D.369)
При исследованиях зависимости величин используют отношение дополни-
тельного кислорода за счет использования технического газа к общему расхо-
ду кислорода:
5 =
vkck
Если в качестве аргумента используется концентрация кислорода в смеси,
то аргументы связаны соотношением
С С
с* =-
В расчетах сгорания топлива используется расход необогащенного воздуха
(F01). В случае его обогащения забор атмосферного воздуха (К02) снижается.
По балансу кислорода
v г = V Г
откуда с использованием D.369) следует:
При С,-^Ск Ро2—>0. Из формулы видно, что зависимость У02(С„) нелинейная.
Расход технического кислорода определяется как
360

С С -
V -V —1
с>ск-с0
Часовая производительность кислородной станции
D.371)
Пример. Рассчитать мощность кислородной станции для участка спека-
ния при замене мазута местными углями.
При замене мазута углями снизится температура пылеугольного факела и
несколько возрастет удельный расход топлива. При этом увеличится объем
уходящих газов, скорость потока газа в печи и унос пыли. Перечисленные
нежелательные явления можно избежать при обогащении дутья кислородом.
Исходные данные. Удельный расход топлива у = 4,61 МДж/кг спека A100 ккал/
кг спека); удельный расход воздуха независимо от вида топлива vQ = 1,4-10~3
нмэ/ккал = 0,0334 нм3/МДж; производительность одной печи G = 100 т/ч; чис-
ло печей N = 10; годовой фонд времени работы т = 7776 ч; избыток обогащен-
ного дутья а = 1,1; коэффициент использования блоков кислородной станции
ц = 0,8; обогащение дутья до концентрации С, = 25; 27,5 и 30 % (на 4; 6,5 и
9 %); концентрация кислорода в атмосферном воздухе Со = 21 %; концентра-
ция кислорода в техническом газе Ск = 96,5 %.
Расчет. Годовой расход топлива
q = GNxy = 105-10-7776-4,61 = 36,85-Ю9 МДж/год.
Годовой расход необогащенного воздуха:
Vm = Qvoa = 35,85-109-0,334-1,1 = 13,17-109 нм3/год = 13,17 Гнм3/год.
При подстановках Vm в формулы D.370) и D.371) получаем все интересую-
щие нас величины. Результаты расчета представлены в табл. 4.62.
Для производства кислорода изготовителями предлагаются мощные кисло-
родные блоки БР-1 различных модификаций производительностью до 12,5 тыс.
Таблица 4.62
Расходы атмосферного воздуха и технического кислорода,
а также мощность кислородной станции для участка спекания
Концентрация
кислорода в
дутье С., %
25
27,5
30
Годовой расход
атмосферного
воздуха Voi, Гнм3/год
10,5
9,19
8,12
Часовой расход
воздуха Коз,
Мнм3/ч
1,35
1,18
1,04
Часовой расход
технического
кислорода Vk, Кнм3/м
76
111
141
Производительность
кислородной станции
V\, нм3/ч
95
139
177
361

м3/ч, БР-1 КЧ производительностью по техническому кислороду 11 тыс. м /ч,
БР-2 различных модификаций производительностью до 35 тыс. м /ч кислоро-
да (из них технического — до 11 тыс. м3/ч). Кислородные блоки БР-1 и БР-2
представляют собой высокопроизводительные, автоматизированные, экономич-
ные агрегаты низкого давления. Необходимо отметить, что стоимость кисло-
рода снижается по мере увеличения производительности установок. Предпри-
ятию выгоднее иметь центральную крупную установку с распределением кис-
лорода по трубам для различных потребителей.
2.4. Математическое моделирование тепловой работы
вращающихся печей (по В. А. Арутюнову, В. В. Кобахидзе) [33, 40]
2.4.1. Тепловой и температурный режимы нагрева материала
Тепло, расходуемое во вращающихся печах на нагрев сыпучих материалов,
подводится к ним в результате трех видов теплообмена: излучением от факела
и раскаленной футеровки, конвекцией, а также излучением и теплопроводно-
стью от закрытой материалом поверхности кладки. Математическое описание
процессов внешнего (по отношению к нагреваемому материалу) теплообмена
составляют, используя в качестве основного упрощающего допущения пред-
положения о том, что печь может быть условно разделена на энергетически
однородные участки (тепловые зоны). В пределах каждого из них температу-
ру, радиационные характеристики и коэффициенты теплоотдачи от газа к на-
греваемой поверхности можно считать постоянными величинами.
Допустим, например, что ограничивающая рабочее пространство печи по-
верхность состоит из т зон, площади которых равны F. (/ = 1,..., т), а газовый
объем из п зон, ограниченных поверхностями F.(i = т+ 1, ...,/)¦ Тогда в фун-
даментальной (прямой) постановке интегральное уравнение лучистого теп-
лообмена в рабочем пространстве печи может быть представлено в виде:
D-372)
к=\
°
где Q*" и <2,° — соответственно результирующий и собственный лучистые
потоки на г-той поверхности; А. — поглощательная способность поверхности;
Фй — разрешающий угловой коэффициент излучения с зоны к на зону /.
Конвективный теплообмен между объемными и поверхностными зонами
описывают с помощью соотношения:
D.373)
362

где Ц — тепловой поток, подводимый к поверхности конвекцией;; — номер
объемной зоны, граничащей с /-той поверхностью.
Поступившее в слой перемещающегося вдоль печи материала тепло распре-
деляется в нем в основном в результате контактной теплопроводности. При
вращении печи происходит энергичное перемешивание сыпучего материала,
температура по высоте слоя практически выравнивается, и его можно считать
тонким в тепловом отношении телом, нагрев которого сопровождается много-
численными эндо- и экзотермическими реакциями. Например, в шихту печей
для вальцевания кеков вводят в качестве реагента-восстановителя коксовую
мелочь. В результате часть используемого на нагрев сыпучего материала теп-
ла получают непосредственно в зоне технологического процесса во время ча-
стичного окисления углерода и образующихся в результате переработки ших-
ты паров металлического цинка.
В соответствии с принятым допущением задачу "внутреннего теплообме-
на", с помощью которой характеризуют изменение температуры перерабаты-
ваемого материала в пределах f-той зоны описывают, используя уравнение ее
теплового баланса:
cmiG(L" - ф = Q*3 + Q: + б/"; i=l,..., m, D.374)
где t' и t." — температура материала в началу и в конце г-той зоны; с —
средняя удельная теплоемкость материала в заданном интервале температур
(?." -1.'); G — производительность печи; Gэр — мощность стоков (источников)
тепла в объеме материала, обусловленных протеканием фазовых превраще-
ний, а также эндо- и экзотермических реакций.
Продукты сгорания топлива и технологические газы, перемещающиеся в
рабочем пространстве печи, интенсивно перемешиваются. Поэтому для опи-
сания процессов распределения тепла в газовой фазе может быть использова-
но уравнение теплового баланса, которое для i-той объемной фазы имеет вид:
где Fnr и спг — соответственно расход и удельная теплоемкость смеси продук-
тов сгорания топлива и технологических газов, поступающей в j-тую зону из
соседней объемной зоны; V и с — соответственно расход и удельная
теплоемкость технологических газов, поступающих в j-тую объемную зону
через поверхность F. перерабатываемого материала; /.' и t" — температура
газовой фазы в начале и концеу-той зоны; Q3'v — мощность источников (сто-
ков) тепла в газовом объеме, связанная с протеканием экзо- и эндотермичес-
ких реакций.
363

Перенос тепла в кладке печи происходит вследствие теплопроводности. Су-
ществуют два варианта ее описания. Наиболее распространено предположе-
ние, согласно которому кладка работает в условиях стационарного режима.
При расчете потерь через футеровку дополнительно к основному упрощаю-
щему допущению полагают, что между сыпучим материалом и закрытой им
поверхностью кладки существует только радиационный теплообмен. Предпо-
лагают также, что для системы кладка-нагреваемый материал можно исполь-
зовать расчетные соотношения, полученные для системы двух бесконечных
параллельных поверхностей, разделенных диатермичной средой.
При необходимости детального анализа тепловой работы футеровки пола-
гают, что перенос тепла в ней происходит в результате нестационарной тепло-
проводности. Считают также, что на границе раздела сыпучий материал - клад-
ка тепло переносится только контактной теплопроводностью, и температура
поверхности футеровки равна температуре материала. Изменение температу-
ры внутренней поверхности футеровки во времени носит циклический харак-
тер. Время цикла равно времени полного оборота печи. Условно его делят на
два периода. В первом периоде поверхность кладки находится в контакте с
газовой фазой и постепенно нагревается, получая от нее тепло излучением и
конвекцией. Ко второму периоду относят время ее контакта с нагреваемым
материалом, в течение которого температура поверхности кладки остается по-
стоянной. Анализ данных расчета поля температур кладки, полученных при
решении уравнения теплопроводности с использованием численных методов,
показал, что колебания температуры во времени происходят на определенном
расстоянии от поверхности футеровки, получившем название глубины про-
никновения тепловой волны. Колебания температуры, достигающие на внут-
ренней поверхности барабана при входе и выходе ее из-под слоя шихты не-
скольких сотен градусов, распространяются на глубину порядка 1-5 см. Чем
ближе к поверхности, тем выше термонапряжения, возникающие в кладке и
тем больше вероятность ее разрушения (сколы, трещины и пр.).
В настоящее время существуют надежные методы расчета параметров теп-
лового и температурного режимов работы вращающихся печей, основанные
на использовании ЭВМ. Однако из-за большой сложности и недостаточной
изученности механизма теплопереноса в условиях многочисленных техноло-
гических процессов анализ тепловой работы конкретных технологических
агрегатов базируется в основном на изучении эмпирических данных и оценке
тепловых балансов печей.
Температурный режим работы вращающихся печей не меняется во време-
ни, индивидуален для каждого вида технологического процесса, и в значи-
тельной мере определяется химическим и фракционным составом перераба-
тываемых материалов. Обычно его выбирают опытным путем и организуют
таким образом, чтобы в печи строго соблюдался график нагрева шихты, зада-
364

ваемый по технологическим данным. В качестве примера может быть рассмот-
рен режим достаточно хорошо изученных печей, применяемых для спекания
шихты на глиноземных заводах. В этих печах до температур порядка 550 °С
происходят общие для всех вращающихся печей процессы сушки и удаления
гидратной влаги, и далее — в интервале 550-1200 °С — реакции образования
растворимых соединений алюминия, свойства которых во многом зависят от
температурного режима спекания. В процессе нагрева шихта проходит в печи
четыре условно выделенные температурные зоны, постепенно превращаясь в
спек.
В первой зоне, длина которой составляет около 30 м, происходит нагрев ма-
териала от 20 до 300 °С, сопровождающийся его сушкой и обезвоживанием.
Температура газов на этом участке печи меняется соответственно от 200 до
700 °С. Длина второй зоны достигает 15-17 м. В ней материалы нагреваются
до 900 °С при полном разложении карбоната кальция и изменении температур
топочных газов по длине зоны от 700 до 1400 °С. Третья зона расположена в
области интенсивного горения топлива (факела). Температура газов здесь мак-
симальна: 1600-1650 °С. Шихта в этой зоне нагревается до 1200-1250 °С и
спекается. В четвертой зоне происходит охлаждение спека до 1100 °С.
При неизменном во времени температурном режиме работы печи ее произ-
водительность определяется толщиной слоя и физико-химическими свойствами
находящегося в нем материала. В среднем по отрасли она составляет 12 т/ч
спека.
2.4.2. Нагрев сыпучего материала в обжиговой вращающейся печи
Рассмотрим применение метода математического моделирования для расче-
та тепловой работы обжиговой вращающейся печи. Вращающаяся печь для
обжига сыпучих и кусковых материалов — современный механизированный
теплотехнический агрегат, широко применяемый в черной и цветной метал-
лургии, строительной, химической и огнеупорной промышленности.
Постановка задачи. Вращающаяся печь (рис. 4.145) представляет собой
длинный барабан 1 (отношение длины к диаметру UDk = 15-^-50), опирающий-
ся при помощи бандажей 5 на опорные ролики. Печь устанавливается с укло-
ном ~4-6° к горизонту. Вращение печи осуществляется при помощи венцовой
шестерни 6 от электродвигателя через редуктор. В верхний (левый) торец ба-
рабана, входящий в пылевую камеру 3, производится подача через загрузоч-
ный желоб 7 исходного материала, подвергаемого обработке. Нижний торец
барабана входит в откатную головку 2, в которой установлено газогорелочное
устройство 4. Вращающаяся печь — это пламенная проходная печь противо-
точного типа.
365

7777.
Рис. 4.145. Схема вращающейся печи
Рассчитываем распределение температур и тепловых потоков в рабочем про-
странстве вращающейся печи для обжига сыпучего материала заданной про-
изводительности Р. Известны также расход природного газа В, продолжитель-
ность обжига (под которой понимается полное время пребывания материала в
печи) t и геометрические размеры печи (ее длина, внутренний диаметр и тол-
щина футеровки). Кроме того, из справочной литературы необходимо задать
радиационные и теплофизические характеристики, материала, футеровки и
продуктов сгорания, а также определить некоторые данные из расчета горе-
ния топлива (стехиометрическое число, выход продуктов сгорания и т.д.).
Уровень температур газового потока по длине обжиговой вращающейся печи,
имеющей достаточно большую относительную длину {IID = 15-ь5О), изменя-
ется от 1000-1900 °С в зоне обжига до 400-800 °С на выходе из печи. Ввиду
относительно небольших скоростей газов в рабочем пространстве доминиру-
ющую роль в теплоотдаче к материалу для этого класса печей играет излуче-
ние.
Наряду с лучистым теплопереносом в рабочем пространстве печи имеет
место перенос тепла конвекцией и турбулентной теплопроводностью. При этом
для низкотемпературных вращающихся печей доля конвективной теплоотда-
чи от газов к материалу и футеровке печи может быть значительна, а передача
тепла за счет турбулентной теплопроводности невелика (на несколько поряд-
ков меньше передачи тепла конвекцией и излучением), и поэтому в дальней-
ших расчетах ее вклад в суммарный теплоперенос учитывать не будем.
Задача внешнего теплообмена. Разобьем печь по длине на пг участков
(рис. 4.146). В данном случае на каждом участке печи выделяются три зоны:
футеровки, материала, и газовая.
Суммарное число зон при этой схеме разбиения:
1=3п.
D.376)
366

и
/////У///////////////
б
-13
I
7
14
15
9
16
10
17 ~
Газ
12
Рис. 4.146. Схема разбиения печи на зоны: /— футеровка; //— материал; ///— газ (продукты сгора-
ния); 1-17 — номера зон
где я, — число участков по длине печи; п2 = 2 — число торцевых зон печи.
Через т = 2nt + 2 обозначим число поверхностных зон, а через п = пх — число
объемных зон.
Зональный метод расчета сложного теплообмена применим в резольвент-
ной постановке, непосредственно устанавливающей связь результирующего и
собственного тепловых потоков.
Определение разрешающих обобщенных угловых коэффициентов. Ко-
эффициенты для открытых участков футеровки и материала (ограничиваю-
щих объемную газовую зону) обозначим 4/ОТ.
Теплообмен между футеровкой и слоем сыпучего материала на участке их
контакта в первом приближении будем рассматривать как теплообмен двух
бесконечных параллельных пластин, разделенных диатермичной средой. Пос-
леднее допущение объясняется малостью зазора между этими двумя телами.
Тогда разрешающие угловые коэффициенты в системе тел слой - футеровка
на участке их контакта также можно найти решением системы уравнений:
шзак _
х ф-м - '
1
.. шзак _
> тм_ф -
1-A-еф)A-ем)
1
D.377)
шзак _.
' т м-м
где Ч/Зак — разрешающие угловые коэффициенты закрытых поверхностей фу-
теровки и материала; г и ем — степени черноты футеровки и материала.
Обобщенные угловые коэффициенты на данном участке печи необходимо
рассчитывать с учетом площади контакта материала и футеровки:
367

vpOT ^зак+Ур piax.
P ' *м-ф
1 м
D.378)
41
VL»OT
^м-ф
м-м
''м
м
1 Ч
^м-ф-1
/зак 1
м-м^
м
г^зак
м
^Ф-Ф ~ ¦
где Fmot, F от — площади открытых поверхностей материала и футеровки; FJ*
= F.зак — площадь контакта материала и футеровки.
Обобщенные разрешающие угловые коэффициенты между зонами, распо-
ложенными на разных участках печи, необходимо определять аналогичным
образом, учитывая закрытую и открытую части футеровки и материала:
?^=? "F^F.; Ч? =? OTFOT/F;
ф-г ф-г ф ф' м-г м-г м м'
^ = ч* mf т/р ¦ Ч1 = Ч> mF m/F ¦ D 379)
Х ф-ф Х ф-ф 1 ф U ф' Z м-м Х м-м м ' м' ^•J '7/
ф-м ф-м ф ф' м-чр м-ф м м
В формулах D.378) и D.379) площади поверхностей открытой и закрытой
частей футеровки и материала рассчитывают по формулам (см. рис. 4.146):
D.380)
в которых / = l/nv где / — длина печи; пх — число участков по длине печи; р —
центральный угол сегмента материала.
Геометрия рабочего пространства печи зависит от производительности печи
и продолжительности обжига материала.
Площадь сегмента, занимаемого материалом в поперечном сечении печи,
найдем по уравнению неразрывности для сыпучего материала:
/М = ^(РЛЛ D-381)
где Р — производительность печи, кг/с; рм — плотность материала, кг/м3; мм
— скорость перемещения материала по длине печи, м/с; и = ///, здесь / —
длина печи, м; t — продолжительность обжига материала, с.
Скорость перемещения отдельных частиц материала зависит от вида мате-
риала, размеров частиц, их формы, производительности печи, угла наклона
печи и скорости вращения печи. Однако с точностью, приемлемой для инже-
нерных расчетов, при моделировании можно принять допущение о том, что
368

все частицы сыпучего материала перемещаются вдоль печи с одинаковой ско-
ростью мм.
Зная площадь сегмента fM, занимаемого материалом, найдем центральный
угол сегмента C (см. рис. 4.146), воспользовавшись известным тригонометри-
ческим соотношением:
?2
/M = i?2(C-sinp)/2, D.382)
в котором^ — площадь сегмента, м ; р — центральный угол сегмента в ради-
анах. Поскольку выразить явно Р из последнего выражения не представляется
возможным, найдем величину центрального угла сегмента методом итераций,
приняв в качестве итерационной формулы
р^1 = 2fJR2 + sin P", D.383)
где р^1 и рр — (р + 1)-е нр-тое приближения центрального угла Р в радианах.
Итерационный процесс расчета Р быстро сходится.
Площадь торцевой зоны Ft и объем газовой зоны V рассчитываем по очевид-
ным формулам:
F=7ti?2-/M; V=FlT D.384)
Заметим, что формулы D.380) и D.384) позволяют связать геометрические
характеристики печи с ее производительностью и продолжительностью об-
жига.
Обобщенные угловые коэффициенты в системе открытых поверхностей фу-
теровки и материала с учетом поглощения в газовых зонах определим по
формуле:
„эф
D.385)
где фй — средний угловой коэффициент излучения зоны / на зону к; к. — коэф-
фициент поглощения в пределах у-той объемной зоны; суммирование произ-
водится по всем объемным зонам, разделяющим г'-тую и к-тую зоны.
Эффективную длину пути луча дляу-той объемной зоны определим по фор-
муле:
j
где V.nF. — объем и площадь поверхности у-той зоны.
Коэффициент поглощения можно найти по одной из многочисленных изве-
стных в литературе аппроксимирующих формул, например:
369

kj =@,8 +1,6AO-'p^Xl- 0,38 -10-эТ^(РсО2
где рс0 и рн 0 — парциальные давления диоксида углерода и водяных паров,
определяемые из расчета горения топлива, Па; Т. — температурау-той газовой
зоны, К.
Матрицу геометрических угловых коэффициентов в системе тел (см.
рис. 4.146) определим методом статистических испытаний.
Определение степени черноты. Считая газ серым, степень черноты /-той
объемной зоны найдем по формуле
е, = 1 - ехр(-Ь.эф). D.386)
Увеличение степени черноты объемных зон вследствие запыленности газо-
вого потока учтем коэффициентом, равным 1,4. Зависимостью степени черно-
ты поверхностных зон материала и футеровки печи от температуры будем
пренебрегать, и примем их постоянными по справочным данным. Например,
для шамота е = 0,6. Степень черноты торцевых зон примем равной единице.
Расчет коэффициентов радиационного обмена. Определив обобщенные
разрешающие угловые коэффициенты излучения и степени черноты всех зон
и считая, что все тела являются серыми, по формуле найдем коэффициенты
радиационного обмена:
% = ^оВДА - 5,), U к = 1,..., /. D.387)
Расчет мощности тепловыделения в объемных зонах. Мощность тепло-
выделения за счет сжигания газа в /-той объемной зоне определим по формуле:
Q^ = BQn\Ci+l-Q, D.388)
где В — расход топлива на печь, кг/с; QJ — низшая теплота сгорания топлива,
Дж/кг; С. — концентрация топлива на границе /-той объемной зоны (на выхо-
де из горелки концентрация топлива С = 1). Для расчета С примем экспонен-
циальную зависимость выгорания топлива по длине факела
С. = ехр(-%/2), D.389)
где m — эмпирическая константа; /. — длина факела на границе /-той объем-
ной зоны. Постоянную m найдем, задав ориентировочную длину факела / .
При этом примем, что факел заканчивается в сечении, где С= С. — заданная
величина недожога (обычно считают, что С. « 0,02). Тогда из формулы D.389)
имеем:
т=-ЩСЖ2, D.390)
370

или, приняв С. = 0,02, окончательно получим:
тф = 3,912//ф2. D.391)
Длина факела зависит от способа организации сжигания топлива в рабочем
пространстве печи, т.е. от конструкции газогорелочного устройства, установ-
ленного в печи. На практике конструкцию горелки выбирают в зависимости
от требований технологии обжига конкретного материала. Длина факела в
принципе может быть рассчитана, однако, в данной модели величину / будем
задавать в качестве исходного параметра.
Расчет коэффициентов конвективного обмена. Используя известные вы-
ражения для конвективных тепловых потоков Qf обозначим через Gncr поток
массы продуктов сгорания, кг/с, равный:
Gncr = В(\ + ?Ж в), D.392)
где В — расход топлива, кг/с; К — коэффициент расхода воздуха, равный для
условий обжиговых вращающихся печей 1,25-1,5; Q — стехиометрическое
число, которое показывает, какое количество окислителя (воздуха) необходи-
мо для сжигания 1 кг топлива, кг/кг.
Обозначим через с ., Дж/(кг-К), среднюю удельную теплоемкость продук-
тов сгорания при постоянном давлении в интервале температур от 273 К до Г,
а через с и с — аналогичные величины для топлива и воздуха, поступаю-
щих в печь с температурой Т и Т соответственно. Получим
ь71+я,°, D.393)
к
где для всех объемных зон, кроме первой по ходу газов зоны (i = m + 1,..., / - 1)
g° = 273G (C.-C+l). D.394)
oj n.crv i /+1'
Для первой по ходу газов объемной зоны (при разбиении печи (см. рис. 4.146)
на пять участков — зона № 17), в которую вводятся топливо и воздух:
S- = (cJT + срТКрП)В-273 [(срт + cpKvP)B-cp!GnJ. D.395)
Коэффициенты конвективного обмена gkj для поверхностных зон (/ = 1, ...,
/и) определяются по формулам:
@ при кф ),кФ V,
atFt при**./; D.396)
371

где j — номер смежной объемной зоны. Для объемных зон (J = т + 1, .,«, I)
выражения для этих коэффициентов принимают следующий вид:
О при к Ф j, к ¦*¦ i +1, к * i;
при к * j;
1 + 1; D.397)
где у — номера поверхностных зон, смежных с г'-той объемной зоной.
Зависимость удельной изобарной теплоемкости от температуры и состава
продуктов сгорания может быть определена по формуле
СР п.сГ = с,н2оСн2о + Vo2Cco2 + Sn2Cn2 + ^fo, + СЯ> D-398)
где с „ п, с „п , с , с „ и с — удельные изобарные теплоемкости Н,О, CO.,
N2, O2 и топлива (природного газа) соответственно, а Сн 0, Ссо , С^ , Со иС
— концентрации этих газов в продуктах сгорания.
Влияние температуры на средние теплоемкости газов достаточно хорошо
аппроксимируется линейной зависимостью
р
D.399)
где значения коэффициентов а и Ъ приведены ниже:
Газ а, Дж/(кгК) Ъ, Дж/(кг-Г)
СО2 1740,2 2,055
Н2О 1002,3 0,0865
N2 823,8 0,1983
Природный газ (СН4 = 81,3 %,
N2 = 14,4 %, С2Н6 = 2,9 % + следы) 1000 2,055
О2 888,1 0,0977
Коэффициент теплоотдачи а рассчитываем по значению числа Нуссельта
Nu:
a,.=NU,V«/r. D-40°)
Предполагая для упрощения задачи, что газовый поток представляет собой
стабилизированное турбулентное течение в трубе, число Нуссельта найдем по
формуле М. А. Михеева:
Nu", = 0,02 IRef'8 Pif43. D.401)
312

В формуле D.401) критерий Рейнольдса Re. = u.djvr Значения коэффициен-
та теплопроводности А,., кинематического коэффициента вязкости v., критерия
Прандтля Рг. зависят от температуры и состава продуктов сгорания. Так, на-
пример, для продуктов сгорания природного газа эти параметры можно опре-
делить по следующим формулам:
X = (-0,27 + 11,56-10Г- 650-10"V + 2,04-10"V)-10, Вт/(м-К);D.402)
0~3
v = (_з,62 + 32,0Н0~3Г + ПбДП-Ю^ - гЗ^З-Ю^-Ю, м2/с;D.403)
0~3
Рг = 0,778 - 0,331-10~3Г + 0,263-lO^f при 273 К < Т< 673 К; D.404)
Рг = 0,533 + 0,280-10Г- 0,106-10^ при 673 К < Т< 1273 К. D.405)
В качестве определяющей принята температура г'-той объемной зоны, а оп-
ределяющим размером в формуле D.400) является гидравлический (эквива-
лентный) диаметр dr, равный учетверенной площади свободного сечения печи,
деленной на периметр этого сечения. В нашем случае:
dT = 4(nR2 -fu)/[2nR - pi? + 2i?sin(p/2)],
/^ площадь сегмента материала (см. рис. 4.146).
Среднерасходная скорость в газовой зоне, м/с:
urGJ(9F), D.406)
где F — площадь поперечного сечения объемной газовой зоны (равна площа-
ди торцевой зоны); р. — плотность продуктов сгорания, кг/м3.
Расчет тепловых потерь через футеровку печи. Потери тепла через футе-
ровку печи в окружающую среду на участке длиной /s определим по формуле
стационарной теплопередачи через цилиндрическую стенку:
е;от=я/л,д.-7-0), D.407)
где линейные коэффициенты теплопередачи для одно- и двухслойной цилинд-
рической стенки соответственно равны (см. рис. 4.146):
fL* !1 D.408)
R 2i?1(aJ1+aK)
R 2X2
, D.409)
373

здесь Q"OT — поток потерь тепла на /-том участке печи; Т. — температура футе-
ровки печи на /-том участке; /s — длина участка печи; То — температура окру-
жающей среды; А,, и А,2 — коэффициенты теплопроводности огнеупорного и
изоляционного слоев футеровки печи, определяемые по линейной зависимос-
ти А, =/G), в которую входят средние температуры слоев; ал — коэффициент
теплоотдачи за счет излучения поверхности кожуха в окружающую среду; а
— коэффициент конвективной теплоотдачи от поверхности кожуха в окружа-
ющую среду; R — внутренний радиус печи; Rx и R2 — наружные радиусы
первого и второго слоев футеровки. Термическим сопротивлением кожуха
пренебрегаем.
Коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием определим по известной фор-
муле:
«Г^-Г«Ж-^ D-410)
а коэффициент конвективной теплоотдачи по следующей эмпирической фор-
муле:
оск = 0,0078(y?>K)Re0a905, D.411)
где ек = 0,75 — степень черноты кожуха печи; Тк — температура кожуха печи,
К; Re0 = ubDJvb — критерий Рейнольдса; ?>к — диаметр кожуха печи; А,в и vb —
коэффициенты теплопроводности и кинематической вязкости воздуха при тем-
пературе окружающей среды; мв — скорость воздушного потока, омывающего
печь (и = 1-^3 м/с).
Как видно из выражений D.410) и D.411), для расчета коэффициентов теп-
лоотдачи Хл и ак необходимо знать температуру кожуха печи 7\ Найдем иско-
мую температуру Тк итерационным методом, применив следующие расчетные
формулы:
для однослойной футеровки:
D.412)
VZA<i к Л
для двухслойной футеровки:
r,, = erf-UA+-Lln&l/U)+I-.
'01 Р 01 О / s >
^2А,, Л lk2 Rx )l
где 2.п0т — тепловой поток потерь, вычисляемый по формуле D.407); Т.
средняя температура внутренней поверхности футеровки.
374

Расчет температуры кожуха Тк будем проводить в следующей последователь-
ности:
1. Зададим нулевое приближение для температуры кожуха на всех участках
печи i = 1,..., пу Для двухслойной футеровки необходимо также задать темпе-
ратуру Т12 на границе 1-го и 2-го слоев футеровки. В нулевом приближении
примем Ти2 = 0,5 {Т. + Тк).
2. Найдем Я., для однослойной и А^ и Х2 для двухслойной футеровки по сред-
ней температуре слоя:
для однослойной футеровки:
где Гр1 = (Л,2Г - R2T)/(R2 - R2) + 0,5(Г. - Г)/1п(Д/Л) — средняя температура
цилиндрического слоя;
для двухслойной футеровки:
\ = °11 + Vcpl' %2 = «12 + 612Гср2'
где Гср1 = (T{_2R2 - TR2)I{R2 - R2) + 0,5(Г. - Т^УЩЯ^К) — средняя температу-
ра первого слоя футеровки, а Гр2 = (TR2 - T12R2)I(R2 - R2) + 0,5(Г,_2 - Г)/
ln(i?2/i?j) — средняя температура второго слоя футеровки печи. В вышеприве-
денных формулах ап, Ьп, ап и Ьп — коэффициенты аппроксимации закона X =
/G) линейной зависимостью.
3. Рассчитаем ад и ак по формулам D.410) и D.411).
4. Найдем тепловые потери Q"m по формуле D.407).
5. Определим новое значение Т по одной из формул D.412) или D.413).
6. Если вновь найденное значение 7\ температуры кожуха отличается от за-
данного на величину, не превышающую наперед заданную погрешность, то
расчет закончим. В противном случае расчет повторим с п. 2, используя но-
вую исходную температуру кожуха.
Тепловые потери излучением торцевых зон найдем по формуле:
?,пот = ета0(Г4 - Г0Ут, / = 2^+1,..., т, D.414)
где 8т — степень черноты торцевых зон (гт « 1); Т. — температура торцевых
зон; TQ — температура в пылевой или холодильной камере печи (в первом
приближении ее можно принять равной температуре окружающей среды); Fr
— площадь поверхности торцевой зоны.
Запись системы зональных уравнений. Поскольку в рассматриваемой си-
стеме зоны I рода отсутствуют, воспользуемся зональными уравнениями для
поверхностных зон материала и футеровки, а также для объемных газовых
зон.
375

Уравнения для зон на поверхностях материала (/ = 1,..., л,) оставим пока без
изменения:
Соотношение, устанавливающее для этих зон связь результирующих тепло-
вых потоков g;. с температурами Г,, ..., Тп1, будет получено ниже в результате
решения задачи внутреннего теплообмена.
Зоны на поверхностях футеровки (/ = и, + 1,..., т) являются зонами III рода,
для каждой из которых устанавливается однозначная зависимость D.407) между
величиной результирующего теплового потока Qt = Q" и температурой Т..
Поэтому уравнение для этих зон примет вид:
-nlskLJ(Ti-T0) = 0, i = nx + \,...,m. D.416)
Для торцевых зон, участвующих в радиационном теплообмене с поверхнос-
тными и газовыми зонами внутри печи и отдающих тепло излучением во вне-
шнюю среду, уравнение запишем следующим образом:
>»Да, / = 2и1 + 1,...,«, D.417)
к
где Q = ??пот — поток тепловых потерь, определяется по формуле D.414).
Для объемных газовых зон известна мощность тепловыделения за счет сго-
рания топлива Qv., определяемая без учета зависимости от температуры газа,
так как в первом приближении в данной математической модели не учитыва-
ется диссоциация продуктов сгорания. Поэтому для этих зон (/ = т + 1, ..., I)
заданными являются значения результирующих потоков Q. = -Qv, а опреде-
ляемыми — температуры Т. Таким образом, объемные газовые зоны являют-
ся зонами II рода, для которых
+&=0, i = m+l,...,/. D.418)
Задача внутреннего теплообмена. Материал, подвергающийся обжигу в
печи, будем рассматривать как термически тонкое тело. Это допущение явля-
ется приемлемым, во-первых, потому что материал, как правило, занимает не
более 10 % объема рабочего пространства печи, и, во-вторых, в связи с интен-
сивным перемешиванием материала при его пересыпании. В этом случае из-
менение температуры материала в пределах г'-той зоны определяется балансо-
вым уравнением:
376

¦T!) = Qi+Qlv,i= 1. • ••>«,, D.419)
где Т! и Г" — температура материала в начале и в конце /-той зоны; с . —
средняя удельная теплоемкость материала в интервале температур от Т.' до
Г.", Дж/(кгК);Р — производительность печи, кг/с; Q.3p — мощность источни-
ков (стоков) тепла в объеме материала в результате протекания экзо- и эндо-
термических реакций.
При нахождении величины с можно использовать следующую формулу,
определяющую зависимость истинной удельной теплоемкости cJJ) от темпе-
ратуры с учетом порозности материала у:
cuV) = К + W1 - Y) + српаЪ D.420)
где ам и й — коэффициенты аппроксимации зависимости удельной теплоемко-
сти материала от температуры (определяются по справочникам); у — порозность
материала, определяется экспериментально, и в инженерных расчетах обычно
принимается равной у = 0,2-ь0,4; с — удельная теплоемкость продуктов сго-
рания, определяемая по формулам D.398) и D.399) с подстановкой в формулу
D.392) температуры материала.
Тепловой поток от протекания химических реакций в слое материала Q*'p,
идущих с выделением (знак плюс) или поглощением (знак минус) тепла, оп-
ределяется экспериментально в зависимости от температуры и химического
состава материала. Например, для условий обжига шамота можно принять
е,эр=о.
Для того чтобы в уравнениях D.419) перейти к среднезональным температу-
рам Т., используем соотношение:
77- т;=щ + 2У (-i)^r. + (-i)'rj,
где Ти — температура материала на входе в печь.
Учитывая, что Q*'v = 0, окончательно получим связь результирующих тепло-
вых потоков Qi на поверхности материала с зональными температурами этой
поверхности в следующем виде:
ь(-1)'Г]. D.421)
Решение задачи сопряженного теплообмена. Для термически тонкого тела
сопряжение решений задач внешнего и внутреннего теплообмена проще все-
го осуществить подстановкой выражения D.421), определяющего величину
377

результирующего теплового потока для зон на поверхности материала, в зо-
нальные уравнения D.415):
/-I
V* (akiTk4 + gkiTk ) - 2сш-Р[7) + 2У^(- 1)'+у Tj + (-1)' Гн ]. D.422)
* У=1
В результате получаем замкнутую систему зональных уравнений D.416)-
D.418) и D.422) относительно температур Т{, ..., Т.. Эта система нелинейна,
что обусловлено, во-первых, тем, что температура входит в уравнения в чет-
вертой степени и, во-вторых, зависимостью коэффициентов радиационного аы
и конвективного gkj теплообмена от температуры. Для решения данной систе-
мы применим итерационный метод Ньютона.
Рассмотрим алгоритм расчета сложного сопряженного теплообмена в рабо-
чем пространстве вращающейся печи:
1. Ввод исходных данных: геометрических размеров печи (длины, внутрен-
него радиуса, толщины слоев футеровки), числа участков разбиения печи, про-
изводительности печи, продолжительности обжига, расхода топлива на печь,
физических характеристик тел, участвующих в теплообмене и результатов
расчета горения топлива.
2. Нумерация всех зон в зависимости от числа участков разбиения печи, оп-
ределение геометрических параметров системы теплообмена по формулам
D.380) и D.384) и расчет матрицы угловых коэффициентов в системе тел: ма-
териал - газ - футеровка для условий вращающейся печи (см. рис. 4.146) по
вычислительной программе, реализующей метод статистических испытаний.
3. Расчет мощности тепловыделения в газовых зонах по формуле D.388) (при
предварительном задании длины факела по одной из инженерных методик или
из практики эксплуатации печей данного класса).
4. Решение системы нелинейных уравнений D.416)-D.418), D.422) методом
Ньютона (при предварительном задании начального поля температур, точнос-
ти расчета и порядка системы нелинейных уравнений, равного числу расчет-
ных зон печи /).
При решении системы нелинейных уравнений методом Ньютона на каждой
итерации по температуре выполняем расчет: степени черноты газовых зон;
матрицы обобщенных угловых коэффициентов; матрицы разрешающих обоб-
щенных угловых коэффициентов; коэффициентов радиационного и конвек-
тивного обмена.
Результатом решения системы нелинейных уравнений методом Ньютона
являются значения температур зон, исходя из которых, осуществляют расчет
тепловых потоков по зонам.
378

Расчет обжига шамота во вращающейся печи. Математическая модель
сложного теплообмена в рабочем пространстве вращающейся печи реализо-
вана в виде фортран-программы. Для оперативного выполнения многовари-
антных расчетов ввод исходных данных, указанных ниже, производится в ди-
алоговом режиме:
Длина печи /, м 50
Внутренний радиус печи R, м 1
Толщина 1-го слоя футеровки (огнеупорного) 8,, м 0,23
Толщина изоляции 2-го слоя футеровки 82, м О
Число участков по длине печи, п} 9
Производительность печи Р, кг/с (т/ч) 2,5/(9)
Плотность материала (шамота) рм, кг/м 1900
Продолжительность обжига t, с 5400
Расход топлива В, кг/с (м3/ч) 0,271 A400)
Ориентировочная длина факела / , м 17
Ряд исходных данных, не требующих частых корректировок,
записан на внешний магнитный носитель:
Порозность материала у 0>35
Степень черноты материала ем 0,6
Степень черноты внутренней поверхности футеровки ем 0,6
Степень черноты торцевых зон ?т 1,0
Степень черноты кожуха печи ек 0,75
Температура окружающей среды TQ, К 293
Парциальное давление СО2 в продуктах сгорания рсо , кПа.. 8
Парциальное давление Н2О в продуктах сгорания рн 0, кПа . 17,2
Коэффициент, учитывающий запыленность факела Еф 1,4
Точность расчета А 0,01
Низшая теплота сгорания топлива QJ, МДж/кг 48,26
Стехиометрическое число Q, кг/кг 16,52
Коэффициент расхода воздуха К в 1,25
Плотность топлива при температуре подогрева рт, кг/м 0,7
Плотность окислителя (воздуха)
при температуре подогрева рв, кг/м3 0,946
Температура подогрева топлива Тт, К 303
Температура подогрева окислителя (воздуха) Гв, К 373
Температура материала перед загрузкой в печь 7"мн, К 293
Результаты расчета приведены на рис. 4.147 и 4.148. На рис. 4.147 представ-
лено изменение температур газа, футеровки и материала по длине печи, а
рис. 4.148 демонстрирует распределение линейных плотностей тепловых по-
токов вдоль печи. Проведем анализ полученных результатов.
С точки зрения технологии достигнута необходимая для обжига высокогли-
ноземистого шамота температура ~1873±200 К. При данной длине факела,
379

ft' кВт/м
О
10
100
50
ft
i
ft"^"
пот
, ¦
rr
О 10 20 30 40 /, м
Рис. 4.148. Распределение линейных
плотностей тепловых потоков по дли-
не печи при Р = 2,5 кг/с, В = 0,27 кг/с;
ftn0T — тепловые потери через футе-
ровку; Q" — изменение энтальпии
материала; QLУ— мощность тепловы-
Рис. 4.147. Распределение температуры материала A), футе- деления за счет сжигания топлива
ровки B) и газа C) по длине печи
равной ~17 м, обеспечивается достаточно большая длина зоны обжига (~10 м).
На выходе из печи температура материала выше температуры газов, что ха-
рактерно для этого класса печей. Температура уходящих газов, равная ~873 К,
достаточно высока, поэтому за данной печью целесообразно установить ка-
кое-либо теплоутилизирующее устройство (рекуператор или котел-утилиза-
тор). Потери тепла через футеровку печи достаточно велики и составляют ~ 12 %
от суммарного расхода печи.
Точность расчета сложного теплообмена зональным методом зависит от числа
зон разбиения рабочего пространства печи. На рис. 4.149 показаны результа-
ты расчета температуры газа и материала при разбиении печи на три, шесть и
0 10 20 30
Рис. 4.149. Зональные значения температур газа A) и материала B)
40
380

девять участков по длине и, соответственно, на одиннадцать, двадцать и двад-
цать девять зон. Из рис. 4.149 видно, что погрешность расчета при разбиении
печи на три участка по длине печи значительна, а температурные линии при
наличии 20 и 29 зон отличаются в пределах погрешности инженерных расче-
тов.
Приведем перечень задач, рекомендуемых для самостоятельного исследова-
ния при использовании математической модели обжиговой вращающейся печи:
1. Выбрать производительность печи Р, отвечающую заданной технологии
обжига (заданному температурному интервалу обжига).
2. Выбрать расход топлива В, отвечающий заданной технологии обжига.
3. Исследовать влияние наличия и толщины теплоизоляции (второго слоя
футеровки) на режим обжига и тепловой баланс печи.
4. Исследовать влияние геометрии печи (радиуса, длины) на температурное
поле рабочего пространства печи.
5. Оценить влияние температуры окружающей среды (зимний и летний пе-
риоды) на расход топлива при соблюдении заданной температуры обжига.
6. Установить зависимость уровня температур материала и протяженности
зоны обжига от длины факела (типа сожигательного устройства).
Оптимизация тепловой работы вращающейся печи. Оптимизация теп-
ловой работы печи может быть достигнута за счет оптимизации режимных
(расход топлива) и конструктивных (размеры рабочего пространства, толщи-
на и материал футеровки, тип и расположение горел очных устройств и т.д.)
параметров. При этом следует правильно поставить задачу оптимизации. Для
этого необходимо:
1) разработать математическую модель печи, учитывающую все основные
взаимосвязи процесса обжига;
2) сформулировать единственный критерий оптимизации и выразить его ко-
личественно. При подстановке задачи оптимизации надо всегда помнить, что
оптимизируют не саму печь как таковую, а конкретный показатель ее работы,
выражаемый критерием оптимизации. Поэтому оптимальная тепловая работа
печи с точки зрения одного критерия может быть далекой от оптимума с пози-
ций другого критерия оптимизации;
3) выявить параметры, которые можно варьировать в определенных преде-
лах с целью изменения критерия оптимизации для достижения его экстре-
мального значения;
4) выбрать метод поиска оптимума, наиболее целесообразный для данной
конкретной задачи.
Первый этап решения задачи уже выполнен, остальные — зависят от целей,
которые необходимо достичь.
381

Оптимизация режима обжига высокоглиноземистого шамота. Обжиг вы-
сокоглиноземистого шамота проводят с целью улучшения его огнеупорных
свойств. В рабочем пространстве вращающейся печи последовательно прохо-
дят процессы сушки (при мокром способе подготовки сырья), нагрева и обжи-
га шамота. При низком уровне температур высокоглиноземистого шамота в
зоне обжига (<1350 °С) невозможно получить заданное качество обжига, а при
повышенных температурах шамота (>1800 °С) будет наблюдаться его расплав-
ление и налипание на футеровку печи. Поэтому при оптимальном режиме тем-
пература не должна выходить за пределы заданного интервала температур в
зоне обжига A350-1800 °С). Будем считать это обстоятельство первым огра-
ничением при оптимизации режима. Качество материала зависит также от
длины зоны обжига, т.е. зоны, в которой имеет место заданный температур-
ный интервал. При малой длине этой зоны процессы изменения внутренней
структуры материала не успевают завершиться. В дальнейших расчетах при-
мем в качестве минимально допустимой по технологии длины зоны обжига
величину /о6« 10 м. Это будет вторым ограничением при выборе оптимально-
го режима.
На рис. 4.150 показана полученная в результате расчетов зависимость длины
зоны обжига от расхода топлива при различных значениях производительнос-
ти. Длина зоны обжига определяется из графика изменения температуры мате-
риала по длине печи (см. рис. 4.147). При небольшой производительности печи
для выполнения требований технологического процесса необходим незначитель-
ный расход топлива. С увеличением производительности печи расход топлива,
естественно, возрастает. Очевидно, существует некоторое оптимальное соотно-
шение расхода топлива и производительности печи — минимальный удельный
расход топлива, при котором можно получить заданное качество обжига и со-
блюдаются сформулированные ограничения. Иными словами, в качестве кри-
терия оптимизации примем удельный расход топлива, кг/кг:
15
10
5 -
1/
.TV.
в л
0,12 0,16 0,20 0,24 В, кг/с
0
6 Р, кг/с
Рис. 4.150. Зависимость длины зоны обжига от расхо-
да топлива при производительности Р, кг/с: / — 0,28; Рис. 4.151. К расчету оптимального режи-
2 — 0,83; 3 — 1,39 ма обжига шамота
382

b = BJP, D-423)
где В ¦ — расход топлива, при котором соблюдаются заданные ограничения,
joYc; р — производительность печи, кг/с.
Варьируемыми величинами, влияющими на критерий оптимизации Ъ, будут
расход топлива и производительность печи. Изменяя В и Р, будем искать ре-
жим обжига, соответствующий минимуму удельного расхода топлива Ь.
Поставленную задачу решим простейшим методом, заключающимся в пе-
реборе вариантов. Изменяя производительность печи Р с выбранным шагом
АР, будем добиваться для каждой производительности с помощью расчетов на
математической модели требуемого технологического режима путем измене-
ния расхода топлива В. Например, при построении точки А (рис. 4.151), задав
Р = 0,83 кг/с C т/ч), изменяем расход топлива В и получаем в результате расче-
тов зависимость длины зоны обжига от В (см. рис. 4.150). Приняв за мини-
мальную длину обжига величину, равную 10 м, получим минимальный расход
топлива 5min к 0,18 кг/с, при котором соблюдается технология обжига. В ре-
зультате получаем зависимость Ъ =/(/*) при минимальном расходе топлива,
обеспечивающем заданный технологический режим. Эта зависимость графи-
чески представлена на рис. 4.151. В рассматриваемом случае минимальный
удельный расход топлива наблюдается при производительности Р = 2,1-^2,5 кг/с
G,56-9 т/ч) и расходе топлива В « 0,231-Ю,275 кг/с.
383

Глава 3.
СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ И АВТОМАТИЗАЦИИ
И АЛЬТЕРНАТИВНЫЕ ВАРИАНТЫ ТЕХНОЛОГИИ
3.1. О вопросах организации управления
технологическими производствами
За последние 10-15 лет наблюдается быстрое изменение и усложнение тех-
нологических схем производств и их аппаратурного оформления, существен-
ная интенсификация технологических процессов. Одновременно весьма ощу-
тимо вырос уровень автоматизации производственных процессов и, как след-
ствие, значительно усложнились проектные решения, возросли трудность и
объем проектов, стоимость самих объектов проектирования; ужесточились
требования монтажных организаций к объему и качеству документации.
В целом технологические производства (ТП), как сложные объекты управ-
ления, имеют большое количество информации о состоянии технологическо-
го режима и управляющих воздействий, достаточных для перехода ТП с одно-
го режима на другой и стабилизации последнего.
Система управления ТП должна обеспечивать сбор, переработку и представ-
ление информации о состоянии ТП, автоматическую стабилизацию заданного
технологического режима, его оптимизацию, а также пуск и останов ТП.
Проектирование автоматизации производственных процессов имеет целью
определение совокупности организационных и технических мероприятий,
обеспечивающих передачу рядя функций по управлению процессами автома-
тическим устройствам (контроля, регулирования, сигнализации, защиты и др.)
для обеспечения оптимального ведения процессов.
Основные задачи собственно проектирования систем автоматизации — со-
гласование взаимных требований частей проекта предприятия (производства,
установки), относящихся к разным специальностям, для обеспечения рацио-
нального построения систем управления (СУ); составления проекта, т.е. моде-
ли СУ; заказ стандартных средств автоматизации; разработка технических ус-
ловий и заказ нестандартных средств; обеспечение монтажных организаций
документацией, необходимой для реализации СУ; определение экономичес-
ких показателей.
3.1.1. АСУ ТП
В результате последовательного развития промышленных систем управле-
ния под влиянием увеличения мощности технологических агрегатов, повы-
шения требования к качеству ведения процессов, возрастания объемов инфор-
мации, появления быстротекущих технологических процессов и других об-
384

стоятельств возникла проблема автоматизации собственно процесса управле-
ния — процесса принятия решений. Появились автоматизированные (часть
функций выполняется автоматически, а часть — человеком) системы управле-
ния (АСУ), т.е. человеко-машинные системы, реализующие автоматизирован-
ный процесс сбора и переработки информации, которая необходима для при-
нятия решений по управлению объектом в целом. В этих АСУ в процессе сбо-
ра и переработки информации участвуют электронные вычислительные ма-
шины (ЭВМ). При этом роль человека остается существенной, так как ряд
задач принятия решений в силу их сложности и неизученности не поддается
формализации (математическому описанию), их выполнение не может быть
полностью автоматизировано и остается за человеком. Следует подчеркнуть
особую роль в работе АСУ оператора-технолога, так как именно он, а не опе-
ратор ЭВМ, обладая знаниями технологии, способен принимать правильные
решения.
Автоматизированные системы управления подразделяются на автоматизи-
рованные системы управления производством (АСУП) и автоматизирован-
ные системы управления технологическими процессами (АСУ ТП). Объеди-
нение нескольких АСУ ТП между собой и с АСУП, осуществляемое с целью
повышения общей технической и экономической эффективности их функцио-
нирования, приводит к появлению интегрированных АСУ (ИАСУ). Интегри-
рованные АСУ строятся, как правило, по иерархическому принципу, представ-
ленному на рис. 4.152. На верхней ступени стоит отраслевая АСУ (ОАСУ), с
которой последовательна связаны АСУП на предприятии, АСУП в цехах и на
участках и на нижней ступени находятся АСУ ТП.
Функции АСУ ТП. Принято различать информационные и управляющие
функции АСУ ТП.
К информационным относятся такие функции, результатом выполнения ко-
торых является представление оператору (или какому-либо внешнему получа-
Рис. 4.152. Иерархический принцип построе-
ния автоматизированных систем управления
производством
ОАСУ
^ \
¦ ="-v
г
АСУ предприятием
^^
г ^^
АСУ производством
^?
АСУ
агрегатом
г
АСУ
агрегатом
'—
АСУ
агрегатом
13. Лисиенко В.Г. и др.
385

телю) информации о ходе управляемого процесса. Характерные примеры ин-
формационных функций АСУ ТП:
1) контроль за основными параметрами процесса, т.е. непрерывная провер-
ка соответствия параметров допустимым значениям;
2) измерение или регистрация по вызову оператора тех параметров процес-
са, которые его интересуют в ходе управления процессом;
3) вычисление некоторых комплексных показателей, неподдающихся непос-
редственному измерению;
4) вычисление технико-экономических показателей работы объекта и др.
Управляющие функции АСУ ТП включают в себя действия по выработке и
реализации управляющих воздействий на объект управления. Примеры уп-
равляющих функций:
1) стабилизация управляемых величин технологического процесса на неко-
торых постоянных значениях;
2) программное изменение режимов процесса;
3) формирование и реализация управляющих воздействий, обеспечивающих
оптимальное течение технологического процесса;
4) защита оборудования от аварий;
5) управление пусками и остановками агрегатов и др.
Состав АСУ ТП. Процесс функционирования АСУ ТП, по существу, явля-
ется процессом целенаправленного преобразования входной информации в
выходную. Это преобразование выполняется совместно двумя главными ком-
Организационное
обеспечение
Программное обеспечение
Математическое обеспечение
Рис. 4.153. Схема взаимодействия основных компонентов АСУ ТП
386

понентами: оперативным персоналом и техническим обеспечением {комплек-
сом технических средств — КТС). Именно они собирают информацию от
объекта управления, обрабатывают и анализируют ее, а затем принимают ре-
шения по управлению и реализуют их в виде выходной информации, форми-
руя соответствующие воздействия на объект. Схема взаимодействия основ-
ных компонентов АСУ ТП показана на рис. 4.153. Для обеспечения работы
оперативного персонала необходимо организационное обеспечение, представ-
ляющее собой совокупность документов, устанавливающих порядок и прави-
ла функционирования персонала (технологические инструкции, описания и
инструкции по эксплуатации системы и др.). В свою очередь, для обеспечения
работы основной части комплекса технических средств — ЭВМ — требуется
программное обеспечение. Под программой принято понимать алгоритм, пред-
ставленный в форме, воспринимаемой вычислительной машиной.
Алгоритм — это инструкция по решению какой-либо задачи, определяющая
последовательность этого решения и выполненная на формальном языке ма-
тематических формул и логических условий. Применительно к АСУ говорят
об алгоритмах управления, которые также представляют собой формальные
инструкции о том, как надо обработать входную информацию и выработать
целесообразные управляющие воздействия. Программы создаются на основе
математического обеспечения АСУ ТП, под которым понимается совокуп-
ность математических методов, моделей и алгоритмов, используемых при раз-
работке и функционировании АСУ ТП. Математическое обеспечение подраз-
деляется на общее математическое обеспечение и специальное математи-
ческое обеспечение. Первое обеспечивает решение стандартных задач и функ-
ционирование собственно ЭВМ. Второе обеспечивает решение специальных
задач, свойственных данной АСУ. На основе специального математического
обеспечения разрабатывается пакет прикладных программ для решения опре-
деленных задач. Роль инженера-технолога в разработке специального матема-
тического обеспечения состоит в постановке задач управления и участии в
создании математических моделей.
Специальное математическое обеспечение вместе с программным, вернее,
его недостаточность, является самым слабым местом современных АСУ ТП.
Это наиболее "наукоемкая" и дорогая часть АСУ, стоимость которой во мно-
гих случаях превышает стоимость КТС, включая ЭВМ.
В комплекс технических средств входят средства получения, преобразова-
ния, передачи и отображения информации, управляющие и вычислительные
устройства, т.е. полный набор средств автоматизации и вычислительной тех-
ники, используемых в системе. Главной частью КТС является ЭВМ — вычис-
лительный комплекс (ВК) АСУ ТП.
387

Разновидности АСУ ТП. Современные АСУ ТП очень разнообразны и от-
личаются друг от друга по степени автоматизации объекта, применяемым тех-
ническим средствам и т.п.
а) АСУ ТП с вычислительным комплексом, выполняющим информационные
функции. Эта разновидность АСУ ТП включает в себя локальные системы ав-
томатического контроля и регулирования, объединенные центральным пунк-
том управления, на котором работает оператор. Оператор в соответствии с тех-
нологической инструкцией осуществляет дистанционное управление отдель-
ными исполнительными механизмами или изменяет задания регуляторам в
локальных системах регулирования. Вычислительный комплекс выполняет
информационные функции централизованного контроля, вычисления некото-
рых комплексных показателей, не поддающихся непосредственному измере-
нию, а также контроля работы и состояния оборудования, т.е. ВК дает допол-
нительную информацию оператору, которую он использует при управлении
процессом.
б) АСУ ТП с вычислительным комплексом, выполняющим управляющие фун-
кции в режиме "советчика". В таких АСУ ТП, кроме функций, выполняемых
в предыдущей системе, на ВК возложены функции поиска наилучших (опти-
мальных) решений с выдачей рекомендаций по управлению (советов) опера-
тору-технологу.
в) АСУ ТП с вычислительным комплексом, выполняющим функции цент-
рального управляющего устройства. В этих системах ВК включается в замк-
нутые контуры управления и вырабатывает управляющие воздействия как за-
дания локальным системам автоматического регулирования. Управление та-
кого вида называется супервизорным.
Реальные объекты управления обычно имеют несколько управляемых вели-
чин х (многомерные объекты), на них воздействует множество возмущений z
и для управления используется определенное число управляющих воздей-
ствий у. ВК получает информацию об управляемых величинах, возмущаю-
щих и управляющих воздействиях и перерабатывает ее по программе на осно-
вании алгоритмов управления, учитывающих как цели управления, так и ог-
раничения, накладываемые на параметры процесса и управляющие воздей-
ствия.
3.1.2. Автоматизированные информационно-поисковые системы [58]
Достижения науки и техники в области информатики и электроники, осо-
бенно в течение последних лет XX века, позволили разработать и создать в
массовом масштабе компьютерные информационные системы. Следует раз-
личать автоматизированные информационно-поисковые системы (АИПС) и
автоматизированные информационно-измерительные системы (АИИС). В даль-
388

нейшем будем рассматривать только АИИС, которые сокращенно будем назы-
вать АИС.
Такие системы, используя базы знаний, базы данных и сигнальные микро-
процессоры (СМП), являются основой информационного обеспечения авто-
матизированных систем управления (АСУ) различного назначения. На базе
СМП могут быть построены весьма эффективные автоматизированные систе-
мы контроля и управления технологическими процессами и, особенно, авто-
матизированные системы технической диагностики и системы управления
эксплуатационной надежностью крупных машин и сложных технических
объектов.
Если на ранних этапах развития информационных систем использовались
ЭВМ общего назначения, ручной ввод исходных данных и аналого-цифровые
преобразователи (АЦП), то с появлением СМП возникла возможность цифро-
вой обработки большого объема входных данных в реальном масштабе време-
ни. Сигнальные микропроцессоры могут обладать широким набором функ-
ций: генерация, модуляция, фильтрация смешение, кодирование, декодирова-
ние, хранение, обработка и визуализация сигналов и данных в масштабе ре-
альном времени. Они также могут быть наделены такими сложными функци-
ями, как анализ и синтез речи, быстрое преобразование Фурье (БПФ), пара-
метрический, спектральный и кепстральный анализ, включая решение специ-
альных задач, требующих огромного объема вычислительных работ.
Архитектура СМП существенно отличается от архитектуры микропроцес-
соров общего назначения и содержит в себе оригинальное математическое
обеспечение. Теория СМП еще не получила законченного вида, однако рас-
смотрение СМП как некоторой абстрактной измерительной системы с точки
зрения науки корректно и реально возможно. Такой путь весьма продуктивен,
поскольку базируется на достаточно развитом научном фундаменте, разрабо-
танном в предметных областях теории технических систем, теории принятия
решений, теории измерений, теории передачи данных и теории обработки ин-
формации.
Информационные технологии автоматизированных информационно-измери-
тельных систем могут выглядеть весьма разнообразно. Однако для большин-
ства традиционных информационно-измерительных систем (без СМП) про-
граммные компоненты, реализующие эти технологии, можно разделить на две
части: программные продукты, реализующие внемашинную базу знаний
(ВМБЗ) и программы, реализующие машинную базу данных (МВД) автомати-
зированных систем различного назначения. При этом, следует помнить, что в
состав ВМБЗ могут входить технические и технологические параметры, а так-
же вербальная информация различного толка.
Что касается информационных систем, построенных на базе СМП, то их
программные компоненты состоят из трех частей: программ, реализующих
389

измерительно-вычислительные функции СМП, и программ, реализующих
ВМБЗ и МБД соответственно. Отметим, что преобразование ВМБЗ в МБД и
есть главная цель создания любой информационно-измерительной системы.
Рассмотрим логические компоненты автоматизированных информационных
систем, которые представим в виде структурных схем, и дадим их элементам
определения.
На ранних стадиях создания АСУ производственных процессов (АСУ ПП) и
технологических процессов (АСУ ТП) информация вводилась в ЭВМ вруч-
ную и/или автоматически с помощью аналоговых АЦП. Структурная схема
такой автоматизированной информационно-измерительной системы приведе-
на на рис. 4.154.
В дальнейшем, в связи с появлением микропроцессорной техники и диспле-
ев, информационные системы стали устанавливать на отдельные персональ-
ные компьютеры, способные объединяться в локальные и глобальные сети с
технологическими компьютерами АСУ (см. выше).
В них стали использоваться распределенные МВД (РМБД). Структурная схе-
ма такой автоматизированной системы приведена на рис. 4.155.
В последние годы широкое распространение получили АИС на базе СМП.
Наибольшее применение они нашли в АСУ эксплуатационной надежностью
ВМБЗ
Оператор
д
АЦП
ЭВМ АСУ
ППП
СУБД
МБД
Рис. 4.154. Автоматизированная информационная система на ранних стадиях АСУ: ВМБЗ — внема-
шинная база знаний — совокупность всех документированных сведений (данных), сообщений и па-
раметров, используемых в АСУ; Д— датчики контролируемых параметров; ЭВМ АСУ— электрон-
но-вычислительная машина (компьютер) АСУ; ППП — пакет прикладных программ, входящих в
состав АСУ; СУБД — система управления базами данных — комплекс программ и языковых средств,
предназначенных для создания, ведения и использования баз данных; МБД — машинная база дан-
ных — совокупность всех данных, сгруппированных по определенным признакам
ВМБЗ
Оператор
Д
РМБД
СУБД
ПК АИС
АЦП
ПППАСУ
ТКАСУ
СУБД
РМБД
Рис. 4.155. Автоматизированная информационная система с распределенной МБД: ПК АИС— пер-
сональный компьютер автоматизированной информационной системы; ППП АСУ— пакет приклад-
ных программ АСУ; ТК АСУ—технологический компьютер АСУ
390

ВМБЗ
Оператор
Д
РМБД
СУБД
ПК АИС
СМП
С МО СМП
ПППАСУ
ТКАСУ
СУБД
РМБД
Рис. 4.156. Автоматизированная информационная система АСУ с СМП: СМО СМП — специальное
математическое и программное обеспечение СМП
д
->
ф
- w
С
1 1
ФВ
м
->
ЦП
t
смпосмп
т
яс
Рис. 4.157. Структурная схема СМП: Д — датчик; Ф — цифровые фильтры; ФВ — фиксатор выбор-
ки; М — мультиплексор; АЦП — аналого-цифровой преобразователь; ЦП — центральный процес-
сор; ЦАП— цифро-аналоговый преобразователь; ПС — процессор связи; С — синхронизатор; СМПО
СМП — специальное математическое и программное обеспечение СМП
сложных технических объектов и в системах технической диагностики. На
рис. 4.156 представлена структурная схема АИС с СМП.
Структурная схема СМП приведена на рис. 4.157.
Автоматизированные информационно-измерительные системы создаются для
решения задач информационного обеспечения АСУ различного толка. Номен-
клатура таких АИС весьма разнообразна. Само собой разумеется, что методы
обработки и способы реализации анализа информации для каждой предмет-
ной области знаний или отрасли деятельности человека имеют свои специфи-
ческие особенности, которые, прежде всего, обусловливаются конкретным
видом информации, носителем информации, методами кодирования и спосо-
бами передачи и представления результатов обработки. Вследствие этого уст-
ройства обработки информации для различных областей человеческой дея-
тельности часто оказываются внешне непохожими друг на друга. Но за этой
внешней непохожестью скрываются одинаковые принципы, методы и сред-
ства построения систем измерения, сбора и обработки информации.
Теоретическую основу методов получения и средств обработки информа-
ции составляют: теория информации, теория измерений, теория ошибок, ма-
тематическая статистика, вычислительная математика, теория алгоритмов и
теория контроля и диагностики. Все современные методы этих теорий исполь-
391

зуют сложный математический аппарат, но базируются, тем не менее, на про-
стых исходных положениях, вытекающих из практических задач информати-
ки и управления.
В современной системотехнике любая техногенная система рассматривает-
ся как множество взаимосвязанных и взаимодействующих элементов, объеди-
ненных с какой-то целью. При этом она может быть представлена как объект и
как процесс одновременно. Однако рассмотрение конкретной системы произ-
водится исследователем всегда с какой-либо отдельной, выбранной им точки
зрения. Это приводит к тому, что исследуемая система всегда рассматривается
как объект или как процесс индивидуально.
Учитывая тот факт, что совокупность логических, физических и программ-
ных компонент автоматизированных информационно-измерительных систем
называется архитектурой, а совокупность процедур измерения, сбора и обра-
ботки, хранения и визуализации данных называется информационной техно-
логией обработки данных, в данном пособии проведен двуединый анализ АИС
как сложной техногенной системы.
В зависимости от предназначенности АИС, существует множество инфор-
мационных технологий. Это технологии управления производством каких-либо
предприятий, различными технологическими процессами, аэрокосмическими
аппаратами, мониторинга естественных и искусственных процессов, диагно-
стики оборудования, сертификации продукции и т.п.
3.1.3. Классификация АИС
Основные определения. Вся продуктивная деятельность человека, так или
иначе, связана с анализом информации. Процесс развития общества неотде-
лим от становления все более полных и эффективных методов анализа инфор-
мации. Каждая область науки и различные области деятельности человека (об-
разование, экономика, экология, добывающие отрасли, транспорт, связь, ме-
дицинская и техническая диагностика, управление и т.д.) представляют собой
совокупность идей и принципов, предназначенных для целенаправленного и
эффективного анализа той информации, за которую ответственна данная об-
ласть.
Термин "анализ информации" целесообразно рассматривать в широком смыс-
ле, понимая под ним измерение, сбор и обработку информации. Правильнее
эти понятия разделить и дать им свои определения.
Эволюция понятия "эффективный анализ информации" происходит под вли-
янием развития принципов, методов и средств измерения, сбора и обработки
информации, способных выполнять эти процедуры быстрее и более точно.
Принципы и методы составляют методологию анализа информации, а техни-
ка и технологии — средства анализа информации. Современные методология
392

я средства анализа информации уже сегодня позволили осуществить суще-
ственный прорыв в области анализа информации (информационные аэрокос-
мические и термоядерные технологии, медицинская и техническая диагнос-
тика, Internet и т.п.).
Информация об объектах или явлениях зачастую бывает слабо структуриро-
вана и плохо формализуема. Поэтому в последние годы усиленно проводятся
изыскания, направленные на автоматизацию измерений с целью выполнения
интеллектуальных операций измерительного процесса. Это потребовало со-
здания так называемой интеллектуальной (наделенной элементами систем
искусственного интеллекта) измерительной техники, позволяющей многократ-
но повышать производительность и точность измерений. Эта задача решается
с помощью сигнальных микропроцессоров (СМП) или микросхем с цифровой
обработкой сигналов (ЦОС-микросхемы). Применение микропроцессорных
средств измерения, сбора и обработки информации нацелено на решение двух
классов принципиально различных задач: задач автоматизации контроля и
управления детерминированными технологическими (или производственны-
ми) процессами и задач автоматизации обработки результатов нечетких или
статистических знаний о наблюдаемом объекте. Для решения задач первого
класса создаются АСУ различного назначения, в состав которых входят АИС,
а для решения задач второго класса создаются автоматизированные системы
обработки научной информации (АСНИ) и информационно-поисковые систе-
мы (АИПС).
Условие воздействия помех и отсутствия полной информации является чрез-
вычайно важным в проблеме понимания необходимости применения обработ-
ки информации, а, следовательно, и в необходимости создания автоматизиро-
ванных информационно-измерительных систем, которые мы называем — АИС.
Автоматизированной информационно-измерительной системой (АИС) на-
зывается совокупность функционально связанных технических устройств и
программного обеспечения, которые реализуют необходимое информацион-
ное обеспечение системы управления контролируемого объекта, включая из-
мерение, сбор, представление, передачу, обработку, хранение и визуализацию
информации.
Практически всегда при получении (измерении и сборе) информации чело-
веком или системой управления возникает потребность той или иной ее обра-
ботки. Рассмотрим эти процедуры подробней.
Как правило, в технических системах анализ информации начинается с про-
цедуры установления факта ее нового поступления, поскольку какой-то поток
сигналов на приемном устройстве присутствует всегда. В этом случае проце-
дура обработки сводится к определению факта поступления новой полезной
информации {процедура обнаружения).
393

Часто поступающие данные помимо полезной составляющей (информаци-
онная компонента) содержат некоторую дополнительную искажающую состав-
ляющую (в технике говорят — помеху), которая мешает правильно выделить
полезную часть. Дело часто осложняется тем, что полные сведения о помехе
отсутствуют. В данном случае процедура обработки сводится к процедуре наи-
более полного исключения помехи (процедура выделения).
Третья процедура — это анализ полученной информации с целью принятия
наилучшего решения. Если факт поступления информации зафиксирован, по-
лезный сигнал выделен, то возникает необходимость принятия решения. При-
чем, если в полученной информации нет всего необходимого, чтобы решение
можно было принять с полной уверенностью, необходимо провести некото-
рый целенаправленный анализ информации. В данном случае процедура об-
работки сводится к осуществлению такого анализа полученной информации,
чтобы в результате его осуществления принимаемое решение было наиболее
правильным (процедура принятия решения).
Автоматизированные информационно-измерительные системы применяют
как автономно (сбор, обработка данных о движущихся объектах, внешней среде,
биологических объектах), так и в составе различных автоматизированных си-
стем управления, создаваемых в результате интеграции вычислительной и из-
мерительной техники, устройств ввода-вывода и средств связи. Независимо
от назначения и конкретного применения общее требование к АИС состоит в
том, чтобы исходная измерительная (чаще аналоговая) информация или сооб-
щения, вводимые (принимаемые) в систему, могли быть восстановлены (пред-
ставлены или отображены) без искажений. Для большинства современных АИС
обязательным также является требование обработки информации в реальном
масштабе времени.
Одной из основных проблем, которая возникает при разработке и использо-
вании АИС, являются выбор методов измерения, оцифровки и кодирования
информации, а также выбор помехоустойчивых методов передачи-приема ин-
формации (если информация передается на большие расстояния). Но пред-
ставляют интерес и другие проблемы, которые возникают как на этапе изме-
рения, так и на этапе сбора и обработки поступившей информации. Этап из-
мерения включает в себя предварительную обработку сообщений (фильтра-
ция, дискретизация, квантование, оцифровка, кодирование, сжатие и т.д.). Этап
сбора состоит из процедур сбора информации от одного или от многих преоб-
разователей информации (упаковка, кодирование, кадрирование и т.д.), а этап
обработки — обработку данных (распаковка, декодирование, распознавание,
хранение, цифровая обработка и визуализация).
Обработка данных предусматривает применение алгоритмов обработки дан-
ных и программного обеспечения. Ясно, что для конкретных информационно-
394

измерительных комплексов и для конкретных пользователей алгоритмы и про-
граммы будут отличаться.
Как отмечалось выше, известно два способа ввода информации в АИС: руч-
ной и автоматический. Если они используются одновременно, информацион-
но-измерительная система получает статус автоматизированной. Кроме того,
известно два способа автоматического ввода аналоговых измерительных сиг-
налов для последующей обработки их с использованием цифровых методов.
Первый основан на применении СМП или специализированных комплексных
систем, в состав которых входят аппаратура аналого-цифрового преобразова-
ния, специализированные микропроцессорные средства цифровой обработки
и устройства отображения информации. Второй способ основан на примене-
нии интерфейсных устройств сбора данных и универсальных компьютерных
систем.
Примером специализированной системы является многоканальный анали-
затор сигналов SA3550 фирмы "Bruel&Kjer". Данный прибор выполняет сле-
дующие функции:
• спектральный анализ сигналов объекта (механических, электрических, элек-
тромеханических);
• отыскание неисправностей механических систем и их компонент;
• анализ и испытания объекта с целью контроля качества;
• анализ акустических и виброакустических систем;
• измерения и анализ интенсивности звука;
• исследования в целях борьбы с шумом.
Другим примером специализированной системы является многоканальный
спектральный анализатор SI1220 фирмы "Schlumberger Technologies". Данный
прибор позволяет выполнять многоканальный мониторинг конструкции, ис-
следование резонансных явлений, структурный анализ, тестирование и балан-
сировку машинного оборудования, частотный анализ сигналов и нелинейных
цепей, исследование речи. К недостаткам первого способа построения изме-
рительных систем можно отнести:
• ограничения на количество входных сигналов и их характеристики;
• жесткая структура алгоритмов обработки, не допускающая разработку про-
грамм анализа под другие задачи;
• ограниченные возможности графического представления результатов;
• высокая стоимость измерительных систем.
Второй способ основан на применении дополнительных интерфейсных мо-
дулей и цифровых процессоров обработки сигналов в составе информацион-
ного персонального компьютера. Существенными признаками второго спосо-
ба являются: гибкость измерительной системы при реализации различных ал-
горитмов обработки; функциональная полнота системы (решаются задачи ввода
395

данных, обработки, управления, анализа, хранения измерительных данных и
результатов анализа); хорошие метрологические характеристики и возможность
тиражирования разработанных систем.
Перспективной считается тенденция построения АИС на базе типовых мик-
ропроцессорных средств, что обеспечивает массовость их применения. Стра-
тегия создания таких систем состоит в объединении регистрирующих датчи-
ков, аппаратуры сбора данных и цифровой обработки сигналов, а также средств
математического (МО) и программного обеспечения (ПО) в единую информа-
ционную систему. Большое значение для рассматриваемых АИС имеют обес-
печение функциональной гибкости в части управления, выбора метода иссле-
дования и развитый пользовательский интерфейс. Для реализации таких
свойств разрабатывается мощная полиэкранная графическая поддержка с ис-
пользованием популярных в последнее время объектной метафоры и комби-
нированных методов представления информации (текст, графика, звук, видео).
Целевое назначение рассматриваемых АИС связано с регистрацией, обработ-
кой и анализом данных физических и инженерных измерений, а также созда-
нием баз данных для исследования методов информационного обеспечения
измерительных задач. Сегодня в качестве базового элемента ИС выбирается
ПК с процессором i486 или Pentium с шиной стандарта ISA (или ISA/PCI). К
дополнительному оборудованию АИС относятся:
• датчики физических параметров;
• блоки подготовки аналоговых сигналов (усиление, полосовая фильтрация);
• интерфейсные средства ввода-вывода аналоговых сигналов (модули АЦП
иЦАП);
• модуль процессора цифровой обработки сигналов (ЦОС).
Элементы такой системы связаны между собой на физическом и (или) логи-
ко-функциональном уровне. Ввод данных в такие АИС реализуется аппарат-
ными средствами подсистем измерения, сбора и обработки данных, а управ-
ляет процессом обработки оператор - пользователь, используя экранные фор-
мы интерфейса. Как правило, АИС представляет собой интерактивную систе-
му, т.к. управление технологическим процессом, анализ данных и принятие
решений требуют квалифицированных действий специалиста в реальном вре-
мени. Структурная схема такой АИС приведена на рис. 4.158.
Задачи автоматизированных информационных систем. АИС, приведен-
ная на рис. 4.158, обеспечивает решение следующих основных задач:
• автоматизированный синхронный ввод в ПК сигналов, регистрируемых
группой датчиков;
• вывод аналоговых сигналов в соответствии с аналитической моделью (на-
пример, для калибровки);
396

Аналоговые сигналы
Датчики
Блок подготовки
данных
Объект исследования
Устройство выборки
и хранения
Дисплей
Оператор
Оперативная
память
Процессор (CPU)
НЖМД
Модуль ЦОС
?
Модуль АЦ
1одуль ЦАП
Системный блок
V
Аналоговый выход •
Рис. 4.158. Блок-схема универсальной АИС
• обработка записанных на жесткий диск данных с помощью методов циф-
ровой обработки сигналов для изучения состояния физических объектов и ис-
следования протекающих процессов;
• графическое представление регистрируемой информации и результатов
анализа;
• хранение экспериментальных данных и результатов обработки.
Частотный диапазон сигналов, количество параллельных информационных
каналов и динамический диапазон сигналов на входе определяют технические
требования к системе. Технические требования являются основными исход-
ными данными при выборе структуры измерительной системы и разработке
алгоритмов ввода многоканальных аналоговых сигналов в персональный ком-
пьютер. Типовые требования к аппаратным средствам АИС:
количество синхронных входных каналов 16
частотный диапазон входных сигналов, Гц 10-30000
397

разрядность АЦП/ЦАП, бит 12-16
время преобразования АЦП, мкс 2,5-10
порт ввода-вывода, бит ТТЛ 8
динамический диапазон по входу, дБ 60-80
Программное обеспечение АИС должно выполнять следующие функции:
- настройка параметров и запуск процедуры сбора данных;
- запись собираемых данных в оперативную память или на жесткий диск с
отображением характера регистрируемых сигналов и временного изменения
параметров на экране дисплея;
- графический пользовательский интерфейс со средствами функциональной
помощи;
- реализация вычислительных алгоритмов цифровой обработки сигналов с
отображением результатов комбинированными средствами представления
информации;
- выполнение калибровки передаточных характеристик физико-информаци-
онных преобразователей и аналоговых цепей;
- поддержка базы экспериментальных данных о характеристиках объектов
испытаний (или исследуемых явлений).
При разработке программного обеспечения используются следующие прин-
ципы: модульность, использование объектной метафоры в управлении, уни-
фикация связей, разделение программ управления, графической поддержки,
обработки и доступа к базе данных.
Типы автоматизированных информационных систем. Напомним, что
автоматизированной информационно-измерительной системой (АИС) приня-
то называть совокупность технических средств и программного обеспечения,
предназначенных для информационного обслуживания пользователей АСУ
технологических процессов и других технических, социальных и экономичес-
ких объектов. В состав технических средств АИС входит оборудование для
ввода, хранения, преобразования и вывода данных, в том числе вычислитель-
ные машины (ВМ) или компьютеры, устройства сопряжения ВМ с объектами,
аппаратура передачи данных (коммуникационное оборудование) и линии свя-
зи. Программное обеспечение (программные средства) — совокупность про-
грамм, реализующих возложенные на систему функции (различают систем-
ное и прикладное).
Функции АИС состоят в выполнении требуемой обработки данных: ввода,
хранения, преобразования и представления. Примерами АИС являются вы-
числительные системы для решения научных, инженерно-технических, пла-
ново-экономических и учетно-статистических задач; автоматизированные си-
стемы, применяемые в управлении технологическими процессами, предприя-
тиями и отраслями народного хозяйства. Сюда же относятся системы автома-
398

тизированного и автоматического управления технологическим оборудовани-
ем и техническими объектами; системы реального времени (транспорт, мони-
торинг); информационно-измерительные системы и др. Основа АИС — это
технические средства, так как их производительностью и надежностью в наи-
большей степени определяется эффективность АИС.
Одномашинные однопроцессорные АИС. Исторически первыми и до сих
пор широко распространенными являются одномашинные АИС, построенные
на базе единственной ВМ с традиционной однопроцессорной структурой. К
настоящему времени накоплен значительный опыт проектирования и эксплу-
атации таких АИС, и поэтому создание их, включая разработку программного
обеспечения, не вызывает принципиальных трудностей. Однако производи-
тельность оказывается удовлетворительной не для всех приложений. Повы-
шение производительности и надежности ВМ обеспечивается в основном за
счет совершенствования элементно-технологической базы. При любом уров-
не технологии нельзя обеспечить абсолютную надежность элементной базы,
и поэтому нельзя для одномашинных АИС исключить возможность потери
работоспособности. Таким образом, одномашинные АИС не в полной мере
обеспечивают надежную автоматизацию обработки данных.
Вычислительные комплексы. Начиная с 60-х годов, для повышения на-
дежности и производительности АИС несколько ВМ связывались между со-
бой, образуя многомашинный вычислительный комплекс.
В ранних многомашинных комплексах связь между ВМ обеспечивалась че-
рез общие внешние запоминающие устройства — накопители на жестких маг-
нитных дисках (НЖМД) или магнитных лентах (НМЛ) (рис. 4.159), то есть за
счет доступа к общим наборам данных. Такая связь называется косвенной, и
оказывается эффективной только в том случае, когда ВМ взаимодействуют
достаточно редко, например, при отказе одной из ВМ или в моменты начала и
окончания обработки данных. Более оперативное взаимодействие ВМ дости-
ВМ
нжм
1
НМЛ
| ВМ | КВВ
НЖМД
НМЛ
т
1 1
нжм
ВМ
МО
а
*|—
1
1
CD-ROM
\ КВВ
МО
ВМ
cd-rom| 1
1
Принтер
НЖМД
Рис. 4.159. Многомашинный вычислительный комплекс с косвенной (а) и прямой (б) связями между ВМ
399

гается за счет прямой связи через адаптер, обеспечивающий обмен данными
между каналами ввода-вывода (КВВ) двух ВМ (рис. 4.159, б) и передачу сиг-
налов прерывания. За счет этого создаются хорошие условия для координации
процессов обработки данных и повышается оперативность обмена данными,
что позволяет вести параллельно процессы обработки и существенно увели-
чивать производительность АИС. В настоящее время многомашинные вычис-
лительные комплексы широко используются для повышения надежности АИС
и совместного использования периферийного оборудования.
В многомашинных вычислительных комплексах взаимодействие процес-
сов обработки данных обеспечивается только за счет обмена сигналами пре-
рывания и передачи данных через адаптеры канал-канал или общие внешние
запоминающие устройства. Лучшие условия для взаимодействия процессо-
ров создаются тогда, когда все процессоры имеют доступ ко всему объему
данных, хранимых в оперативных запоминающих устройствах (ОЗУ), и могут
взаимодействовать со всеми периферийными устройствами комплекса. Вы-
числительный комплекс, содержащий несколько процессоров, оперативную
память (общую или разделенную между процессорами) и общие периферий-
ные устройства, называется многопроцессорным вычислительным комплек-
сом. Принцип построения таких комплексов иллюстрируется рис. 4.160. Про-
цессоры, оперативная память (ОЗУ) и каналы ввода-вывода, к которым под-
ключены периферийные устройства (ПУ), объединяются в единый комплекс с
помощью интерфейсных средств, обеспечивающих доступ каждого процессо-
ра к оперативной памяти и каналам ввода-вывода, а также возможность пере-
дачи данных между последними. В многопроцессорном комплексе отказы от-
дельных устройств влияют на работоспособность АИС в меньшей степени,
чем в многомашинном. То есть многопроцессорные комплексы обладают боль-
шей устойчивостью к отказам и большей производительностью. Каждый про-
цессор имеет непосредственный доступ ко всем данным, хранимым в общей
оперативной памяти, и к периферийным устройствам, что позволяет парал-
лельно обрабатывать не только независимые задачи, но и блоки одной задачи
(нити).
Процессор
Процессор 2
Процессор 3
Интерфейс
ОЗУ
НЖМД
МО
КВВ
ПУ
Рис. 4.160. Многопроцессорный вычислительный комплекс
400

Многомашинные и многопроцессорные вычислительные комплексы рассмат-
риваются как базовые средства для создания АИС различного назначения.
Поэтому в состав вычислительного комплекса принято включать только тех-
нические средства и общесистемное (базовое), но не прикладное программ-
ное обеспечение, связанное с конкретной областью применения комплекса.
Таким образом, вычислительный комплекс есть совокупность технических
средств, включающих в себя несколько ВМ или процессоров, и общесистем-
ного (базового) программного обеспечения.
Вычислительные системы. АИС, настроенная на решение задач конкрет-
ной области применения, называется вычислительной системой. Вычислитель-
ная система включает в себя технические средства и программное обеспече-
ние, ориентированные на решение определенной совокупности задач. Суще-
ствует два способа ориентации ВС. Во-первых, вычислительная система мо-
жет строиться на основе ВМ или вычислительного комплекса общего приме-
нения. Здесь ориентация системы обеспечивается за счет программных средств
— прикладных программ и, возможно, операционной системы. Во-вторых,
ориентация на заданный класс задач может достигаться за счет использования
специализированных ВМ и вычислительных комплексов. В этом случае удает-
ся при умеренных затратах оборудования добиться высокой производитель-
ности.
Специализированные вычислительные системы наиболее широко использу-
ются при решении задач векторной и матричной алгебры, цифровой обработ-
ки сигналов, систем реального времени, а также связанных с обработкой изоб-
ражений, распознаванием образов и т.д.
Вычислительные системы, построенные на основе специализированных ком-
плексов, начали интенсивно разрабатываться в начале 70-х годов. В таких си-
стемах использовались процессоры со специализированными системами ко-
манд, а конфигурация комплексов жестко ориентировалась на конкретный класс
задач. В последнее десятилетие начались исследования и разработка адаптив-
ных ВС, гибко приспосабливающихся к решаемым задачам. Адаптация вы-
числительной системы с целью приспособления ее к структуре реализуемого
алгоритма достигается за счет изменения конфигурации системы. При этом
соединения между процессорами, а также модулями памяти и периферийны-
ми устройствами устанавливаются динамически в соответствии с потребнос-
тями задач, обрабатываемых системой в текущий момент времени. В связи с
этим адаптивные вычислительные системы иначе называются системами с
динамического структурой. За счет адаптации достигается высокая произво-
дительность в широком классе задач и обеспечивается устойчивость системы
к отказам.
401

вм
или
вк
Приемник | 1 АС 1 Приемник |
АС Передатчик ?¦*¦¦ Приемник АС Приемник
Рис. 4.161. Система телеобработки данных (АС — адаптер связи)
Системы телеобработки. Уже первоначальное применение АИС для управ-
ления производством, транспортом и материально-техническим снабжением
показало, что эффективность систем можно значительно повысить, если обес-
печить ввод данных в систему непосредственно с мест их появления и выдачу
результатов обработки к местам их использования. Для этого необходимо свя-
зать АИС и рабочие места пользователей с помощью каналов связи. Системы,
предназначенные для обработки сигналов, передаваемых по каналам связи,
называются системами телеобработки данных. Состав технических средств
системы телеобработки данных представлен на рис. 4.161. Пользователи (або-
ненты) взаимодействуют с системой посредством терминалов (абонентских
пунктов) или ПК, подключаемых через каналы связи к средствам обработки
данных — ВМ или вычислительному комплексу. Данные передаются по кана-
лам связи в форме сообщений — блоков данных, несущих в себе кроме соб-
ственно данных служебную информацию, необходимую для управления про-
цессами передачи и защиты данных от искажений. Программное обеспечение
систем телеобработки содержит специальные средства, необходимые для уп-
равления техническими средствами, установления связи между ВМ и абонен-
тами, передачи данных между ними и организации взаимодействия пользова-
телей с программами обработки данных.
Телеобработка данных значительно повышает оперативность информаци-
онного обслуживания пользователей и наряду с этим позволяет создавать круп-
номасштабные системы, обеспечивающие доступ широкого круга пользовате-
лей к данным и процедурам их обработки.
Вычислительные сети. С ростом масштабов применения электронной вы-
числительной техники в научных исследованиях, проектно-конструкторских
работах, управлении производством и транспортом стала очевидна необходи-
мость объединения АИС, обслуживающих отдельные предприятия и коллек-
тивы. Объединение разрозненных АИС обеспечивает доступ к данным и про-
цедурам их обработки для всех пользователей, связанных общей сферой дея-
тельности. Так, экспериментальные данные, полученные группой исследова-
телей, могут использоваться при проектно-конструкторских работах, резуль-
таты проектирования — при технологической подготовке производства, ре-
402

Рис. 4.162. Глобальная вычислительная сеть
зультаты испытаний и эксплуатации
изделий — для совершенствования
конструкций и технологии производ-
ства и т.д.
Чтобы объединить территориально
разрозненные АИС в единый комп-
лекс, необходимо, во-первых, обеспе-
чить возможность обмена данными
между АИС, связав соответствующие
ВМ и вычислительные комплексы
каналами передачи данных, и, во-вто-
рых, оснастить системы программными средствами, позволяющими пользо-
вателям одной системы обращаться к информационным, программным и тех-
ническим ресурсам других систем.
В конце 70-х годов был предложен способ построения вычислительных се-
тей, объединяющих ВМ с помощью базовой сети передачи данных. Структура
вычислительной сети в общих чертах представлена на рис. 4.162. Ядром сети
является базовая сеть передачи данных (СПД), которая состоит из каналов и
узлов связи (УС). Узлы связи принимают данные и передают их в направле-
нии, обеспечивающем доставку данных абоненту. ВМ подключаются к узлам
базовой сети передачи данных, чем обеспечивается возможность обмена дан-
ными между любыми парами ВМ. Совокупность ВМ, объединенных сетью
передачи данных, образует сеть ВМ. В такой конфигурации ВМ представляет
собой ПК, коммуникационный сервер, или мини-ЭВМ, к которым с помощью
каналов связи подключаются другие узлы связи, через которые пользователи
взаимодействуют с сетью. Совокупность терминалов и средств связи, исполь-
зуемых для подключения терминалов к ВМ, образует терминальную вычисли-
тельную сеть (ТЕС). Совокупность ПК и сетевых адаптеров образует локаль-
ную вычислительную сеть (ЛВС). Таким образом, вычислительная сеть пред-
ставляет собой композицию базовой сети передачи данных, ЛВС или ТВС.
Такая вычислительная сеть называется глобальной или распределенной вычис-
лительной сетью (в дальнейшем — "вычислительная сеть")-
Вычислительные сети используются для объединения ВМ, находящихся на
значительном расстоянии друг от друга в пределах региона, страны или кон-
тинента. В вычислительной сети все ВМ оснащаются специальными программ-
ными средствами для сетевой обработки данных. На сетевое программное
обеспечение возлагается широкий комплекс функций: управление аппарату-
рой сопряжения и каналами связи; установление соединений между взаимо-
действующими процессами и ВМ; управление процессами передачи данных;
ввод и выполнение заданий от удаленных пользователей; доступ программ к
403

наборам данных, размещенным в удаленных ВМ. К сетевому программному
обеспечению предъявляется требование сохранения работоспособности сети
при изменении ее структуры вследствие выхода из строя отдельных ВМ, кана-
лов и узлов связи, а также возможность взаимодействия разнотипных ВМ.
Функции, возлагаемые на сетевое программное обеспечение, отличаются вы-
соким уровнем сложности и реализуются с использованием специально раз-
работанных методов управления процессами передачи и обработки данных.
Вычислительные сети — наиболее эффективный способ построения круп-
номасштабных ИС. Использование вычислительных сетей позволяет автома-
тизировать управление отраслями производства, транспортом и материально-
техническим снабжением в масштабе крупных регионов и страны в целом.
Концентрация в сети больших объемов данных и коллективный доступ к дан-
ным позволяют улучшить информационное обслуживание научных исследо-
ваний, повысить производительность труда инженерно-технических работни-
ков и качество административно-управленческой деятельности. Кроме того,
объединение ВМ в вычислительные сети позволяет существенно повысить
эффективность их использования.
Локальные вычислительные сети. В начале 80-х годов в сфере обработки
данных начали применяться персональные компьютеры (ПК). Коллективный
характер труда требовал оперативного обмена данными между пользователя-
ми, то есть объединения ВМ в единый комплекс. Был разработан эффектив-
ный способ объединения ВМ, расположенных на незначительном расстоянии
друг от друга — в пределах одного здания или группы соседних зданий, с
помощью моноканала (последовательного интерфейса). Такие вычислитель-
ные сети стали называть локальными вычислительными сетями (ЛВС). Ло-
кальная вычислительная сеть — совокупность близкорасположенных ВМ, ко-
торые связаны последовательными интерфейсами и оснащены программны-
ми средствами, обеспечивающими информационное взаимодействие между
процессами в разных узлах сети. Типичная структура ЛВС изображена на рис.
4.163. Сопрягаются ВМ с помощью моноканала — единого для всех ВМ сети
ПК
ПК
СА
I Принтер)
СА
Сервер БД
Сервер домена]
СА
\СА
СА
Моноканал
Рис» 4.163. Локальная вычислительная сеть (СА — сетевой адаптер; Т— терминал)
404

ис
вм
вк
ВС
Системы
телеобработки
Вычислительные
сети
Локальные
Глобальные
Соседоточенные системы ; I Распределенные системы
Рис. 4.164. Общая классификация АИС
канала передачи данных. В моноканале наиболее широко используются скру-
ченная пара проводов, коаксиальный кабель или волоконно-оптическая линия.
Длина моноканала не превышает обычно нескольких сотен метров. При этом
пропускная способность моноканала составляет 10-100 Мбит/с, что достаточно
для обеспечения информационной связи между десятками ВМ. ВМ сопряга-
ются с моноканалом с помощью сетевых адаптеров (СА) или контроллеров,
реализующих операции ввода-вывода данных через моноканал. Наличие в сети
единственного канала существенно упрощает процедуры установления соеди-
нений и обмена данными между ВМ. Поэтому сетевое программное обеспече-
ние ВМ оказывается более простым, чем в вычислительных сетях, содержа-
щих сеть передачи данных. Вследствие этого ЛВС оказываются эффективным
средством построения сложных АИС на основе ПК и специализированных
сетевых узлов (серверы, повторители, маршрутизаторы и т.д.).
Локальные вычислительные сети получают широкое применение при орга-
низации АИС предприятий и организаций, в системах автоматизации проек-
тирования и технологической подготовки производства, системах управления
производством, транспортом, снабжением и сбытом, а также в системах авто-
матического управления технологическим оборудованием.
Заключительные замечания. Классифицируются АИС в зависимости от
способа их построения (рис. 4.164). АИС, созданные на основе отдельных ВМ,
вычислительных комплексов и систем, образуют класс сосредоточенных (цен-
трализованных) систем, в которых вся обработка реализуется ВМ, вычисли-
тельным комплексом или специализированной системой. Системы телеобра-
ботки и вычислительные сети относятся к классу распределенных систем. В
них технологические процессы обработки данных рассредоточены по многим
компонентам.
405

3.2. Контролируемые параметры вращающихся печей
Тепловая обработка материалов производится в печах по заданному техно-
логическому режиму, нарушение которого приводит к ненормальной работе
печи, снижению производительности и качества обжигаемых материалов. Для
предупреждения отклонений от установленных (оптимальных) режимов тре-
буется постоянный контроль за работой печи при помощи различных конт-
рольно-измерительных и регулирующих приборов и устройств.
К каждой печи предъявляются особые требования по ведению теплового
режима, который зависит от способа производства (мокрый, сухой), вида топ-
лива (газообразное, жидкое, твердое), типа холодильника (рекуператорный,
барабанный, колосниковый), от конструкции и размеров вращающейся печи.
Вращающаяся печь представляет собой сложный технологический агрегат,
в котором многообразные процессы технологии обжига, аэродинамики, тех-
ники сжигания топлива, теплообмена и механики вращения печи тесно взаи-
мосвязаны, что в значительной степени усложняет ее автоматизацию.
Отличительной особенностью вращающихся печей является большое раз-
нообразие взаимосвязанных и зависимых друг от друга контролируемых и
регулируемых параметров, от которых зависит в целом тепловая работа печи,
т.е. обжиг цементного клинкера.
Одним из основных условий нормального теплового режима при обжиге
цементного клинкера является поддержание установленных технологически-
ми требованиями температур в отдельных зонах печи и прежде всего в зоне
обжига (спекания) материалов.
Следовательно, температура — это наиболее важный контролируемый пара-
метр. Для вращающихся печей температуры в отдельных, наиболее ответствен-
ных точках рабочего пространства должны поддерживаться постоянными:
/ = const.
Это первое и основное условие — поддерживание необходимых температур
в контролируемых точках печи связано с процессами регулирования многих
других параметров, влияющих на ход технологического и теплового процес-
сов.
Стабилизация температур в печи тесно связана с работой топливосжигаю-
щих устройств, организацией горящего факела, полнотой сжигания топлива,
качеством сжигаемого топлива и температурой подогрева воздуха, поступаю-
щего в печь их холодильников.
Наряду с этим температуры в печи изменяются по ряду других причин, на-
пример, в результате изменения режима загрузки печи материалом, аэродина-
мического режима в печи и т.п.
406

Контроль и регулирование температур в печи связаны прежде всего с конт-
ролем расхода топлива. При понижении температуры в печи необходимо уве-
личить подачу топлива, при повышении температуры — уменьшить, напри-
мер, изменением положения регулирующего клапана на газопроводе или ма-
зутопроводе.
В этом случае температура печи регулируется по следующей зависимости:
где В — часовой расход топлива.
Расход топлива наиболее удобно контролировать при постоянном давлении
газа в газопроводе, так как при одном и том же положении регулирующего
клапана на газопроводе расход газа будет изменяться с изменением его давле-
ния. Это в такой же степени относится и к матузопроводам при сжигании жид-
кого топлива.
Чтобы устранить такое нежелательное изменение подачи в печь топлива за
счет изменения его давления, необходимо стабилизировать давление газа в
газопроводе (или мазута в системе подачи), т.е. поддерживать давление посто-
янным:
h = const.
топ
Из этого условия следует, что количество газа, подаваемого в печь, можно
регулировать изменением давления, соблюдая зависимость
Регулирование температуры в печи или ее контроль связаны с измерением
температур. При этом необходимо учитывать, что температура печи представ-
ляет собой усредненную температуру различных излучателей тепловой энер-
гии, в том числе горящего факела, продуктов горения, футеровки и нагревае-
мого материала. Из этих излучателей быстрее всего могут изменять темпера-
туру продукты горения и значительно медленнее, т.е. с большим опозданием,
футеровка печи.
Температура горящего факела может не изменяться при колебаниях расхода
топлива, она мало зависит от расхода топлива.
Теоретическая температура горения вообще не зависит от расхода топлива,
поэтому нельзя контролировать температуру печи по температуре горящего
факела или дымовых газов, в которых не завершены реакции горения, и при
их движении происходит тепловыделение. Чувствительный элемент при из-
мерении температур не должен подвергаться действию таких дымовых газов.
Температура горения топлива зависит в большой степени от количества по-
ступающего в печь воздуха и его температуры.
407

Расход воздуха, подаваемого для горения топлива, — очень важный пара-
метр, влияющий на температуру в печи, а также на процессы горения топлива.
Нарушение соотношения между расходом топлива и количеством поступаю-
щего воздуха к горящему факелу быстро приводит к изменению температуры
горения, температуры уходящих газов и теплообмена в печи.
Для поддержания постоянства условий эффективного сжигания топлива сле-
дует регулировать расход воздуха, поступающего для горения топлива. Посто-
янные условия горения топлива при различных его расходах могут быть обес-
печены соблюдением постоянства коэффициента избытка воздуха:
а = LJL0 = const.
Однако коэффициент избытка воздуха, как основной параметр, по которому
контролируются процессы горения топлива, может быть различным. Можно
поддерживать постоянным коэффициент избытка воздуха до горения топлива,
регулируя соотношения между расходом топлива и количеством подаваемого
воздуха, но этого условия еще недостаточно для более точного регулирования
процесса горения. Вследствие изменения состава топлива и его теплотворнос-
ти будет изменяться теоретически необходимое количество воздуха Lo, что не
обеспечит постоянства условий горения при постоянном коэффициенте из-
бытка воздуха, рассчитанного для принятого ранее состава газа.
Следовательно, при контроле теоретического коэффициента избытка возду-
ха необходим дополнительный контроль фактического коэффициента избыт-
ка воздуха по составу отходящих продуктов горения, например, по анализу
дымовых газов на О, и СО2, соблюдая условие
О2 = const; CO2 = const.
Регулирование температуры в печи путем изменения количества подаваемо-
го топлива связано с изменением объема дымовых газов, проходящих через
дымосос. Это вызывает изменение аэродинамического сопротивления систе-
мы печи. Изменение количества проходящих газов в 1,4 раза изменяет сопро-
тивление системы почти в 2 раза.
Следовательно, необходимо регулировать разрежение, создаваемое дымосо-
сом и дымовой трубой, т.е. увеличивать или уменьшать пропускную способ-
ность дымоходов. Это достигается путем поддержания постоянного разреже-
ния в рабочем пространстве печи за счет изменения положения регулировоч-
ного шибера перед дымососом, устанавливая зависимость
h )
где h m — разрежение перед дымососом.
408

Отсюда следует, что регулирование процесса горения требует постоянства
разрежения в определенных точках рабочего пространства печи:
h = const.
печи
Таким образом, контроль и регулирование одного — основного технологи-
ческого и теплотехнического параметра — температур в ответственных точ-
ках печи неизбежно приводит к контролю и регулированию целого ряда дру-
гих параметров, характеризующих в целом тепловую работу печи.
Исходя из сказанного можно написать функциональную зависимость в об-
щем виде
t =ЯР,B,Q\t ,h , а, (X, /г ),
п J\ » ' i?H » еоз' топ' ' 2' печи-"
где Р — производительность печи, т/ч; QJ — теплотворность топлива, ккал/м3
(ккал/кг).
К наиболее существенным факторам, нарушающим ход процессов в печи,
следует отнести нарушения со стороны подачи шлама (изменения его расхода,
химического состава, влажности, тонкости помола); изменения со стороны
питания печи теплом (изменения расхода топлива, состава, теплотворности,
давления); изменения со стороны подачи воздуха (изменения количества, тем-
пературы, давления).
Эти изменения вызывают значительные возмущающие воздействия на про-
цесс обжига, которые необходимо своевременно обнаружить и устранить пу-
тем воздействия на соответствующие регулирующие органы.
Для контроля за процессом обжига необходимо измерение, а в отдельных
случаях регистрация температур, давлений, разрежений, количеств протекаю-
щих газов, расхода сырьевых материалов и т.п. Наряду с этим для вращаю-
щейся печи требуется постоянный контроль за работой отдельных механиз-
мов и сигнализация их состояния и ненормальностей в работе.
Контроль наиболее важных параметров технологического процесса обжига
цементного клинкера во вращающихся печах разделяется на дистанционный
контроль, сосредоточенный на пульте управления оператора, и местный конт-
роль за работой отдельных агрегатов и механизмов, не предусматривающий
установку приборов на главном пульте управления. Местный контроль осу-
ществляется обычно там, где по условиям работы оборудования требуется эпи-
зодическое вмешательство обслуживающего персонала. Для вращающихся
печей обычно предусматриваются следующие контролируемые параметры в
разных точках печной системы (рис. 4.165).
1. Температура материала в зонах спекания, кальцинирования и подогрева.
2. Температура отходящих газов в пылеосадительной камере (также перед
электрофильтрами, за электрофильтрами) и перед дымососом.
409

1-1
о
Клин
Рис. 4.165. Схема автоматического контроля вращаюшейся печи: 1 — вращающаяся печь; 2 — вентилятор уплотнения печи; 3 — главный привод
печи; 4 — холодильник; 5 — вентилятор первичного дутья; 6 — горелка; 7 — вентилятор общего дутья холодильника; 8 — дымосос; 9 — электро-
фильтр; 10 — пылеосадительная камера; 11-13 — шнеки; 14 — элеватор; 15 — силос возвратной пыли; 16 — двойной питательный шнек; 17 —
задвижка подачи топлива; 18 — смазочная станция; 19 — клапан присадки холодного воздуха; 20 — циклон аспирации; 21 — вентилятор аспирации;
22 — вентилятор острого дутья; 23 — весы для клинкера; 24 — транспортер для клинкера; 25 — аспирационная труба; 26-27 — решетки холодиль-
ника; 28-29 — транспортер просыпи; 30 — дробилка для клинкера; 31 — шнек для пыли; 32 — переключатели: t — температура; р — давление или
разрежение; А — величина потребляемого тока электродвигателя; О2 — содержание кислорода в газах; Я — высота уровня пыли; п — число оборо-
тов; G — количество подаваемого топлива или материала; Л— прибор, показывающий величину параметра; ПС — прибор показывающий и регис-
трирующий, самопишущий; Сг — прибор сигнализирующий

3. Температура воздуха, поступающего из холодильника в печь.
4. Температура подшипников роликовых опор печи, редуктора главного при-
вода, статорных обмоток главного двигателя печи и двигателя дымососа.
5. Температура масла в напорных магистралях системы смазки главного ре-
дуктора и упорных роликов.
6. Давление первичного воздуха горелок, вторичного воздуха, подаваемого
под решетки колосникового холодильника.
7. Давление газообразного топлива или мазута в общей магистрали, идущей
к печам, в газопроводах (мазутопроводах) после регулятора давления и перед
горелками (форсунками при сжигании мазута).
8. Давление в пневмотранспортных магистралях пылеуборки.
9. Давление масла в напорных магистралях системы смазки редуктора глав-
ного привода и упорных роликов.
10. Разрежение в пылеосадительной камере печи (также перед электрофиль-
трами, за электрофильтрами) перед дымососом.
11. Разрежение над решетками холодильника при установке колосниковых
холодильников.
12. Расход топлива, поступающего в печь.
13. Расход шлама (или сырьевой смеси), поступающего в печь.
14. Расход воды, поступающей на орошение печи, в холодильные системы и
на промывку шламовых систем.
15. Содержание кислорода в отходящих из печи газах (или содержание СО2).
16. Уровень шлама в шлам-питателях, уровень пыли в бункерах пневмонасо-
сов транспорта пыли.
Кроме того, контроль процесса обжига цементного клинкера и работы печ-
ных агрегатов включает также определение целого ряда других параметров,
как скорости вращения печи, гранулометрического состава клинкера, степени
запыленности отходящих газов, количества пыли, отбираемой из-под элект-
рофильтров, пылеосадительной камеры и циклонов, давлений и температур
охлаждающей воды в системах привода печи, подшипников дымососов и т. д.
Таким образом, для контроля за работой вращающейся печи требуется уста-
новка различных контрольно-измерительных приборов, показывающих или
регистрирующих отдельные параметры более чем в 50 точках.
На рис. 4.165 показана общая структурная схема автоматического контроля от-
дельных параметров вращающейся печи 5x185 м, разработанная Гипроцементом.
На схеме указаны точки расположения первичных чувствительных элемен-
тов без указания их типа, принципа действия, но с обозначением измеряемой
величины.
Вторичные измерительные приборы, устанавливаемые на щитах цехового
поста управления, даны по видам приборов также без указания их типа, прин-
ципа действия и технической характеристики, но с указанием назначения при-
411

бора. Приборы, обозначенные кружком и заключенные в прямоугольную рам-
ку, предназначены для автоматической сигнализации или регулирования обо-
значенных параметров.
Общая схема автоматического контроля отдельных параметров вращающей-
ся печи дает лишь общее представление о том, какие параметры необходимо
контролировать, чтобы обеспечить наиболее эффективную работу вращающей-
ся печи, ее отдельных элементов и поддерживать оптимальные режимы техно-
логических процессов обжига клинкера.
Непрерывный контроль производственных процессов необходим для обес-
печения высокого качества выпускаемой продукции. За каждым, даже самым
простым производственным процессом требуется постоянное наблюдение
обслуживающего персонала.
При современном уровне развития науки и техники контроль производствен-
ных процессов в цементной промышленности приобретает особое значение,
так как выполняется обычно для анализа хода этих процессов, управления
работой агрегатов, регулирования в период настройки и поддержания задан-
ного режима работы такого сложного теплового агрегата, как современная
мощная вращающаяся печь.
Контроль выполняется не только для того, чтобы фиксировать величины от-
дельных параметров, но и для того, чтобы в нужный момент устранить неже-
лательное отклонение контролируемого параметра от заданного значения. Бо-
лее точно эта задача выполняется с помощью различных автоматических уст-
ройств.
Прежде чем перейти к рассмотрению автоматического регулирования режи-
ма работы вращающейся печи, рассмотрим технические средства автомати-
ческого контроля работы вращающейся печи, учитывая, что этими знаниями
должны владеть не только специалисты по автоматизации производственных
процессов.
3.3. Измерение контролируемых параметров
При изложении материалов данного раздела используются ссылки на сред-
ства измерения, которые в большинстве своем использовались на промыш-
ленных предприятиях к концу XX века.
Измерение температур. Для измерения температур в зоне спекания печи
используются радиационные пирометры РАПИР, позволяющие измерять тем-
пературу обожженного материала или футеровки в зоне спекания со стороны
головки печи. Радиационными пирометрами измеряют температуру поверх-
ностей нагретых тел на расстоянии без введения чувствительного элемента в
измеряемую среду.
412

Рис. 4.166. Вариант узкоугольного телескопа: 1 — линза; 2 — термобатарея; 3 — окуляр; 4 — контак-
тные винты; 5 — диафрагма
Пирометр состоит из телескопа ТЕРА-50, защитной арматуры (кожуха) и
вторичного прибора в виде милливольтметра или электронного потенциомет-
ра. Телескоп с узкоугольным объективом (рис. 4.166) устанавливается на рас-
стоянии от измеряемой поверхности от 900 до 1500 мм. Лучи от измеряемой
поверхности собираются линзой 1 и фокусируются в термобатарее 2, состоя-
щей из 10 последовательно соединенных хромель-копелевых миниатюрных
термопар. Линза окуляра 3 служит для визирования на поверхность так, чтобы
термобатарея полностью покрывалась изображением измеряемого объекта.
Объектив пирометра делают неподвижным, линзу окуляра — подвижной.
Диафрагма 5 служит для ограничения лучистого теплового потока и подгон-
ки развиваемой термо-ЭДС при градуировке телескопа. Радиационные пиро-
метры градуируются по излучению абсолютно черного тела. При измерении
температур поверхностей тел не абсолютно черных может быть значительная
погрешность. При измерении температур в рабочем пространстве печи через
небольшое отверстие в стенке можно приближенно считать такое отверстие за
абсолютно черное тело. При этом расстояние между телескопом и излучате-
лем считается как расстояние от телескопа до отверстия в печной стенке.
При установке радиационного пирометра на вращающейся печи в откатной
головке делают отверстие диаметром примерно 100 мм и прибор устанавлива-
ют на расстоянии 1 м от отверстия.
Измерение температур материала в печи радиационным пирометром возмож-
но только со стороны головки печи. Однако запыленность газов клинкерной
пылью и расположение горящего факела в этом участке не позволяют осуще-
ствить точное измерение истинной температуры материала в зоне спекания.
Следовательно, радиационный пирометр будет давать показания относитель-
413

ных усредненных температур в этой зоне, по результатам которых можно ви-
деть изменение хода процесса обжига.
Наиболее правильные показания температуры в зоне спекания будут при
визировании пирометра на такой участок футеровки в зоне спекания вблизи
границы с зоной экзотермических реакций, где исключается влияние горяще-
го факела. Для уменьшения влияния факела на показания пирометра у отвер-
стия визирования устанавливают диафрагмы, с помощью которых ограничи-
вается лучистый поток на объектив пирометра и исключается попадание фа-
кела.
При правильной установке пирометра незначительное изменение темпера-
турного режима в зоне спекания приведет к изменению показания температур.
Значение величины измеряемых температур устанавливается по качеству об-
жига клинкера. При этом должна быть стабилизирована подача в печь возду-
ха, так как изменение подачи воздуха приводит к изменению параметров фа-
кела и перемещению зон в печи.
В качестве вторичного прибора, устанавливаемого на цеховом пульте управ-
ления, преимущественно используют электронные потенциометры, которые
широко применяются при автоматическом регулировании теплового режима
печей.
Электронный потенциометр автоматически измеряет величину развиваемой
термоэлектродвижущей силы пирометра методом компенсации, а именно: тер-
мо-ЭДС, поступающая от термобатареи пирометра, уравновешивается равной
ей по величине, но противоположной по знаку разностью потенциалов, посту-
пающей от постороннего источника тока, за счет перемещения движка по рео-
хорду с помощью микродвигателя.
Рис. 4.167. Схема электронного потенциометра: а — измерительная система; б — балансирующая
система; ТП — термопара; Б — батарея; НЭ — нормальный элемент; П — переключатель; г — рео-
хорд; ТР — трансформатор; УН—усилитель напряжения; УМ—усилитель мощности; С — конден-
сатор; ВП-34 — вибрационный преобразователь; ЭУ-42 — электронный усилитель; Д-32 — ревер-
сивный двигатель
414

Электронный потенциометр имеет измерительную систему, в схему которой
включены термопара, реохорд с движком, источник тока, регулировочные и
подгоночные сопротивления, а также балансирующую систему (рис. 4.167).
В цепи измерительной системы прибора при изменении величины термо-
ЭДС, поступающей от пирометра, появляется неуравновешенная ЭДС посто-
янного тока, которая преобразовывается и усиливается в балансирующей сис-
теме.
Балансирующая система работает следующим образом. Постоянный ток не-
баланса преобразовывается в переменный ток с помощью вибропреобразова-
теля ВП-34. Катушка вибропреобразователя питается от силового трансфор-
матора переменного тока F,3 В). Вибрирующая пластинка колеблется с часто-
той, соответствующей частоте переменного тока, E0 Гц). Переменный ток от
вибрационного преобразователя поступает на входной трансформатор ТР, на
вторичной обмотке которого появляется усиленное примерно в 16 раз пере-
менное напряжение небаланса. Фаза этого тока определяется направлением
тока небаланса, поступающего с измерительного моста, и зависит от измене-
ния температур. Далее усиление тока небаланса происходит в электронном
усилителе ЭУ-42, состоящем из усилителя напряжения УН и усилителя мощ-
ности УМ, собранных на двойных триодах. В цепь анодного тока включен
микродвигатель Д-32, управляющий перемещением контакта реохорда. Асин-
хронный двухфазный конденсаторный микродвигатель Д-32 имеет две обмот-
ки, одна из которых питается от электронного усилителя, другая от сети через
фазосдвигающий конденсатор. Когда напряжение тока, поступающего от уси-
лителя, совпадает с током в сети по фазе, то двигатель Д-32 будет вращаться в
одну сторону, а при изменении полярности тока небаланса напряжение тока,
поступающего от усилителя, в обмотку двигателя, не будет совпадать по фазе
с напряжением в сети на 180°, и двигатель будет вращаться в другую сторону,
перемещая движок реохорда в другом направлении. Двигатель останав лива-
ется при отсутствии тока небаланса в цепи измерительной системы.
При перемещении ползунка реохорда двигатель Д-32 одновременно переме-
щает стрелку прибора по шкале температур и перо, регистрирующее значение
температур по диаграммной бумаге. Так же может быть
осуществлено перемещение движка реостатного датчика
или замыкание контактного регулирующего устройства,
встраиваемого в потенциометр.
Для измерения температур материала в зоне кальцини-
рования G00-1000 °С) применяются термоэлектрические
с. 4.168. Схема установки термопары в футерованном кармане: 1 —
термопара; 2 — футеровка кармана; 3 — кожух печи
415

пирометры — термопары, установленные в специальном футерованном кар-
мане (рис. 4.168).
Конусообразной формы карман устанавливается на корпус печи, и при враще-
нии печи он засыпается материалом в нижнем положении, а в верхнем положе-
нии опустошается. Термопара в этом случае не омывается движущимися газа-
ми, поэтому измеряемая температура будет близка к температуре материала.
Для изготовления термопар при измерении температур до 700-1000 °С при-
меняют хромель-алюмелевые электроды. Термопары непосредственно погру-
жаются своим спаем в измеряемую среду и при нагреве развивают термо-ЭДС
пропорциональную температуре только в том случае, если свободные концы
помещены в среду с постоянной температурой. Во избежание контакта между
электродами термопары их помещают в фарфоровые трубки (бусы). Для уда-
ления свободных концов термопары от места измерения температур в среду
со стабильной температурой применяют специальные компенсационные про-
вода, которые в пределах колебаний температур свободных концов развивают
ту же термо-ЭДС, что и термопара.
Для измерения величины термо-ЭДС применяют электронные потенциометры.
Так как во время работы вращающейся печи установленная термопара так-
же вращается вместе с печью, то для отвода импульса от термопары к потен-
циометру применяют токосъемные устройства, разработанные ЦПКБ треста
"Севзапмонтажавтоматика" (рис. 4.169).
Токосъемное кольцо, изготовленное из
медного троллейного провода, крепит-
ся с помощью изоляторов с держателя-
ми к корпусу печи. Для защиты колец
от нагрева устанавливают экранные ли-
сты. Штанга токосъемника имеет мед-
но-графитовую щетку. Прижатие щеток
к кольцу достигается устройством стой-
ки с пружиной. Термопара присоединя-
ется к троллейным проводам при помо-
щи компенсационных проводов, кото-
рые также используются в соединитель-
ной линии от щеток токосъемного уст-
ройства до потенциометра.
Рис. 4.169. Токосъемное устройство для снятия тер-
мо-ЭДС термопары, смонтированной на вращаю-
щейся печи: / —токосъемник; 2 — изолятор с дер-
жателем; 3 — экранные листы; 4 — токосъемная
штанга; 5 — стойка
416

При измерении температур вкладышей подшипников, обмоток электродви-
гателей, температур смазочного масла, жидкого топлива, охлаждающей воды
и других, имеющих пределы температур до 100-200 °С, принимают термопа-
ры сопротивления и манометрические термометры.
В термометрах сопротивления применяют медные (до 150 °С) или платино-
вые (до 500 °С) проводники, которые наматываются на каркас из слюдяной
пластинки или пластмассы. Термометры сопротивления погружаются в изме-
ряемую среду примерно на 150 мм, и при измерении температур изменяется
электрическое сопротивление проводников. Чувствительный элемент термо-
метра вставляется в защитную трубку.
Вторичными приборами, показывающими температуру измеряемой среды,
служат магнитоэлектрические приборы-логометры или автоматические урав-
новешенные электронные мосты. Автоматические электронные уравновешен-
ные мосты по устройству аналогичны электронным потенциометрам. Изме-
рительная система уравновешенного моста состоит из постоянных и подго-
ночных сопротивлений и реохорда, в одно из плеч которого включен термо-
метр сопротивления.
Более высокой чувствительностью, меньшей тепловой инерцией и малыми
габаритами обладают полупроводниковые термосопротивления (термисторы).
Термосопротивления изготовляются из смеси порошков двуокиси титана и
окиси магния, окиси никеля и т.п. путем прессования и последующего спека-
ния массы. Размеры бусинковых термосопротивлений составляют десятки
миллиметров длиной, по диаметру 2 мм, поэтому возможно измерять темпе-
ратуры в труднодоступных местах в самых различных точках. При этом, при-
меняя многоточечный контроль температур, осуществляют сигнализацию при
достижении предельных значений температур в отдельных точках за счет сра-
батывания реле в цепи с термосопротивлением.
Рассмотрим схему действия прибора УКТ для автоматического контроля и
сигнализации температур масла, подшипников и др., разработанного трестом
"Севзапмонтажавтоматика".
Прибор УКТ позволяет производить контроль и сигнализацию максималь-
ной температуры одновременно в нескольких точках замера, получая сигналы
от целой группы термодатчиков и выделяя максимальный сигнал от любого
датчика. Основным узлом прибора УКТ является селектор (рис. 4.170). Изме-
рительная схема прибора состоит из группы 12 совмещенных мостов постоян-
ного тока, включающих 12 термодатчиков. Каждый термодатчик 77? в измери-
тельной схеме служит плечом соответствующего измерительного моста. Со-
противления 7?о и RiA как два плеча моста и подгоночное сопротивление Ro
являются общими для всей группы 12 термодатчиков.
В каждой измерительной диагонали a-R0, 6-R0 и т.д. имеется свой раздели-
тельный диод Dv D2n т.д. и общий измерительный прибор МКА, измеряю-
14. Лисиенко В.Г. и др.

Селектор
Рис. 4.170. Принципиальная схема селектора прибора УКТ, выделяющего максимальный сигнал от
группы термодатчиков
щий напряжение разбаланса моста. Если температура одного из термодатчи-
ков, например 77?, превышает температуры других термодатчиков, то его со-
противление 77?, будет меньше других, а напряжение разбаланса этого моста
будет больше, чем других. В измерительной диагонали а-р возникает ток не-
баланса, который от точки/? проходит к точке а через диод Dv При этом потен-
циал в точке а будет меньше, чем в точке б, поэтому диоды D2, D3 и другие
будут заперты и токи через них от точки о к точкам б, в и т.д. не пойдут.
Прибор МКА в этом случае будет измерять напряжение разбаланса первого
моста, как имеющего наименьшее сопротивление термодатчика. Следователь-
но, схема селектора обеспечивает выделение моста с максимальным разбалан-
сом из всей группы мостов. В случае превышения заданного значения темпе-
ратуры элемент сравнения прибора включает реле световой и звуковой сигна-
лизации, а при аварийном превышении заданной температуры срабатывает реле
защиты, отключающее объект.
С помощью прибора УКТ можно контролировать температуру в 12 точках
объекта при одном селекторе, а при подключении к прибору нескольких се-
лекторов число контролируемых одновременно точек может доходить до 100.
Измерение давлений, разрежений, расхода газов и жидкостей. Для изме-
рения давлений масла в системах смазки, давления сжатого воздуха в сети
пневмотранспорта, воздухопроводах, давлений газа в газопроводах высокого
давления и т.д. применяются простейшие механические манометры с одно-
витковой пружиной.
При измерении давления в сети пневмотранспорта порошковых материалов
(цемента, сырьевой муки, угольной пыли) в целях предохранения манометров
от попадания пыли внутрь измерительной трубки ставят разделительные ди-
афрагмы (мембраны), задерживающие пыль.
Для контроля и сигнализации давления в системах смазки агрегатов, в сис-
темах подачи сжатого воздуха к пневмовинтовым насосам и т. п. применяются
418

Рис. 4.171. Реле давления (сигнализатор): 1
— микропереключатель; 2 — поршень; 3 —
пружина; 4 — мембрана; 5 — крышка с от-
верстием для подвода импульсной трубки
3 2 1
Рис. 4.172. Измерительное устройство мембранно-
го дифманометра: 1 — нижняя мембрана; 2 — вер-
хняя мембрана; 3 — капилляр; 4 — перегородка с
отверстиями; 5 — индуктивный датчик
электроконтактные манометры, включающие цепь сигнализации при дости-
жении максимальных значений давления или бесшкальные сигнализаторы
давления — реле давления.
Конструкция реле для контроля давления в системах маслосмазки (от 1 до
бкГУсм2) показана на рис. 4.171. Контролируемое давление подводится под
мембрану через нижнюю крышку. Сверху на мембрану опирается поршень,
прижатый пружиной. Сжатие пружины регулируется гайкой. Над стержнем
поршня устроен микропереключатель, нажимной штифт которого устанавли-
вается с зазором от стержня, равным 0,5 мм. При повышении давления масла
под мембраной пружина сжимается и стержень замыкает контакты микропе-
реключателя. При падении давления пружина отжимает стержень и контакты
микропереключателя размыкаются.
Для контроля падения давления газа в газопроводах применяются мембран-
ные сигнализаторы падения давления газа с плоской или гармониковой мемб-
раной, которые замыкают электрический контакт при падении давления ниже
установленного.
Мембранные приборы широко применяются для измерения невысоких дав-
лений (напоромеры) или разрежений (тягомеры) с верхними пределами пока-
заний от 16 до 1600 мм вод. ст. (для разрежений от -16 до -1600 мм вод. ст.), а
также для измерения разности давлений (дифманометры).
Измерительное устройство мембранного дифманометра показано на
рис. 4.172. Для измерения давления рх импульсная трубка соединяется с ниж-
ней камерой, разности давлений — меньшее давление подводится к верхней
камере. Чувствительным элементом прибора являются две мембраны, между
которыми помещена металлическая перегородка с отверстиями. Пространство
14*
419

между мембранами и перегородкой заполнено дистиллированной водой через
капилляр.
При воздействии давления р] нижняя мембрана перемещается по направле-
нию к перегородке и жидкость перемещается через отверстия к верхней мем-
бране, поднимая ее вверх. Вместе с этим перемещается вверх шток, связан-
ный со стрелкой или записывающим пером посредством передаточного меха-
низма. Прибор может быть бесшкальным мембранным датчиком с индуктив-
ной системой передачи значений измеряемой величины на вторичный прибор.
Вторичный прибор представляет собой электронный профильный индукци-
онный дифференциальный прибор, имеющий индуктивную катушку, которая
последовательно с индуктивной катушкой мембранного датчика включена в
дифференциально трансформаторную электрическую схему прибора.
Принципиальная схема электрической передачи мембранного дифманомет-
ра показана на рис. 4.173. Катушки электродатчика 1 и вторичного прибора 2
имеют первичные 3 и вторичные 4 обмотки. Вторичная обмотка состоит из
двух секций с одинаковым количеством витков и с противоположным направ-
лением обмотки. Если сердечник 5 индуктивной катушки находится в сред-
нем положении, то индуктируемые ЭДС в двух секциях равны и направлены
навстречу друг другу. В этом случае напряжение между началами секций вто-
ричных обмоток равно нулю.
При смещении сердечника от среднего положения появляется напряжение,
фаза и величина которого зависят от направления и степени смещения сердеч-
ника в катушке. Напряжение, возникающее от смещения сердечника датчика,
поступает на вход электронного усилителя 6, который управляет балансир-
ным электродвигателем 7, перемещающим сердечник катушки вторичного
прибора в таком же направлении до устранения возникшего напряжения. При
уравновешивании индуктируемых ЭДС микродвигатель прибора останавли-
вается. При перемещении лекала 8 перемещаются стрелка прибора и перо.
Прибор может быть показывающим, записывающим и интегрирующим рас-
ходомером.
Регулировка нуля Датчик
Рис. 4.173. Схема прибора: 1 — датчик ДМ; 2 — индук-
тивная катушка прибора; 3 — первичная обмотка; 4 —
вторичная обмотка; 5 — сердечник; 6—электронный уси-
литель; 7 — балансирный электродвигатель; 8 — лекало
420

Рис. 4.174. Схема самопишущего тягонапоромера:
/ — подвижный контакт; 2 — неподвижный кон-
такт; 3 — каретка; 4 — двигатель; 5 — ходовой
винт; 6 — пружина; 7 — двигатель для перемеще-
ния диаграммной бумаги; 8 — коромысло; 9 —
колокол; 10 — диаграммная бумага; 11 — масло
¦I ... ..I. „IMM ВОД. СТ.
К компенсационной
линии
К импульной
линии
Для измерения малых давлений, например в головке вращающейся печи,
применяют тягонапоромеры, имеющие пределы показаний до 16 мм вод. ст. (с
двухсторонними шкалами от ±3,2 до ±8).
Тягонапоромер самопишущий предназначен для измерения и регистрации
давлений, разрежений и перепадов давлений. Измерительная система
(рис. 4.174) состоит из колокольных весов 9, коромысло 8 которых качается на
неподвижной опоре. Импульсные трубки для измерения давлений подводятся
в подколокольное пространство. Левое плечо коромысла имеет подвижный
электрический контакт 7, находящийся между двумя неподвижными контак-
тами 2. Этот же конец коромысла имеет гибкое соединение с передвижной
кареткой 5, имеющей указательную стрелку и перо.
При нарушении равновесия левое плечо коромысла, отклоняясь вниз или
вверх, своими контактами касается одного из неподвижных контактов и замы-
кает цепь реверсивного двигателя 4, который через редуктор приводит в дви-
жение ходовой винт 5, перемещая каретку с пером и стрелкой. При этом карет-
ка перемещается до тех пор, пока связанная с ней уравновешивающая пружи-
на 6 не выведет контакт из замыкания, т.е. не поставит коромысло в горизон-
тальное положение, соответствующее равновесию сил пружины и давления
под колоколом. Таким образом, каждой величине разности давлений под коло-
колом соответствует определенное положение каретки с пером и стрелкой по
отношению к шкале прибора.
Диаграммная бумага 10 перемещается со скоростью 20 мм в 1 ч от двигателя 7.
Измерение расхода газа, воздуха, жидкостей обычно производится по пере-
паду давлений, создаваемому сужающими устройствами (диафрагмой, соплом),
встраиваемыми в трубопровод. Изменение разности давлений до и после су-
421

жающего устройства показывает изменение количества проходящих газов,
жидкостей. Поэтому в качестве вторичных приборов — расходомеров исполь-
зуются дифманометры, например, мембранные, поплавковые, кольцевые или
электронные вторичные приборы в комплекте с мембранными датчиками.
Для непрерывного измерения расхода шлама, поступающего в печь, приме-
няют электрический тахометр (тахогенератор), устанавливаемый на валу дви-
гателя ковшового или ячейкового питателя. Вторичным прибором, показыва-
ющим число оборотов шлам-питателя, служит вольтметр, отградуированный
в об./мин.
Для эпизодического измерения расхода поступающего в печь шлама служит
установка КШ-3 завода "Редуктор", с помощью которой непосредственно из-
меряется расход шлама по времени заполнения мерного бачка известной ем-
кости. Измерение производится периодически путем нажатия кнопки, вклю-
чающей электрический секундомер вместе с началом заполнения мерного бачка.
При заполнении бачка секундомер останавливается, а шлам сливается в печь
через нижнее отверстие, открываемое с помощью реле. После такого замера
стрелка секундомера показывает величину расхода шлама. При последующем
нажатии кнопки стрелка секундомера возвращается на нуль, и установка сно-
ва готова для замеров.
Для непрерывного измерения расхода шлама с точностью 1-2 % может быть
использован индукционный расходомер, принцип действия которого основан
на явлении электромагнитной индукции.
На участке трубопровода, электрически изолированном от соседних участ-
ков и от шлама, создается переменное магнитное поле (рис. 4.175).
Измеряемая жидкость, протекая по трубопроводу, пересекает магнитные
силовые линии, и в ней индуктируется ЭДС, которая снимается с помощью
электродов, установленных с двух противоположных сторон заподлицо с внут-
ренней поверхностью трубопровода. Величина индуктируемой ЭДС пропор-
циональна величине индукции магнитного поля, размеру внутреннего диаметра
трубопровода и средней скорости протекаемой жидкости независимо от ее
плотности, вязкости, температуры и характера потока жидкости.
Для измерения ЭДС, индуктируемой в жидкости, используется высокоом-
ный чувствительный прибор, шкала которого отградуирована в единицах рас-
хода.
ч
Рис. 4.175. Индукционный расходомер: 1 — полюсы электро-
магнита; 2 — трубопровод; 3 — измеряемая жидкость; 4 —
электроды; 5 — измерительный прибор
422

Измерение содержания кислорода в дымовых газах. Для контроля про-
цесса горения топлива и определения количества избыточного воздуха в ды-
мовых газах применяются автоматические газоанализаторы на кислород. Дей-
ствие газоанализатора основано на использовании термомагнитной конвекции.
Кислород обладает очень высокой магнитной восприимчивостью по сравне-
нию с другими газами, содержащимися в продуктах горения, поэтому, прохо-
дя вблизи магнита, газ, содержащий кислород, втягивается в область магнит-
ного поля. Это движение газа используется для понижения температуры на-
гретого термоэлемента датчика.
Кислород, нагреваясь при прохождении вблизи нагретого термоэлемента,
уменьшает свою магнитную восприимчивость. В результате этого холодный
газ, обладающий большей парамагнитностью, непрерывно втягивается в об-
ласть магнитного поля. На этом принципе работы создано несколько конст-
рукций газоанализаторов.
Измерение уровней. Для измерения уровня шлама в шлам-бассейнах, уров-
ня пыли в бункерах и т.п. применяются уровнемеры и сигнализаторы уровня
материала в различных емкостях.
Уровнемеры - приборы, непрерывно показывающие уровень материала в
емкости. Сигнализаторы уровня - устройства, оповещающие о переполнении
или опорожнении емкости путем включения контактных устройств в схемах
аварийной предупредительной сигнализации. Эти контактные устройства мо-
гут быть использованы также для автоматического управления загрузкой ем-
костей материалом.
В настоящее время уровнемеры используются главным образом для шламо-
вых бассейнов. Для контроля уровня в бункерах сырьевой муки, пыли, улов-
ленной в электрофильтрах и т. п., используется преимущественно сигнализа-
торы уровня. Рассмотрим схему действия электронного сигнализатора уровня
ЭСУ (рис. 4.176).
Рис. 4.176. Электронный сигнализатор уровня: а — схема установки; б — электрическая схема емко-
стного датчика; в — принципиальная схема электронного блока
423

Чувствительным элементом сигнализатора служит электрический емкост-
ный датчик, который представляет собой электрод, погружаемой в измери-
тельную среду, вторым электродом служат стенки бункера или резервуара.
Емкость между электродом и стенками будет изменяться с изменением уровня
материала, так как диэлектрические постоянные воздуха и заполняющего ма-
териала отличаются друг от друга.
Для измерения величины электрической емкости между электродом и стен-
ками бункера служит электронный блок, состоящий из генератора высокой
частоты с лампой 6Н8С, электромагнитного реле Р, включенного в анодную
цепь лампы Л, и переключатели ПВ, с помощью которого устанавливается ра-
бота реле по нижнему или верхнему уровню материала.
При установке переключателя ПВ в положение верхнего уровня схема рабо-
тает таким образом, что при изменении емкости датчика на величину 2-5 пФ
происходит возрастание анодного тока, и реле притягивает свой якорь. При
установке переключателя в положение нижнего уровня ("//") схема работает
таким образом, что при изменении емкости датчика на 2-5 пФ реле отпускает
свой якорь
Контакты реле Р включаются в электрическую схему сигнализации или уп-
равления заполнением и опорожнением резервуаров жидкостью и бункеров
порошкообразными материалами. Электроды датчика покрываются электро-
изоляционной оболочкой, если измеряемая среда проводит ток.
При автоматизации работы вращающихся печей, рассмотренные техничес-
кие средства автоматического контроля производственных параметров еще
находят в отдельных случаях свое применение.
Измерение параметров, характерных для технологического процесса, пред-
ставляет собой основу регулирования. Если процесс не поддается точному
измерению ни прямым, ни косвенным способом, то его невозможно автомати-
зировать.
3.4. Автоматическое регулирование режима
работы вращающихся печей
Вращающаяся печь цементного производства как объект автоматического
регулирования имеет следующие особенности. Это тепловой агрегат непре-
рывного действия. Благодаря вращению печи (примерно 1 об./мин) и наклону
к горизонту C-5 %) поступающий непрерывно в верхний конец печи сырье-
вой материал в виде шлама, гранул или сырьевой муки (порошка) через 2-4 ч
проходит через отдельные зоны рабочего пространства, обжигается и в виде
спекшихся кусков, представляющих собой цементный клинкер, выходит из
печи в холодильник. Процесс перемещения материала в печи и холодильнике
происходит автоматически. Необходимо только автоматизировать подачу сы-
424

рьевых материалов в печь в соответствии с ее производительностью, т.е. со
скоростью вращения.
В результате тепловой обработки материал претерпевает следующие физи-
ческие и химические изменения. В начале материал проходит зону подсушки
и из него удаляется влага. Если в печь подается шлам (при мокром способе
производства), то он превращается в гранулы и в зоне подсушки успевает на-
греваться до 150 °С. Затем гранулированный материал последовательно про-
ходит зону подогрева, в которой нагревается до 700-800 °С, и поступает в зону
кальцинирования. В этой зоне при нагреве до 1000-1100 °С из материала вы-
деляется СО2 с образованием свободной извести СаО.
Реакции разложения карбонатов идут с поглощением тепла, поэтому в зоне
кальцинирования повышение температур материала незначительное.
Дальнейший нагрев материала происходит в зоне экзотермических реакций,
в которой протекают реакции связывания образовавшейся свободной извести
с выделением тепла. Это способствует быстрому подъему температур матери-
ала на 300-350 °С.
При температурах 1350-1450 °С в материале появляется жидкая фаза, за-
канчивается процесс усвоения свободной извести, протекает ряд химических
реакций, и материал спекается.
При дальнейшем перемещении к холодильнику и в холодильнике печи обра-
зовавшийся клинкер охлаждается до температур 60-300 °С в зависимости от
типа холодильника. Автоматизация процесса тепловой обработки сырьевых
материалов может быть осуществлена с помощью контроля качества готового
продукта, и по отклонению этого параметра от заданного значения оказывает-
ся воздействие на регулирующий орган подачи топлива в печь.
Стабильность протекания всех процессов нагрева и спекания материала не-
посредственно связана с питанием печи теплом за счет сжигания топлива.
Горящий факел при нормальном горении топлива распространяется в печи
примерно до середины зоны кальцинирования. Воздух, необходимый для го-
рения, проходит через холодильник печи, смешивается с топливом, и образу-
ющиеся дымовые газы идут навстречу материалу (противоток).
В зависимости от способа сжигания топлива воздух для горения топлива
разделяют на первичный (обычно холодный) и вторичный (подогретый в хо-
лодильнике печи) или весь подают через холодильник подогретым.
Первичный воздух, подаваемый от вентилятора, регулируется с целью орга-
низации горящего факела, вторичный воздух поступает в печь за счет главным
образом разрежения, создаваемого в печи под действием дымососа. При регу-
лировании процессов горения основное влияние оказывает количество вто-
ричного воздуха. Поэтому при автоматизации теплового режима печи регули-
рование горения выполняется воздействием на направляющий аппарат дымо-
соса.
425

Варианты схем автоматического регулирования вращающихся печей несколь-
ко отличаются друг от друга в зависимости от способа производства (мокрый
или сухой), вида сжигаемого топлива и типа холодильника, используемых пер-
вичных приборов и др.
Рассмотрим упрощенную принципиальную схему автоматического регули-
рования вращающейся печи, работающей по мокрому способу (рис. 4.177).
У вращающейся печи имеем следующие основные регулирующие органы:
питатель 1 шлама, привод 2 вращения печи, регулирующую поворотную зас-
лонку 3 газопровода, направляющий аппарат 4 дымососа.
Чувствительных элементов, контролирующих основные параметры враща-
ющейся печи, значительно больше, а именно: радиационный пирометр 5, из-
меряющий температуру в зоне спекания печи; термопара 6, установленная в
зоне кальцинирования для измерения температуры материала в этой зоне. Тер-
мопара вмонтирована в специальном автоматически очищающемся кармане с
подачей сигнала через токосъемные кольца; термопара 7, установленная в
пылеосадительнои камере для измерения температуры отходящих газов из
печи; тахогенератор 8 питателя шлама для измерения его числа оборотов; та-
хогенератор 9 для измерения числа оборотов печи; измерительная диафрагма
10 на газопроводе для измерения расхода газа; прибор 11 для измерения веса
литра клинкера, по которому в известной мере определяется качество клинке-
ра, выходящего из печи; термомагнитный газоанализатор 12 кислорода, опре-
деляющий содержание кислорода в отходящих из печи газах. Пробы для ана-
лиза газа отбираются из пылеосадительнои камеры печи.
Рассмотрим отдельные системы автоматического регулирования перечислен-
ных параметров и их взаимосвязь в общей схеме автоматического регулирова-
ния вращающейся печи.
Воздух
первичный
Рис. 4.177. Вариант схемы автоматического регулирования режима работы вращающейся печи на
газообразном топливе
426

Регулирование подачи в печь шлама в зависимости от скорости вращения
печи. Соотношение между скоростью вращения печи и количеством поступа-
ющего шлама поддерживается постоянным регулятором шлама.
Если обеспечивается постоянным заполнение шламом ковшей шламового
питателя, то, поддерживая постоянным соотношение между скоростями вра-
щения печи и питателя, будет поддерживаться постоянным количество посту-
пающего в печь шлама. Это положение принято за основу автоматизации ре-
жима загрузки печи шламом с применением автоматического регулятора по-
дачи шлама.
Регулятор шлама работает следующим образом (рис. 4.178). Датчиками ско-
ростей вращения печи и ковшового питателя служат тахогенераторы (позиция
8 к 9 на рис. 4.177) питателя и печи, напряжение от которых, пропорциональ-
ное скорости вращения, подается на две включенные встречно обмотки У и
У, дифференциального магнитного усилителя.
Заданное соотношение между скоростями вращения печи и питателя уста-
навливается задатчиком ЗД, представляющим собой переменное сопротивле-
ние в цепи тахогенератора питателя. При соблюдении заданного соотношения
в обмотки У, и У, подаются одинаковые по величине токи, и сигнал на выходе
ДМУ будет равен нулю. При нарушении соотношения скоростей появляется
сигнал, пропорциональный разности токов двух тахогенераторов, который
усиливается магнитным усилителем ДМУ и через трансформатор ТР2 подает-
Автоматическое
Ручное
Автоматическое
Рис. 4.178. Упрощенная принципиальная схема регулятора шлама: АД— асинхронный двухфазный
реверсивный двигатель; ВТ— вращающийся трансформатор; Уг У2— управляющие обмотки диф-
ференциального магнитного усилителя; ЗД— задатчик; К — контактор постоянного тока; РТ— реле
тока обмотки возбуждения; РМ— реле максимального тока; С/77 — сопротивление гашения поля;
ШО — обмотка возбуждения двигателя питателя; ШР — шунтовой реостат; УП — универсальный
переключатель; ДП — двигатель печи; ДШ — двигатель шлам-питателя; ТДП — тахогенератор дви-
гателя печи; ТДШ — тахогенератор двигателя шлам-питателя
427

ся на управляющую обмотку асинхронного двухфазного реверсивного двига-
теля АД.
Двигатель АД через редуктор поворачивает ротор вращающегося трансфор-
матора ВТ (сельсина), а статорная обмотка сельсина ВТ питается от силового
трансформатора ТРу В зависимости от величины и направления разности то-
ков на входных обмотках ДМУ реверсивный двигатель АД вращается в одном
или другом направлении, соответственно увеличивая или уменьшая напряже-
ние на выходе вращающегося трансформатора ВТ.
Напряжение от вращающегося трансформатора ВТ усиливается и выпрям-
ляется в силовом блоке и подается на обмотку возбуждения электродвигателя
постоянного тока шламового питателя. При уменьшении напряжения на вы-
ходе вращающегося трансформатора ВТ уменьшается ток возбуждения двига-
теля питателя и уменьшается скорость его вращения; при увеличении напря-
жения на выходе ВТ соответственно будет увеличиваться скорость вращения
двигателя питателя. Таким образом, будет восстанавливаться заданное соот-
ношение между скоростью печи и питателя до устранения разности токов двух
тахогенераторов. Управление якорем электродвигателя питателя осуществля-
ется контактором постоянного тока К, с помощью которого можно включить
работу питателя только при работающей печи, так как контакты реле замыка-
ются только после включения привода печи.
Схема включения предусматривает как ручное, так и автоматическое регу-
лирование скорости вращения двигателя шламового питателя.
При автоматическом регулировании питание обмотки возбуждения двигате-
ля ШО идет от силового блока регулятора, при ручном — от сети постоянного
тока.
Автоматизация подачи в печь шлама может быть осуществлена по другой
схеме регулирования, например, по схеме, которая отличается тем, что им-
пульс изменения числа оборотов печи подается от роторной магнитной стан-
ции управления главным приводом печи через ступенчатый задатчик на вход
электронного регулятора, который воздействием на серводвигатель управляет
регулирующим пережимным клапаном подачи в печь шлама.
Регулирование давления газообразного топлива, осуществляемое регу-
лятором прямого действия. Это обычно мембранный регулятор, который пе-
ремещает шток двухседельного клапана за счет прогиба мембраны, уравнове-
шивающейся пружиной. Задающим устройством служит изменение степени
сжатия пружины. Могут использоваться и другие типы регуляторов.
Регулирование температуры отходящих газов осуществляется путем воз-
действия на направляющий аппарат дымососа 4, изменяющего разрежение в
системе печи и приток воздуха в печь из холодильника. Чувствительный эле-
мент 7 — термопара ХА или ХК, измеряющая температуру отходящих газов в
428

пылеосадительной камере, подает сигнал электронному потенциометру, име-
ющему контактное регулирующее устройство (см. рис. 4.177).
Температура отходящих газов в пылеосадительной камере изменяется срав-
нительно медленно, с большим передаточным запаздыванием. Поэтому в ка-
честве регулятора применяют обычно универсальный прерывистый регуля-
тор, который получает сигнал регулирования при срабатывании контактов ре-
гулирующего устройства потенциометра и через реле времени, т.е. не сразу
передает сигнал командно-исполнительному устройству регулятора, воздей-
ствуя на него только при длительных и повторяющихся в одном направлении
изменениях регулируемого параметра.
Универсальный прерывистый регулятор воздействует на ИМ— серводвига-
тель колонки дистанционного управления для перемещения шибера дымосо-
са (жалюзийной заслонки 4). Изменение положения шибера дымососа вызы-
вает изменение длины горящего факела и некоторое перераспределение тем-
ператур в печи.
Регулирование качества клинкера, которое оказывает корректирующее
воздействие на режим работы зоны спекания. Эта система связанного регули-
рования работает с чувствительным элементом прибора (позиция 11, рис. 4.177),
измеряющего вес 1 л клинкера.
Прибор (разработан трестом "Севзапмонтажавтоматика") автоматически
отбирает пробы клинкера из течки, отсевает фракции крупнее 10 мм и мельче
5 мм и периодически взвешивает 1 л клинкера отобранной фракции с помо-
щью взвешивающего устройства.
Механизм взвешивающего устройства изменяет положение плунжера в ин-
дуктивном датчике. Вторичным прибором, имеющим электрическое контакт-
ное регулирующее устройство, может служить автоматический индукцион-
ный прибор с дифференциально-трансформаторной измерительной схемой.
Контактное регулирующее устройство прибора подает сигнал регулирова-
ния универсальному прерывистому регулятору, воздействующему на задаю-
щее устройство регулятора, и через него вносит коррективы на подачу топли-
ва в печь. Командно-исполнительное устройство регулятора воздействует на
задающее устройство регулятора через исполнительный механизм, представ-
ляющий собой электродвигатель малой мощности, связанный через редуктор
с реостатным датчиком.
Следовательно, регулятор системы автоматического регулирования темпе-
ратуры в зоне спекания воздействует совместно с регулятором системы регу-
лирования качества обжига (веса литра клинкера) нападающее устройство ре-
гулятора системы стабилизатора расхода газа. Таким образом, три системы
регулирования управляют одним исполнительным механизмом, воздействуя
на поворотную заслонку газопровода. Однако в схеме автоматизации вращаю-
щейся печи предусмотрены еще две системы связанного регулирования, кото-
429

рые оказывают дополнительное корректирующее воздействие на системы ре-
гулирования температуры в зоне спекания и температуры отходящих газов.
Регулирование горения осуществляется по анализу отходящих газов на кис-
лород. Качество процессов горения топлива до некоторой степени регулирует-
ся системой регулирования температуры отходящих газов путем воздействия
на исполнительный механизм, управляющий жалюзийным шибером 4 дымо-
соса. Однако при такой системе регулирования могут быть отклонения от нор-
мального режима горения, характеризующиеся или неполнотой горения, или
чрезмерно большим избытком воздуха. И то и другое может дать перерасход
топлива.
Поэтому как в период настройки системы автоматического регулирования
теплового режима, так и в период ее работы требуется контроль и автомати-
ческая корректировка качества процесса сжигания топлива.
С этой целью целесообразна установка современных быстродействующих
устройств по определению содержания кислорода в дымовых газах. В отече-
ственных условиях здесь чаще всего используются различные микропорис-
тые датчики на циркониевой и др. основе.
Регулирование температуры материала в зоне кальцинирования. Эта
система корректирующего регулирования имеет существенное значение при
автоматизации длинных вращающихся печей A50-185 м). Для поддержания в
определенных пределах температур материала в зоне кальцинирования целе-
сообразно установить термопару в специальном кармане зоны кальцинирова-
ния печи, от которой через электронный потенциометр будет поступать сиг-
нал на регулирование прерывистому регулятору КУ, воздействующему на за-
дающее устройство регулятора температуры зоны спекания.
Таким образом, в схеме автоматического регулирования вращающейся печи
регулятор температуры зоны спекания получает сигнал одновременно от чув-
ствительного элемента и трех регуляторов КУ.
Действие нескольких прерывистых регуляторов на один исполнительный
механизм осуществляется с помощью специальной блокировки, не допускаю-
щей одновременного воздействия всех сигналов КУ на исполнительный меха-
низм. При этом действует только один сигнал, который поступил первым.
Таким образом, краткое рассмотрение схемы автоматизации показывает, что
вращающаяся печь — довольно сложный регулируемый объект.
Здесь еще не рассмотрены системы автоматического регулирования режима
работы холодильника. При колосниковом холодильнике предусматриваются
системы регулирования разрежения под решеткой холодильника, стабилиза-
ция давления под решеткой в горячей камере холодильника и стабилизация
температуры колосников холодильника.
Следует учесть, что все регулируемые параметры должны не только регули-
роваться, но и контролироваться с помощью показывающих или регистриру-
430

ющих вторичных приборов, которые должны быть установлены на щите опе-
ратора вращающейся печи.
Как один из альтернативных вариантов приведенной выше "классической"
схемы автоматического управления режимом работы вращающейся печи (рис.
4.177), ниже приведена информация о компьютерной системе управления теп-
ловой работой технологического агрегата данного типа.
3.5. Компьютерная система автоматического управления
процессом тепловой работой вращающейся печи
Коллективом специалистов кафедры КИУСА Московского государственно-
го института стали и сплавов под руководством академика РАИН, д.т.н., заслу-
женного изобретателя РСФСР, профессора, заведующего кафедрой КИУСА
3. Г. Салихова, разработана компьютерная система автоматического управле-
ния (далее — Система) процессами переработки материалов в трубчатых вра-
щающихся печах (ТВП).
Работа Системы производится следующим образом (рис. 4.179). Оператор-
технолог с пульта управления вводит в Систему исходные данные для управ-
I Рабочая станция
Ьператора-технолога
! (пульт управления)
Щит ручного управления
' и релейной автоматики
Трубчатая вращающаяся печь
Рис. 4.179. Структурная схема системы
Исполнительные
механизмы
431

ления процессом, такие как критерии оптимальности управления и техноло-
гические ограничения. С помощью разработанной математической модели,
адекватность которой периодически проверяется для конкретного процесса,
оперативно рассчитывается желаемая температура материала как функция от
длины печи и качественного состава сырья. Рассчитанная таким образом тем-
пература (температурный профиль) удовлетворяет выбранным критериям оп-
тимального управления.
В то же время, на вход Системы поступают данные от установленных на
концах корпуса ТВП пирометров о температуре материала в зонах загрузки/
разгрузки, а также значения реальной температуры материала в печи как фун-
кция от длины корпуса печи. Реальный температурный профиль материала
получаются следующим образом: с помощью ИК-сканера непрерывно скани-
руется инфракрасное излучение поверхности ТВП по всей ее длине. Измерен-
ная таким образом температура поверхности с помощью специально разрабо-
танной термодинамической модели, с учетом измеренных пирометрами тем-
ператур материала и печных газов в зонах загрузки/разгрузки, оперативно иден-
тифицируется (перерассчитывается) в температуру материала как функция
длины корпуса ТВП.
Рассчитанный желаемый температурный профиль печи синхронно, по зара-
нее определенным характерным зонам обжига материала в ТВП, сравнивается
с идентифицированным по этим же зонам реальным температурным профи-
лем материала. Таким образом синхронно по зонам осуществляется расчет
абсолютной ошибки отклонения (рассогласования) по формуле:
DTz = TS* - TSz,
где z — номер зоны по длине печи, TS* — средняя желаемая температура ма-
териала в рассматриваемой зоне, TS — средняя идентифицированная темпе-
ратура материала в рассматриваемой характерной зоне.
После этого, согласно специально разработанному алгоритму, рассчитыва-
ются значения установок для соответствующих контуров регулирования.
Необходимо особо отметить, что все упомянутые выше алгоритмы состав-
ляются с учетом физико-химического состава обжигаемого сырья, конструк-
тивных особенностей каждой конкретной ТВП, а также на основе анализа по-
лученной путем экспериментальных исследований и математическим моде-
лированием априорной информации о технологических ограничениях для про-
цессов данного класса.
Помимо перечисленных функций представленная Система ведет непрерыв-
ный контроль и выполняет стабилизацию следующих параметров обжига:
• расход топливного газа и шлама;
• давление топливного газа в трубопроводе;
432

• разрежение в зоне загрузки ТВП;
• гранулометрический состав получаемого продукта.
Оперативные данные о протекании процесса отображаются на полноцвет-
ной мнемосхеме на дисплее оператора-технолога и с заданной периодичнос-
тью сохраняются в архиве Системы. Наблюдение за ходом процесса, а при
необходимости — и управление, может производиться удаленно — через вы-
числительную сеть предприятия при наличии соответствующих полномочий.
Испытания разработанной Системы на опытно-промышленной печи ОАО
"НИИЦемент" показали, что она позволяет обеспечить оперативное форми-
рование, контроль реального и поддержание желаемого температурного про-
филей материала в ТВП во всех характерных зонах в зависимости от каче-
ственного состава сырья, существующих технологических ограничений и за-
данных критериев управления с отклонением не более ±15 °С. Кроме того,
Система позволяет вести оперативный контроль температуры корпуса, футе-
ровки и обмазки ТВП и с помощью соответствующих контуров регулирова-
ния поддерживать ее в заданных пределах для каждого из элементов печи в
отдельности. Посредством этих мер выявляются и предотвращаются на ран-
них стадиях опасные ситуации, приводящие к заплавлению материала, про-
жигу корпуса печи (рис. 4.180), изменению аэродинамики газовых потоков и
газоочистительных элементов, а также снижаются деформационные силы кор-
пуса и футеровки печи.
По мнению авторов, разработанная Система за счет положительного влия-
ния всех перечисленных факторов позволяет увеличить срок рабочей компа-
нии элементов ТВП (корпуса и футеровки) на 20-25 сут., а также позволяет
получать готовую продукцию со стабильно высоким качеством.
Рис. 4.180. Реальный температурный профиль ТВП (ярко выраженные температурные аномалии)
433

Предполагаемый годовой экономический эффект от внедрения Системы —
до 5 млн. руб.
3.6. Применение горелок большой мощности с управляемой
длиной факела и окислительной способностью атмосферы
Разработаны и проведены исследования (совместно УГТУ-УПИ с Московс-
ким институтом стали и сплавов) способа отопления вращающихся печей го-
релками большой мощности с регулируемой длиной факела и управляемой
окислительной атмосферой. При этом длина факела регулируется с помощью
перераспределения подачи природного газа на короткофакельную и длинно-
факельную ступени двухпроводной горелки. Требуемая длина факела выбира-
ется из условий обеспечения необходимой температуры в представительной,
точке шихты.
Температура шихты измеряется пирометром с интерференционным фильт-
ром и длиной волны в окнах прозрачности спектра излучения газов. Для регу-
лирования окислительной способности и температуры факела используется
интенсификатор (кислород, компрессорный воздух). Его подача регулируется
с помощью датчика на кислород в продуктах сгорания. Устанавливается со-
держание кислорода, необходимое для протекания окислительных реакций,
но с минимальным образованием оксидов азота. Перераспределение природ-
ного газа по ступеням горелки и регулирование длины факела также позволя-
ют добиваться снижения выбросов оксидов азота.
Опытно-промышленные испытания способа (Липецкий металлургический
комбинат и АО "Хромпик") показало возможность снижения удельных расхо-
дов топлива, удельного расхода кислорода, увеличения производительности
печей и снижения содержания оксидов азота в дымовых газах.
Дальнейшие исследования связаны с уточнением требований по оптималь-
ной длине факела и других параметров способа в условиях расширения его
применения на других вращающихся печах.
Во вращающихся печах для обжига огнеупорных материалов, извести, це-
мента, хромовых солей и т.д., как показано в разд. 1.5, части IV, обычно ис-
пользуют однопроводные горелки без регулирования длины факела. Темпера-
тура материала непосредственно не определяется и не регулируется. Окисли-
тельная способность атмосферы рабочего пространства печи обычно не регу-
лируется. Вместе с тем, для обеспечения качества продукции, увеличения про-
изводительности печи, снижения удельных расходов топлива и огнеупорных
материалов, уменьшения образования N0^ во вращающихся печах требуется
регулирование длины факела и температуры материала, а также управление
окислительной способностью печи. Такой метод отопления разработан Ураль-
ским государственным техническим университетом, региональным Уральским
434

отделением Академии инженерных наук РФ и Московским институтом стали
и сплавов.
Длина факела регулируется при этом (рис. 4.181) с помощью перераспреде-
ления подачи природного газа на короткофакельную и длиннофакельную сту-
пени двухпроводной горелки. При этом выбирается требуемая длина факела
из условий обеспечения требуемой температуры в представительной точке ших-
ты. Температура шихты измеряется пирометром с интерференционным свето-
фильтром с длиной волны в окнах прозрачности спектра излучения газов.
Для регулирования окислительной способности и температуры факела по-
дается окислитель — интенсификатор (кислород, компрессорный воздух).
Подача окислителя регулируется с помощью датчика на кислород в продуктах
сгорания. Устанавливается содержание кислорода, необходимое для протека-
ния окислительных реакций, но с минимальным образованием NCK Перерас-
пределение природного газа по ступеням горелки и регулирование длины фа-
кела также позволяет снизить содержание NOx в продуктах сгорания.
Нагрев во вращающейся печи с управлением длиной факела и окислитель-
ной способностью осуществлен в производственных условиях в России.
Для обжига доломита с производительностью до 15-20 т/ч и для обжига из-
вести применяются двухпроводные горелки с регулируемой длиной факела и
подачей кислорода. При этом достигается снижение удельных расходов ус-
ловного топлива (на 15 кг у.т./т), удельного расхода кислорода (на 13 м /т),
содержания N0^ в дымовых газах. Увеличена производительность печей (на
1,5 %). Двухпроводная горелка с регулируемой длиной факела и подачей ком-
прессорного воздуха для регулирования окислительной способностью факела
установлена на вращающейся.печи для окислительного обжига хромовой руды
с целью получения монохромата натрия (производительность печи до 10-11 т/
ч). Проектируется контроль и управление температурой шихты в зоне прока-
ливания и содержанием кислорода в отходящих газах.
Г
2
I i
Рис. 4.181. Схема организации процесса: / — окислитель-интенсификатор (кислород, компрессор-
ный воздух); 2 — пирометр; 3 — контроль длины пламени; 4 — двухпроводный подвод природного
газа; 5 — двухпроводная горелка с подводом окислителя; 6 — измерение О2; 7 — продукты сгорания
435

3.7. Возможные альтернативные варианты
технологии вращающихся трубчатых печей
Наряду с описанными выше достоинствами трубчатые вращающиеся печи
обладают и рядом недостатков. Это прежде всего необходимость содержания
печей значительной длины, что резко увеличивает необходимость капиталь-
ных и эксплуатационных затрат.
Трудности также связаны с относительными сложностями организации тем-
пературного контроля и управления тепловой и технологической работой пе-
чей, возможным образованием настылей и др.
Поэтому в данном разделе приводится несколько примеров возможных аль-
тернативных вариантов технологий замены трубчатых вращающихся печей.
3.7.1. Шахтные печи металлизации [60]
Процессы металлизации в шахтных печах во многом похожи на процессы,
протекающие в шахте доменных печей в области умеренных температур. Од-
нако имеются и значительные отличия: в шахтной печи отсутствует кокс; важ-
ную роль в процессах восстановления оксидов железа играет водород; восста-
новительный газ является единственным источником тепла, обеспечивающим
все тепловые потребности процесса.
Основными процессами, протекающими в шахтной печи, являются тепло-
обмен между газом-теплоносителем и восстанавливаемым материалом, вос-
становление оксидов железа и динамическое взаимодействие между опускаю-
щейся шихтой и поднимающимся газом. Кроме этого, на показатели работы
шахтной печи оказывают влияние разрушение железорудных материалов в
процессе нагрева и восстановления, науглероживание и спекание губчатого
железа.
Наиболее известными процессами металлизации в шахтных печах являются
способы Мидрекс (США), Армко (США), Пурофер (ФРГ), ХиЛ-Ш (Мексика).
В нашей стране разработаны два способа получения металлизованного сырья
в шахтных печах, которые отработаны на опытно-промышленных установках
Белорецкого металлургического комбината и комбинате "Запорожсталь".
Наиболее отработанным и широко распространенным процессом является
процесс Мидрекс. С 1983 г. на Оскольском электрометаллургическом комби-
нате (ОЭМК) работают четыре модуля процесса металлизации Мидрекс об-
шей мощностью 1700 тыс.т металлизованных окатышей в год. Приводимое
ниже описание процесса дается применительно к условиям ОЭМК.
В состав каждого модуля входят: шахтная печь металлизации, реформер (ре-
актор конверсии природного газа); система производства инертного газа; сис-
тема аспирации. Система водного хозяйства, свеча, помещение пульта управ-
436

ления и электроснабжение являются общими для каждой пары модулей. Прин-
ципиальная схема модуля металлизации Мидрекс показана на рис. 4.182.
Шахтная печь для металлизации (рис. 4.183) состоит из загрузочного (про-
межуточного) бункера; верхнего динамического затвора с загрузочным рас-
пределителем и загрузочными трубами; зоны восстановления; промежуточ-
ной зоны; зоны охлаждения; огнеупорной футеровки; постоянно действую-
щих питателей; нижнего динамического затвора и маятникового питателя (для
выгрузки готового продукта).
Цилиндрический загрузочный бункер емкостью -60 м3 с конической ниж-
ней частью, к фланцам которого прикреплен шибер, обеспечивает прием и не-
прерывное течение материала в верхний динамический затвор. Система заг-
рузки окисленных окатышей имеет следующие узлы: верхний плоский шибер
(с гидравлическим приводом); загрузочную трубу; распределитель подвода
затворного газа и загружаемого материала; труботечки. В загрузочной трубе
создается динамический затвор между шибером и распределителем загружае-
мого материала благодаря потоку затворного газа, подаваемого в распредели-
тель. Из распределителя материал поступает по 12 трубам через свод в печь.
Зона восстановления объемом -200 м3 занимает пространство от уровня фурм,
через которые вдувается восстановительный газ, до уровня засыпи под сводом
печи. Восстановительный газ поступает в зону восстановления по кольцевому
каналу через фурменные блоки, расположенные равномерно по всей окруж-
Рис. 4.182. Принципиальная схема модуля металлизации "Мидрекс": 1 — шахтная печь; 2 — инерт-
ный затворный газ; 3 — скруббер охлаждающего газа; 4 — компрессор охлаждающего газа; 5
охладитель конвертированного газа; 6 — скруббер колошникового газа; 7 — каплеуловитель; 8
скруббер для улавливания пыли на выгрузке из шахтной печи; 9 — концевой холодильник техноло-
гического газа; 10 — реформер; 11 — вентилятор подачи вспомогательного воздуха; 12 — вспомога-
тельные горелки реформера; 13 — главные горелки реформера; 14 — инертный газ на осушку; 15
вентилятор подачи основного воздуха; 16 — рекуператор; 17 — эксгаустер; 18 — природный газ
437

12
Рис. 4.183. Шахтная печь металлизации: 1 — бункер загрузки печи;
2 — верхний динамический затвор; 3 — распределитель окислен-
ных окатышей; 4 — выход колошникового газа; 5 — зона восста-
новления; 6 — коллектор восстановительного газа; 7 — верхний
постоянно действующий питатель; 5 — выход охлаждающего газа;
9, 10 — средний и нижний постоянно действующие питатели; // —
нижний динамический затвор печи; 12 — устройство для выгрузки
окатышей из печи; 13 — вход восстановительного газа; 14 — зона
охлаждения; 75 — вход охлаждающего газа; 16 — распределитель
охлаждающего газа
ности печи и направляющие восстановительный газ
наклонно вниз в слой материала.
Зоны восстановления и охлаждения разделены
между собой промежуточной зоной, имеющей при-
мерно такой же диаметр (D), как и зона восстановле-
ния, а высота ее составляет примерно 0,5D. Внизу
промежуточной зоны, непосредственно над канала-
ми для отвода охлаждающего газа, расположены вер-
хние постоянно действующие питатели, представля-
ющие собой три водоохлаждаемых пустотелых вала,
на которых закреплены сегментные диски из жаро-
прочной и износостойкой стали.
Зона охлаждения занимает объем (-120 м3) между
уровнем каналов отвода охлаждающего газа и ниж-
ним динамическим затвором и состоит из верхней цилиндрической (футеро-
ванной) и конической (нефутерованной) частей. Охлаждающий газ поступает
в зону охлаждения через соответствующий распределитель, который разделя-
ет общий поток охлаждающего газа на отдельные кольцевые потоки, направ-
ленные вниз. В зоне охлаждения расположены также средние и нижние посто-
янно действующие питатели, которые благодаря их возвратно-вращательному
движению обеспечивают равномерный сход столба шихтовых материалов.
Система динамического затвора на выгрузке металлизованного продукта из
печи имеет следующие элементы: камеру подвода затворного газа, трубу вы-
дачи металлизованного продукта, нижний плоский шибер с гидроприводом и
погружную трубу, доходящую до корпуса маятникового питателя.
Через эту систему металлизованный продукт из зоны охлаждения подается
на маятниковый питатель, который выдает этот продукт на конвейер.
Цилиндрическая часть шахтной печи футерована радиальными кирпичами
из плотного шамота с минимальным содержанием оксидов железа и щелоч-
ных металлов. Между шамотом и кожухом печи расположен теплоизоляцион-
ный слой из огнеупорного легковесного бетона. Фурменные блоки выполне-
ны из высокочистого спеченного муллита, имеющего высокую термостойкость.
438

Свод печи футерован легковесным огнеупорным бетоном и жаропрочным
стальным листом.
В шахтной печи окисленные окатыши под действием силы тяжести прохо-
дят зоны восстановления и охлаждения и выгружаются из печи в виде метал-
лизованного продукта маятниковым питателем, с помощью которого можно
регулировать скорость опускания столба шихты, а следовательно, время пре-
бывания материалов в печи, степень металлизации и производительность ус-
тановки. Металлизованные окатыши, охлажденные до 40-50 °С и выгружен-
ные из печи, подвергаются грохочению с отсевом мелочи <3 мм и спеков круп-
нее 40 мм.
Одновременно горячий восстановительный газ, вдуваемый через фурмы
примерно на середине высоты шахтной печи при температуре -760 °С (по про-
екту) и абсолютном давлении -0,2 МПа, движется навстречу потоку окаты-
шей в верх печи, откуда выходит в виде колошникового газа с температурой
350-450 °С при абсолютном давлении -0,13 МПа. Выход горючих газов из печи
предотвращается с помощью газовых динамических затворов, уплотняющих
загрузочное и выгрузочное устройство, в которые вдувается инертный (зат-
ворный) газ под таким давлением, которое обеспечивает движение этого газа
только вниз в труботечках при загрузке окисленных окатышей и только вверх
— при разгрузке металлизованных окатышей. Инертный газ представляет со-
бой отходящие из реформера осушенные дымовые газы, содержание кислоро-
да в которых поддерживают в пределах 0,5-1 %.
Колошниковый газ с температурой 350-450 °С охлаждается, очищается от
пыли в скруббере и разделяется на два потока: технологический (для конвер-
сии), насыщенный водяными парами, с температурой 68-76 °С и топливный
(для отопления реформера), обезвоженный, с температурой 40-55 °С.
Смесь технологического и природного газа предварительно нагревается в
рекуператоре до 400 °С и направляется на конверсию в реформер, состоящий
из 288 реакционных труб с никелевым катализатором и отапливаемый смесью
топливного (избыточного колошникового газа) и природного газов. При кон-
версии происходит увеличение объема газов примерно на 30 %. Термокатали-
тическая конверсия природного газа протекает с участием в реакциях углекис-
лоты и водяных паров технологического газа, при этом на катализаторе уста-
навливается равновесие реакции водяного газа.
Температура в межтрубном пространстве реформера составляет 1000—
1100 °С, а выходящего из него конвертированного газа ~900 °С. Для регулиро-
вания температуры восстановительного газа предусмотрена возможность от-
вода части его в специальный холодильник, после чего холодный газ подме-
шивается к конвертированному.
Охлаждение металлизованных окатышей осуществляется газом, состоящим
из смеси восстановительного и дымовых газов и циркулирующим по самосто-
439

ятельному газовому контуру. Давление охлаждающего газа несколько мень-
ше, чем восстановительного, что препятствует его проникновению в зону вос-
становления. Однако, как показала практика, между зонами восстановления и
охлаждения всегда происходит небольшой газообмен, определяемый по рас-
ходу затворного газа и устанавливающемуся соотношению давлений в циклах
технологического и охлаждающего газов. Горячий запыленный охлаждающий
газ выходит из печи с температурой 400-450 °С через отводящие каналы и
поступает в скруббер, а затем компрессором подается после каплеотделения
через распределитель снова в зону охлаждения, с температурой ~40 °С. Тех-
нологические параметры газовых потоков на установке ОЭМК (за первые шесть
месяцев работы после пуска) представлены в табл. 4.63.
Для предотвращения отравления никелевых катализаторов реформера пре-
дусмотрена двухступенчатая очистка природного газа от серы: первая ступень
— очистка фильтрацией через молекулярные сита до остаточного содержания
серы ~0,0011 %; вторая ступень — тонкая очистка оксидом цинка до остаточ-
ного содержания серы в газе -10 %.
Основными реакциями процесса металлизации в шахтной печи являются
восстановление гематита до железа с помощью водорода и монооксида угле-
рода и науглероживание губчатого железа в процессе восстановления. Разви-
тие их зависит в основном от температуры восстановительного газа, его со-
става, времени пребывания газа и шихты в печи. Как уже отмечалось, на кине-
тику восстановительных процессов значительно влияет химический состав
железорудных материалов, в частности, содержание Fe2+ в окисленных окаты-
шах.
Время пребывания материалов в печи регулируется маятниковым питате-
лем. По данным ОЭМК, при средней производительности печи 57 т/ч оно со-
ставило 14 ч ± 20 мин, в том числе в зоне восстановления 7-8 ч. По другим
данным (шахтная металлизация на заводе в Гамбурге, ФРГ), общая длитель-
ность пребывания материалов в печи составляла 8-12 ч, в том числе в зоне
восстановления 4-6 ч. Такая разница, по-видимому, обусловлена условиями
работы печей и, в первую очередь, температурой процесса, являющейся клю-
чевым фактором, влияющим на показатели работы установки.
Однако повышение температуры процесса металлизации в шахтной печи
ограничивается развитием такого процесса как спекание губчатого железа. В
связи с этим на ОЭМК для предотвращения интенсивного образования спеков
вынуждены были снизить температуры восстановительного газа с 760 (по про-
екту) до 700-710 °С, что сказалось на показателях работы установки. Кроме
этого, отрицательное влияние на них оказала неравномерность газового пото-
ка по сечению печи (рис. 4.184). Расчет степени металлизации по изменению
состава газа по высоте печи (рис. 4.185) показал, что водород и монооксид
углерода по высоте печи проявляют себя неодинаково: если в верхней части
440

Таблица 4.63
Показатели
Расход, тыс. м3/ч
Температура, °С
Давление, кПа
Состав, %:
СН4
СО2
н2
со
N2
Н2О
о2
Конвертиро
-ванный
—
920±10
70-75
0,2-0,4
2-2,5
55-65
29-35
2-3
4-5
—
Технологические параметры газовых потокое
Восстанови-
тельный
—
700-710
60-70
3,5-5,5
2-2,5
54-64
28-34
2-3
4-5
—
Колошни-
ковый
—
350-400
25-30
4-5
14-16
35^0
16-18
2-3,5
22-24
—
Технологи-
ческий
59-60
70-76
120-130
4,5-6
15-18
45-50
17-19
2-3,5
15-20
—
Топливный
29-30
40-45
20-25
4,8-6
16-19
47-52
18-20
2-3,5
6-7
—
Смешанный
—
43-100
110-120
16-20
14-17
43^18
16-18
2-3,5
12-17
—
i установки ОЭМК
Охлаждающий
40-48
300-500
70-80
20-28
6-8
24-32
10-15
15-30
—
Инертный
4-5
25-35
140-160
15-18
—
—
74-75
0-6
0,7-0,9
Воздух
90-95
550-600
15
—
—
—
—
73,6
0.9
20,5
Дымовой
—
390-400
—
—
16,9-17,2
—
—
65-66
21-22
1,0
Природный
15-17
20-50
300-350
92,6-93,8
0,4-1,4
—
2,5-3,1
1-3
—
—

15
СО, %
s
1
се
4,6
7,0
10 20 30 40 50 Н„%
Уровень засыпи
Уровень фурм
ш, %
Рис. 4.184. Изменение состава газа по высоте и се- Рис. 4.185. Изменение степени металлизации
чению печи: 1,1'— метан; 2, 2' — оксид углерода; по высоте печи
3,3' — водород; 1-3 — периферия; Г-3' — центр
зоны восстановления они работают примерно одинаково (отнимают равное
количество кислорода), то в нижней части монооксид углерода отнимает боль-
шую часть кислорода. Степень использования газа при восстановлении желе-
за из вюстита составила 29-31 % (приближение к равновесию 96-97 %), а
общая степень использования газа в печи составила 40—41 %. При этом водо-
родом и монооксидом углерода отнимается соответственно 60 и 40 % кисло-
рода оксида железа.
При указанной температуре и других проектных параметрах установки ме-
таллизации ОЭМК за первый год получены следующие показатели ее работы:
Производительность установки, т 367500
Фактическое время работы установки, сут. 311
Удельная производительность, т/(м3хут.) 3,2
Степень металлизации, % 92,9
Содержание углерода в окатышах, % 1,55
Количество мелочи < 3 мм, % 2,2
Расход электроэнергии, кВт-ч/т 200
Расход природного газа, м3/т 387*
Расход воды, м3/т 5,0
* Расход природного газа 387 м3/т A4,4 ГДж/т) является в этом случае цеховым по-
казателем и включает расход на очистку от серы в режиме регенерации молекуляр-
ных сит. При определении нетто-расхода энергии расход на очистку от серы вычита-
ется, и таким образом получается расход энергии 10,8 ГДж/т.
442

Суммарный расход энергии составил 11,5 ГДж/т, в том числе энергия при-
родного газа 10,8 ГДж/т.
В дальнейшем за счет освоения технологии расход природного газа был сни-
жен до 320-340 м /т металлизованных окатышей. Влияние производительнос-
ти установки на удельный расход природного газа показано на рис. 4.186
Для сравнения в табл. 4.64 приведены параметры процессов металлизации в
шахтных печах по основным способам. Повышение температуры процесса
металлизации является мощным резервом увеличения производительности
печей независимо от способа металлизации.
Повышение температуры восстановления имеет большое значение для эко-
номии природного газа и повышения устойчивости металлизованного продукта
к вторичному окислению. По данным работы установки ХиЛ-Ш, при повыше-
нии температуры восстановления с 850 до 960 °С расход газа снижался на 0,625
ГДж, а производительность печи возрастала на 17 % (при степени металлиза-
ции продукта 90 % и содержании углерода 1,7 %).
Одним из эффективных (можно считать универсальных) способов повыше-
ния температуры процесса металлизации является офлюсование окатышей
(известняком, известью, доломитом, оливином и т.д.), которое положительно
действует сразу в нескольких направлениях: повышает восстановимость и
прочностные свойства окатышей при восстановлении, способствует сниже-
нию спекаемости и вторичного окисления металлизованных окатышей, науг-
лероживанию губчатого железа; кроме этого, офлюсование окатышей способ-
ствует улучшению шлакообразования и выводу кусковой извести из процесса
при плавке их в электропечи.
Другим эффективным способом повышения температуры металлизации яв-
ляется работа шахтной печи на смешанной шихте с добавкой к окатышам вы-
сококачественных кусковых руд в количестве 10-30 %. Это позволяет не толь-
ко снизить затраты на сырье (руда дешевле, чем окатыши), но и улучшить по-
казатели работы установки, повысить ее производительность без ухудшения
качества продукции. Однако применение кусковой руды связано с некоторы-
ми недостатками: во-первых, кусковая руда имеет большую склонность, чем
окатыши, к разрушению, что может привести к ухудшению газопроницаемос-
420
400
|36О
^340
§320
Рис. 4.186. Влияние производительности щахтней печи
на удельный расход природного газа
?300
280
о
"¦Л
25 30 35 40 45 50 55 60
Производительность, т/ч
443

Таблица 4.64
Процесс, фирма,
завод,страна
Мидрекс,
Гамбургер,
Штальверке,
ФРГ
Мидрекс,
ОЭМК, Армко,
Армко-Стил,
США
Пурофер,
Тиссен,
Нидеррайнише
Хюттенверке,
ФРГ
Ниппон Стил,
Хирохата,
Япония
ВНИИМТ, БМК
ИГ АН
Украины,
Запорожсталь
Удельная
производительность,
т/(м3-сут)
по всей
печи
4,5
3,2
3,0
5,5
10-13
0,75-1,8
5,5-8,1
по зоне
восста-
новления
7-9
Нет св.
3,8
5,5
10-13
1,2-2,8
8,8-13
Параметры
Способ
конверсии
природного газа
Углекислотная
Паровая ката-
литическая
(рекуператор)
Углекислотная
Окисление
мазута
Паровая ката-
литическая
(регенератор)
Кислородная
процессов
металлизации в
Восстановительный
газ
t, "С
750-800
700-710
760-770
900-1000
900-1000
700-800
850-900
р, МПа
0,17
0,2
0,24
0,22
До 0,5
0,11-
0,13
0,22-
0,23
шахтных печах
Колошниковый
газ
t,°C
350-
450
400
Нет св.
300-
400
300-
350
350-
450
р, МПа
0,12
0,13
0,14
0,12-
0,2
0,45
0,1
0,2
Действительная
скорость газа в печи,
м/с
на колош-
нике
2,7-3,1
Нет св.
2,9-3,3
Нет св.
1,2-1,5
1,7-2,5
3,0-3,8
на уровне
ввода в
печь
Нет св.
Нет св.
1,8
Нет св.
1,5-2,0
1,1-1,3
1,9-2,3
Зона охлаждения
способ
охлаждения
Оборотный
цикл охлаж-
дающего
газа
Охлажден-
ным колош-
никовым
газом
Оборотный
цикл охлаж-
дающего
газа
Природным
газом
Охлажден-
ным колош-
никовым
газом
темпера-
тура
выхода
из зоны,
°С
350^00
Нет св.
Нет св.
темпе-
ратура
продук-
та, °С
40-50
-"-
800
1000
50
40-70

ти столба шихтовых материалов; во-вторых, руда может содержать определен-
ное количество серы, часть которой будет переходить в газ, что ухудшает по-
казатели процесса конверсии природного газа. В связи с этим целесообразно
использовать руду, чистую по сере.
Особенно эффективным способом интенсификации процесса производства
губчатого железа в шахтных печах является также повышение давления вос-
становительного газа на колошнике до 0,4-0,6 МПа. В этом случае в результа-
те вдувания большего количества восстановительного газа продолжительность
восстановления железорудных материалов значительно сокращается и возра-
стает производительность печи. Другое преимущество заключается в том, что
печь может работать без снижения ее производительности на сырье с более
высоким содержанием мелочи и при более высокой температуре. Как показал
опыт работы шахтных печей в Японии и Мексике, рабочая температура в печи
достигала 900-1000 °С. Возможность работы при таких высоких температу-
рах без слекообразования обусловлена в первом случае наличием в восстано-
вительном газе сажи, которая оседала на поверхности окатышей (в массовом
количестве 0,3-0,5 %), предотвращая их слипание в процессе восстановления,
во втором случае — применением в шихте 5-10 % кусковой руды.
Повышения производительности шахтных печей можно достичь за счет уве-
личения их размера. Максимальный диаметр шахтной печи на установках
"Мидрекс" составляет 5,5 м, достигаемая при этом производительность равна
-2500 т/сут., или 800 тыс.т/год. При увеличении диаметра, печи до 6 м можно
достичь годовой производительности 1-1,2 млн.т, но при этом возникают зат-
руднения с равномерным распределением газов по сечению печи. Этот недо-
статок, по-видимому, можно устранить применением повышенного давления
газа на колошнике или с помощью управляемого потока восстановительного
газа через столб шихтовых материалов (пульсирующего вдувания газа).
Кроме степени металлизации, важным показателем качества металлизован-
ного продукта является содержание в нем углерода, поскольку от этого в зна-
чительной степени зависят результаты плавки продукта в электропечах. Нали-
чие в металлизованных окатышах невосстановленных оксидов железа и необ-
ходимость получения в электропечах металла заданного сортамента предоп-
ределяет требования к окатышам по содержанию в них углерода. Чем выше
содержание углерода в металле и ниже степень металлизации, тем больше уг-
лерода должно быть в металлизованном продукте. Обычно содержание угле-
рода в металлизованных окатышах колеблется в достаточно широких преде-
лах: от 0,8-1,0 до 2,2-2,5 %. Таким образом, регулирование содержания угле-
рода в зависимости от степени металлизации и требований потребителей яв-
ляется необходимым элементом технологии металлизации в шихтовых печах.
Для повышения содержания углерода в металлизованном продукте необходи-
мо повышать концентрацию СО и СН4 в восстановительном и охлаждающем
445

с, %
1,5
\ N
\
Ч
N
Рис. 4.187. Влияние температуры восстановительного
газа и других факторов на содержание углерода в метал-
лизованных окатышах: 1 — добавка в охлаждающий газ
1000 м3/ч природного газа; 2 — добавка 850 м3/ч холод-
ного конвертированного газа; 3 — переток в зону охлаж-
дения из зоны восстановления 3000 м3/ч восстановитель-
ного газа
680 700 720 740 /
газах и снижать в них содержание водяных паров и диоксида углерода. В свою
очередь, для повышения концентрации СН4 следует либо добавлять природ-
ный газ к восстановительному и охлаждающему газам, либо уменьшать соот-
ношение окислителя и природного газа при конверсии. Однако при конверсии
будет происходить выделение сажистого углерода, что является нежелатель-
ным. Науглероживанию при помощи метана способствуют повышение темпе-
ратуры процесса металлизации и снижение водорода в восстановительном газе.
Науглероживанию за счет оксида углерода способствует пониженная темпера-
тура и повышение концентрации в восстановительном газе. Влияние различ-
ных факторов на содержание углерода в металлизованных окатышах в усло-
виях ОЭМК показано на рис. 4.187.
3.7.2. Технология получения вяжущих на конвейерной машине
Конвейерные решетки (КР) — агломерационные и обжиговые машины лен-
точного типа, совмещающие обжиг материала с его транспортированием, яв-
ляются оборудованием, широко распространенным в металлургии, где они
используются для подготовки руд и концентратов к плавлению в доменных
печах.
В 1933 г. немецкие специалисты предложили, а затем успешно осуществили
обжиг вяжущего на КР. К 1950 г. в Европе несколько агломашин производили
клинкер при затратах на обжиг 1300-1450 ккал/кг клинкера и активности 30-
40 МПа. Однако уже в 1975 г. все указанные КР не использовались по причине
износа. Новые заводы с КР не строились, т.к. по уровню затрат тепла КР усту-
пали новому поколению вращающихся печей сухого способа, оборудованных
циклонными теплообменниками.
В результате обширных исследований, осуществленных в Уральском госу-
дарственном техническом университете - УПИ и НПВП ТОРЭКС, технология
получения вяжущих на КР и сама конструкция агрегата существенно оптими-
446

ооооооооооооооо
Рис. 4.188. Технологическая схема получения вяжущих на конвейерной машине
зированы и экономизированы. Одновременно расширена область ее использо-
вания за счет возможности утилизации промышленных отходов (рис. 4.188).
Наилучшие перспективы новая технология имеет на небольших предприя-
тиях, перерабатывающих местное сырье и промышленные отходы, т.к. не тре-
буются значительные капитальные затраты ввиду малых размеров и массы
оборудования. Экология процесса отличается относительно небольшим выде-
лением пыли и вредных веществ, а процесс обжига легко приспосабливается к
любому сырью.
КР рекомендуется для замены шахтных и других печей на существующих
предприятиях, поскольку технология подготовки сырья к обжигу на КР почти
идентична шахтной печи, но процесс обжига протекает в 30-50 раз интенсив-
нее. Затраты на указанную реконструкцию минимальны, так как на 100 % ис-
пользуется существующее оборудование по подготовке сырья и помолу це-
мента.
Специалисты Уральского государственного технического университета -
УПИ и НПВП ТОРЭКС г. Екатеринбурга предлагают сотрудничество по ис-
пользованию новой технологии по получению вяжущих на КР как при строи-
тельстве новых заводов, так и при реконструкции действующих предприятий.
Помимо улучшения технико-экономических показателей такая реконструкция
обеспечит:
• расширение сырьевой и топливной базы производства;
• увеличение производительности при одновременном уменьшении эксплу-
атационных затрат;
• улучшение экологических показателей работы предприятия;
• возможность использовать различные виды топлива (газообразное, жид-
кое, твердое).
447

Основные технико-экономические показатели технологии
Удельный расход тепла на обжиг клинкера, ккал/кг (Дж/кг).. 800-1200 C350-5020)
Удельный съем клинкера с 1 м рабочей поверхности, т/ч 0,5-1,0
Активность вяжущего, МПа До 50
Снижение капитальных затрат по переделу обжига
в сравнении с аналогичным производством,
оборудованным вращаюшимися печами, % 20-40
Уменьшение эксплуатационных затрат по сравнению
с вращающимися печами, % 10-40
3.7.3. Способ кальцинации глинозема в циклонном агрегате
В условиях непрерывного роста цен на энергоносители, на предприятиях
алюминиевого комплекса остро ставится задача снижения расхода ТЭР.
Ожесточившиеся экологические нормы, развитая конкуренция на рынке, обус-
лавливают проведение реконструкции и модернизацию, как отдельных пере-
делов, так и всего производства в целом.
Завершающей стадией производства глинозема — сырья для электролити-
ческого получения алюминия, является процесс кальцинации. Именно здесь
задаются основные физические свойства глинозема, оказывающие влияние на
показатели электролизного производства, являющегося основным потребите-
лем электроэнергии.
Современная технологическая схема кальцинации должна обеспечивать вы-
полнение ряда требований:
1. Выпуск глинозема отвечающего мировым стандартам.
2. Снижение расхода топливно-энергетических ресурсов.
3. Выполнение экологических норм по выбросам вредных веществ. Для вы-
полнения этих требований требуется комплексная реконструкция участка каль-
цинации гидроксида алюминия. В первую очередь это касается основного обо-
рудования. Применяемые в настоящее время трубчатые вращающиеся печи во
многом морально и физически устарели, а конструктивные особенности не
позволяют эффективно провести их модернизацию. Поэтому идет поиск но-
вых аппаратов, создание новых аппаратурно-технологических схем. Специа-
листами филиала УАЗ ОАО "СУАЛ" в содружестве с рядом организаций (УГТУ
- УПИ, РТ-Софт и др.) разработан способ и установка кальцинации глинозема
в агрегате циклонного типа. Одним из важнейших элементов установки явля-
ется циклонная печь. В основе новой технологии лежит применение высоко-
скоростного обжига гидроксида алюминия с последующей утилизацией теп-
лоты отходящих дымовых газов, и тепла прокаленного глинозема.
Особенности кальцинации, связанные со ступенчатым характером протека-
ния процесса, позволяют говорить о целесообразности проведения обжига в
разных аппаратах. Такой вариант позволяет использовать с максимальным теп-
448

50°С
15
12
Рис. 4.189. Схема циклонной установки: 1 — загрузочный бункер; 2 — загрузочный конвейер; 3 —
труба-сушилка; 4 — мультициклоны; 5 — циклон подогревателя; 6 — кальцинатор; 7 — циклон
кальцинатора; 8 — циклоны охладителя; 9 — горелка на газопроводе с сушилом; 10 — горелка после
второй ступени охладителя; 11 — система отопления кальцинатора; 12 — вентилятор нагнетающий;
13 — вентилятор дымососа; 14 — бункер промежуточный; 15 — конвейеры трубные скребковые; 16
— бункер разгрузочный; 17—конвейер винтовой; 18 — насос струйный; 19 — электрофильтр; 20 —
фильтр рукавный
ловым КПД. Кроме того, разделение стадий позволит тонко регулировать ход
обжига, добиваясь получения материала определенного фазового состава.
Схема циклонной установки представлена на рис. 4.189.
Основные технические характеристики
Номинальная мощность, т/сут. 850
Уменьшение расхода, % 40
Удельные затраты тепла, кДж/кг <3100
Перепад давления, кПа 5-6
Удельные затраты энергии, кВт-ч/т <19
Фактор непрерывности, % >95
Пылеунос, мг/м <80
Температура продукта, °С <80
Коэффициент истирания, % 15
Технологический процесс кальцинации содержит три ступени, которые про-
текают, соответственно в трубе-сушилке, подогревателе и кальцинаторе. Ох-
лаждение глинозема, поступающего из циклона кальцинатора, осуществляет-
15. Лисиенко ВТ. и др.
449

ся в четырехступенчатом циклонном холодильнике, состоящего из четырех
циклонов. Дымовые газы из кальцинатора, образовавшиеся в результате сжи-
гания топлива и технологические газы непосредственно направляются в подо-
греватель. В качестве теплоносителя для сушки гидрата используется смесь
подогретого воздуха с дымовыми и технологическими газами, покидающими
подогреватель. Отработанный теплоноситель из трубы-сушилки после пред-
варительной очисти и мультициклонах и, проходя через электрофильтр, уда-
ляется в атмосферу.
Влажный гидроксид алюминия начальной влажностью около 10 % из бунке-
ра БУ1 поступает в трубу-сушилку при помощи винтового шнека, затем отде-
ляется от газового потока отработанного теплоносителя в мультициклонах и
поступает в подогреватель. Материал последовательно проходит через подо-
греватель, кальцинатор и четыре ступени холодильника. Таким образом, реа-
лизуется наиболее эффективная с точки зрения завершенности процессов теп-
лообмена и, как следствие, обладающая набольшей тепловой экономичнос-
тью, общая схема противотока.
Готовый охлажденный глинозем после последней ступени охладителя по-
ступает в бункер БУ2 из которого при помощи трубных цепных конвейеров
поступает в накопительный бункер БУЗ.
Поток воздуха в циклонной установке формируется при помощи двух вен-
тиляторов — вентилятора дымососа и нагнетающего вентилятора. Отрабо-
танные газы выводятся в атмосферу через электрофильтр.
Горелка-теплогенератор установлена на газоходе перед сушилом и предназ-
начена для работы при повышенной производительности и в случае, когда тем-
пература дыма после сушила приближается к температуре точки росы.
Горелка-теплогенератор установлена после второй ступени охладителя и
предназначена для прогрева футеровки циклонов холодильника в период роз-
жига.
Патрубок перед подогревателем кальцинатора предназначен для разбавле-
ния отходящих из подогревателя технологических газов при достижении кри-
тически высоких температур в период прогрева футеровки во время розжига
печи и в некоторых аварийных ситуациях. Устройство для распыления воды в
газоходе перед дымососом предназначено для снижения температуры техно-
логических газов в начальный период розжига печи и аварийного прекраще-
ния подачи гидрата во время работы печи
Применение подобной схемы позволит:
• снизить расход топлива на 30-35 %;
• довести потребление электроэнергии до 20 кВтч/т;
• улучшить однородность продукта.
Естественно, что управление таким сложным агрегатом должно производить-
ся с помощью автоматизированных систем управления технологическим про-
450

цессом (АСУ ТП). Фирмой РТ-Софт была разработана информационно-моде-
лирующая система управления технологическим процессом кальцинации.
Система отвечает всем современным требованиям автоматизации и содержит
в себе последние версии программных продуктов.
Назначение системы:
• отображение и контроль основных параметров работы установки.
• выявление и предотвращение аварийных ситуаций.
• автоматическое архивирование значений параметров процесса за длитель-
ный период, с возможностью последующего их анализа.
• обеспечение оптимальной производительности.
В данной системе недостаточно внимания уделено использованию архивной
информации о технологическом процессе, которая хранится в базе данных.
Эта информация может быть использована для таких целей как: оценка эф-
фективности технологического процесса, улучшения качества планирования
энергоресурсов, точный учет выпуска продукции. Создание единой техноло-
гической системы отображения информации поможет технологам сэкономить
время, которое тратится на подготовку отчетных документов.
15*
451

Глава 4.
ВОПРОСЫ ЭКОЛОГИИ И ПЫЛЕОСАЖДЕНИЯ
ПРИ РАБОТЕ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
4.1. Характеристика пылей и дымовых газов вращающихся печей
Вся пыль и большая часть дымовых газов, выносимых из вращающихся пе-
чей являются частью технологического сырья или уже готового продукта. По-
этому их улавливание и повторное использование является неотъемлемой ча-
стью любого технологического процесса, реализуемого во вращающихся пе-
чах. Кроме того, улавливание твердых и отдельных газообразных составляю-
щих дымовых газов является обязательным по условиям создания нормаль-
ных санитарно-гигиенических условий как в цехе, так и в районе размещения
предприятия.
Кроме того, вращающиеся печи, как и все другие огнетехнологические агре-
гаты, являются источниками тепловых загрязнений природной окружающей
среды. Так, при производстве цементного клинкера потери теплоты достига-
ют до 600-650 кДж/кг готовой продукции.
Содержание пыли в газах, выбрасываемых в атмосферу, по нормам различ-
ных стран колеблется от 80 до 1000 мг/м3. При отсутствии очистки печных
газов в некоторых случаях потери сырья достигают соответственно 0,4 кг/кг
клинкера. Установка эффективных пылеулавливающих устройств окупает себя
в течение 1-2 лет, а затем дает прямое снижение себестоимости продукции.
Независимо от вида обрабатываемого сырья в печи вся пыль, которая содер-
жится в выходящем из цепной зоны материале, и размер частиц которой мень-
ше некоторого критического, при своем движении по печи захватывается га-
зом и вместе с ним поступает в цепную зону, где частично задерживается,
частично же выносится из печи. Степень улавливания пыли в цепной завесе
зависит от ее конструкции и влажности шлама, определяющей длину мокрого
участка, на котором происходит пылеулавливание.
Производство цемента. По данным Ф. Г. Банита количество пыли, вноси-
мой газовым потоком в цепную зону, составляет до 35 % от веса сухой шихты,
и степень ее осаждения там составляет около 50 %. По его данным, степень
осаждения оставшейся пыли в фильтроподогревателе, расположенном после
цепной завесы, может достигать 60 %.
Более 80 % пыли, выбрасываемой в атмосферу, выделяется вращающимися
печами, а остальное количество — цементными и сырьевыми мельницами (су-
хого помола), дробильно-сушильными установками, а также силосами хране-
ния сырьевых материалов, добавок, клинкера и цемента.
Опытные данные о концентрации пыли в отходящих газах печей, а также о
величине уноса пыли из печей приведены в табл. 4.65.
452

Таблица 4.65
Унос пыли из печей и запыленность i
Тип печи
Мокрый способ производства
Вращающаяся печь с цепной завесой*:
при скорости газов в холодном конце до 3 м/с
при скорости газов в холодном конце до 5 м/с и
влажности материала за цепной завесой 0-1 %
Вращающаяся печь с концентратором**
Вращающаяся печь с разбрызгиванием шлама**
Сухой способ производства
Вращающаяся печь с циклонными теплообменниками
Вращающаяся печь с конвейерным кальцинатором:
при однократном прососе газов
при двукратном прососе газов
Вращающаяся печь:
при скорости газов в холодном конце до 3 м/с
при скорости газов в холодном конце до 5 м/с
Шахтная печь
le'iiibix газов
Унос пыли в %
к сухому
сырью
от
3
5
—-
—
25
3
1,5
—
—
3
* Приведены унос и запыленность газов после пыльной камеры.
** Приведены унос и запыленность газов после циклонов.
до
8
20
—
—
30
9
2,5
—
—
6
Запыленность
печных
газов в
г/м~
от
4
12
12
24
20
3
1,5
3
20
1
ДО
6
33
45
62
30
9
2,5
15
40
10
Содержание в
пыли фракции
0-10 мкм в %
от
39
2
—
—
93
26
26
32
—
15
до
60
20
—
—
99
45
45
60
—
28
Из данных табл. 4.65 видно, что значения уноса пыли и запыленности печ-
ных газов колеблются в широких пределах. Они зависят от способа производ-
ства, типа и размеров печи, свойств сырьевых материалов и топлива, степени
форсировки и т.д.
Более грубые частицы пыли являются продуктом механического уноса сы-
рьевой смеси, несгоревшего топлива и его золы, если топливом служит уголь;
более тонкие образуются путем конденсации щелочных соединений, возгоня-
ющихся в зоне высоких температур. Химические, микроскопические и рент-
геновские анализы пыли фиксируют наличие в ней значительных количеств
обожженной глины, неразложившегося известняка, а также до 15 % свобод-
ной извести, сферических стекловидных частиц и первичных клинкерных ми-
нералов, включая белит. Из этого следует, что пыль уносится не только из зоны
подогрева, но также и из зоны кальцинирования и зоны экзотермических ре-
акций.
По данным М. П. Карасева в табл. 4.66^.68 приведены химический и гра-
нулометрический составы пылей, а также некоторые физические характерис-
тики.
453

Таблица 4.66
иты
Компоне
п.п.п.
SiO2
AI2O3
Fe2O3
CaO
MgO
SO3
R2O
Химический состав пылен в
Пыль, уловленная
вертикальными
электрофильтрами.
Заводы
к
2
Тим
25,08
13,72
4,56
2,43
43,88
1,62
4,36
3,94
тавский
Рус
20,05
15,05
5,82
4,73
39,97
1,24
9,63
3,79
яковский
Себр
20,91
17,70
3,33
4,01
47,96
0,63
3,19
1,83
процентах (в пересчете на сухое вещество)
Пыль, уловленная горизонтальными электрофильтрами. Заводы
Ленинградский
(топливо - уголь)
1
12,90
20,94
7,48
4,11
39,93
1,75
6,67
5,95
* В сырьевую смесь входит белитовый шлам
2
12,9
21,0
7,63
4,06
38,4
1,75
7,47
6,48
3
11,4
21,8
8,20
4,23
35,8
1,85
8,50
8,00
Ленинградский
(топливо - газ)
1
13,86
14,3
3,76
2,70
45,95
1,79
6,64
11,02
2
14,12
14,65
4,13
2,77
43,71
1,55
7,50
12,48
3
15,68
12,10
3,58
2,34
37,69
1,69
9,64
17,86
Куйбышевский
(топливо - мазут)
1
18,12
14,39
3,59
2,64
44,17
2,15
10,08
4,55
2
19,88
12,88
3,64
2,46
41,27
2,04
11,24
6,37
3
19,25
13,58
3,35
2,28
41,57
1,94
11,59
5,97
Еманжелински
й завод
(топливо -
уголь)
общая из двух
полей
24,83
14,55
4,65
3,53
48,28
0,59
2,58
1,05
Волховский
комбинат*
(топливо -
уголь)
общая из
трех полей
14,15
16,85
4,42
2,88
53,39
1,63
3,64
К2О= 1,9
Na2O = 0,9
Пыль,
уловленная
батареей
циклонов
Крейзеля
Пикалевский
завод*
(топливо —
уголь)
29,91
13,16
3,47
2,72
45,42
1,22
2,12
1,87

Таблица 4.68
s
ев
S
о
акционный с
е
0-10
10-20
20-30
30-40
40-60
60-90
90-200
>200
Пыль, уловленная
вертикальными
электрофильтрами. Заводы
люйский
к
12,92
33,61
22,99
12,38
8,83
7,02
2,22
0,03
;тавский
о.
39,20
20,53
12,84
12,73
3,27
11,35
0,04
0,04
эяковский
S
42,44
19,49
16,79
5,87
4,27
6,74
4,18
0,22
* В сырьевую смесь входит белитовый
Гранулометрический состав пылей в
процентах
Пыль, уловленная горизонтальными электрофильтрами Заводы
Ленинградский
(топливо — уголь)
1
40,26
32,29
13,47
5,64
3,28
3,60
1,46
0,00
шлам.
2
52,3
23,9
11,9
4,42
4,50
2,26
0,60
0,00
3
53,1
20,9
8,94
8,54
6,08
1,50
0,88
0,00
Ленинградский
(топливо — газ)
1
20,66
17,60
21,56
16,71
7,01
11,44
4,98
0,04
2
25,97
22,47
24,01
14,35
6,60
5,10
1,50
0,00
3
40,42
30,38
16,37
5,73
5,38
1,36
0,35
0,00
Куйбышевский
(топливо - мазут)
1
21,88
20,45
12,73
8,68
7,26
25,64
3,08
0,68
2
37,54
29,56
11,82
6,31
4,89
8,96
0,72
0,20
3
34,98
21,87
13,66
5,93
9,32
12,28
1,52
0,44
Еманжелинский
завод
(топливо -
уголь)
общая из двух
полей
28,77
25,49
15,11
12,32
4,23
8,36
5,60
0,12
г
Волховский
комбинат*
(топливо —
уголь)
общая из
трех полей
21,15
24,95
23,94
11,18
8,64
10,08
0,02
0,04
Пыль,
уловленная
батареей
циклонов
Крейзеля
Пикалевский
завод*
(топливо -
уголь)
23,46
16,82
16,64
17,59
6,69
9,68
4,12
2,00

Таблица 4.68
Наименование материала
Пыль, уловленная
вертикальными
электрофильтрами
Тоже
Тоже
Пыль, уловленная
горизонтальными
электрофильтрами
Тоже
То же
Тоже
То же
Пыль, уловленная
батареей циклонов
"Крейзеля"
Некоторые физические
Завод
Тимлюйский завод
Руставский завод
Себряковский завод
Ленинградский завод
(топливо - уголь)
Ленинградский завод
(топливо - газ)
Куйбышевский завод
(топливо - мазут)
Еманжелинский завод
(топливо - уголь)
Волховский комбинат*
(топливо - уголь)
Пикалевский завод*
(топливо - уголь)
*В сырьевую смесь входит белитовый шлам.
Удельный
вес, кг/м3
2660
2730
2730
2800
2810
2700
2730
2960
2700
характеристики пылей (обжиг клинкера)
Объемный вес, кг/м3
в рыхлом
состоянии
624
755
815
600
507
840
815
950
920
в уплотненном
состоянии путем
утряски
1040
1185
1245
1020
910
1210
1250
1380
1536
Сцепление,
кг/см
0,096
0,058
0,040
0,13
0,048
0,100
0,104
0,056
0,070
Угол
естественного
откоса, град
37
40
40
42
42
32
37
30
35
Угол
обрушения,
град
62
54
53
55
64
52
44
58
51
Минимальный
диаметр течки,
мм
80
80
120
140
220
50
60
60
60

Таблица 4.69
Технологическое оборудование
Печи длиной:
до 100 м
100-127 м
127-150 м
170 м
185 м
Печи с концентратами шлама
Печи с конвейерным
кальцинатором
Печи с циклонными
теплообменниками
Колосниковые холодильники
Цементные мельницы
открытого цикла
Цементные мельницы
сепараторные
Сырьевые мельницы
открытого цикла
Сырьевые мельницы
сепараторные
Сушильные барабаны
Реакторные сушилки
Характеристика пылей
цементного
Параметры пылевого потока
объем
продукта, м3/кг
3,8-6,0
3,5-6,8
3,5-6,0
4,2-5,9
3,9-5,7
3,7-5,7
з,зл,з
2,5-3,3
1,0-2,9
0,2-0,5
0,5-0,7
0,2-0,7
0,8-1,4
0,5-1,1
1,2-1,6
температура,
°С
225-385
180-300
170-260
195-250
180-250
175-250
110-210
190-380
90-290
70-170
65-90
60-100
50-70
70-150
100-150
температура
точки росы, "С
60-67
58-67
58-71
62-73
66-75
62-66
32-18
29^4
—
22-60
30-44
35-50
35-53
42-62
45-47
концентрация
пыли, г/м3 >
10-488
10-66
10-49
10-60
10-55
40-99
10-28
16-60
5-40
300-960
545-850
120-410
400-500
15-70
25-80
производства
Удельное
электрическое
сопротивление,
Омм
1,0108-2 109
1,8-107-2,3-108
2,5-107-9-109
2,5-1О7-3,3-1О8
1,8-107-2-109
2,7-109-8-1010
3,9-107-4-109
1,0-Ю8—1,0-Ю11
2,8-108-1,3-109
2-107-2-1010
1,0-107-Ы010
1,0-Ю8—6-Ю10
1,0-108-6-1010
1,2-107-3-1010
1,0-107-3-1010
Дисперсный
состав частиц
размером менее
5 мкм, %
17-36
8-30
10-41
19-52
36-49
6-20
10-20
51-75
15-17
5-39
15-35
26-65
20-30
5-36
10-40
Угол
естественного
откоса, град
37-45
37-42
37-47
39-52
35^9
36-45
38-45
45-51
35-^1
42-52
38-50
45—46
44-46
36-46
38-45
Плотность,
кг/м'
2670-2820
2540-2990
2630-3300
2710-2870
2650-2950
2700-2900
2750-2800
2640-2840
3060-3300
2780-3220
2750-3180
2690-2790
2700-2760
2630-2710
2690-2800

По химическому составу пыль отличается от сырьевой смеси пониженным
содержанием окиси кальция за счет повышенного содержания щелочей и сер-
ного ангидрида. Содержание последнего возрастает, если топливом служит
мазут; если же в качестве топлива используют уголь, то наблюдается повы-
шенное содержание в пыли окиси алюминия. Щелочи находятся в виде суль-
фатов, карбонатов, бикарбонатов, силикатов. Последовательные поля элект-
рофильтров избирательно улавливают в основном только щелочи, причем тем
больше, чем дальше по ходу газов расположено поле (последнее поле в Ъ-А
раза больше, чем первое). Размер частиц пыли изменяется от 0 до 200 мкм,
фракция 0-20 мкм составляет 40-60 %. Удельная поверхность пыли из элект-
рофильтров 5300-6300, из пыльной камеры 2500-3200 см /г. В табл. 4.62 при-
ведены значения минимального диаметра течки, при котором в бункере над
ней не образуются своды, и угла обрушения, который вычисляется по замерам
пыли, оставшейся в бункере после ее свободного истечения. Некоторые харак-
теристики пылей цементного производства приведены так же в табл. 4.69 (по
А. С. Тимонину).
Производство огнеупоров. Параметры отходящих газов здесл> зависят от
многих факторов, основными из которых являются состав и степень подготов-
ленности обжигаемого сырья, вид применяемого топлива, режим ведения тех-
нологического процесса, состояние активной зоны печи и др. Усредненный
расход дымовых газов, отходящих из крупных вращающихся печей (после кот-
лов-утилизаторов), приведен в табл. 4.70.
Данные, характеризующие вынос пыли и усредненную запыленность дымо-
вых газов вращающихся печей (после котлов-утилизаторов), приведены в
табл. 4.71.
Учитывая, что котел-утилизатор частично выполняет функции пылеулови-
теля (задерживая до 60-70 % пыли), а также и то, что газы по тракту разбавля-
ются холодным воздухом, исходная запыленность перед котлом-утилизатором
в 2-2,5 раза выше указанной в табл. 4.71. Еще больший вынос пыли наблюда-
Таблица 4.70
Усредненный расход дымовых газов после обжиговых печей
Сырье
Магнезит
Доломит
Известняк
Шамот
Размеры печи, м
170x4,5
90x3,6
90x3,6
75x3,6
70x3,0
63x2,5
Количество дымовых газов, м3/с
50,6
24
36
27 (топливо - мазут)
16
14
12
458

Таблица 4.71
Характеристика дымовых газов вращающихся обжиговых печей
Размер
печи,м
170x4,5
90x3,6
65x2,5
60x2,5
Характеристика
печи
Без
теплообменника
То же
Без
теплообменника
Тоже
С
теплообменником
Тоже
То же (топливо -
мазут)
Без
теплообменника
Тоже
Сырье
Магнезит
Магнезит +
магнезитовая пыль
Магнезит
Магнезит +
магнезитовая пыль
Магнезит
Доломит
Доломит
Глина
Известняк
Фракции,
мкм
0-60
0-60
0-60
0-60
0-60
5-25
5-25
—
0^45
Вынос пыли
кг/т
145
200
190
190
375
170
120
75
83
кг/ч
7000
11000
6000
6000
9000
5500
4500
800
1200
Запыленность
дымовых газов
после КУ, г/м'
60
100
52
52
85
45
41
18
22
ется в обжиговых печах кипящего, фонтанирующего, плотного и других ти-
пов.
Пыли промышленности строительных материалов. При освоении тех-
нологии очистки отходящих пылегазовых систем важно знать основные свой-
ства пылей, к которым можно отнести: химический состав, плотность, абра-
зивность, угол естественного откоса, смачиваемость, удельное электрическое
сопротивление, форма и структура частиц, дисперсность, токсичность, вос-
пламеняемость и взрываемость, адгезионные свойства.
Например, удельное электрическое сопротивление пыли оказывает суще-
ственное влияние на работу электрофильтра, дисперсность пыли определяет
возможность использования инерционных уловителей, абразивность пыли
влияет на выбор параметров транспорта запыленного газового потока по газо-
отводящему тракту.
Приведем ниже характеристики ряда пылей, образующихся при производ-
стве строительных материалов (по А. С. Тимонину).
Перечень принятых обозначений: S — удельная поверхность частиц, см /г;
d — средний диаметр частиц пыли, мкм; g — содержание частиц диаметром
более d, % (масс); d50 — медианный диаметр, мкм; v — скорость витания час-
тиц пыли в воздухе, см/с; or — стандартное отклонение; ум — плотность мате-
риала частиц пыли, кг/м ; ун — насыпная плотность в неуплотненном состоя-
459

нии, кг/м3; у — насыпная плотность при максимальном уплотнении, кг/м ; аст
— статический угол естественного откоса (угол обрушения), град; а — дина-
мический угол естественного откоса, град; Р — разрывная прочность пылево-
го слоя, Па; К — коэффициент абразивности (в пересчете на сталь СтЗ), м2/кг;
рН — водородный показатель (кислотность) раствора; п.п.п. — потери при
прокаливании; t — температура газа перед системой пылеулавливания, °С; z
— запыленность газового потока, г/м ; / — температура точки росы при на-
личии диоксида серы, °С; /S3 — температура точки росы при наличии триок-
сида серы, °С; t — температура точки росы (по воде), °С;/— влагосодержа-
ние газа, г/м3 сухого газа; г| — эффективность пылеулавливающего аппарата;
УЭС — удельное электрическое сопротивление пыли, Ом-м.
1. Пыль, выделяющаяся при сушке доменного шлака в сушильном барабане
(типоразмер 2,2x14) отделения сушки цементного цеха металлургического за-
вода. Проба отобрана из бункера электрофильтра (г\ = 96 %).
Морфология частиц пыли: частицы неправильной формы с острыми граня-
ми. В проходящем свете большинство частиц серого цвета, с включением ро-
зовато-коричневых частиц размером 5-10 мкм. В общей массе цвет пыли бе-
жевый (d50 = 17,5 мкм; а = 3,5; Sya = 4290 см2/г).
Дисперсный состав (седиментация в бензине):
d, мкм 1,6 2,5 4,0 6,3 10 16 25 40
g, %(масс.) 96 92 86 78 65 53 40 26
v,cm/c 0,014 0,054 0,14 0,31 0,87 2,2 5,4 13
Механические свойства пыли: ум = 2910 кг/м3; ун = 842 кг/м3; у = 1072 кг/м3;
" 10 2
~10 м2/
а =56°; а =43°; Р = 270 Па; #= 0,66-10~10 м2/кг.
д
Химический состав пыли (рН водной вытяжки 7,5):
Компоненты п.п.п. SiO2 CaO A12O3 Fe2O3 MgO Na2O K2O SO3
Содержание,
%(масс.) 12,1 28 39,2 5,2 1,6 5,5 0,6 0,5 6,7
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха фв:
Фп,% 0,2 0,3 0,4 0,65 1,15 2,35
Фв, % 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: t = 115 °С; z = 10,2 г/м3, t - 64 °С; содержа-
ние в газе, % (объемн.): 15,6 О,; 78,2 N2; 6,2 ROr
2. Пыль, выделяющаяся при помоле смеси известняка, шлака и колошнико-
вой пыли (в соотношении 58:38:4) в сырьевой мельнице цементного цеха ме-
таллургического завода.
460

Морфология частиц пыли: большинство частиц неправильной формы с ост-
рыми гранями, пористые; встречаются частицы размером 3-5 мкм овальной
формы и мельче 2 мкм иглообразной формы. Цвет пыли серый (dSQ = 4,5 мкм;
S = 11 тыс. см2/г).
уд
Дисперсный состав (седиментация в бензине):
d, мкм 1,6 2,5 4,0 6,3 10
g, %(масс.) 94 82,5 58 20 0,5
v, см/с 0,021 0,052 0,13 0,33 0,84
Механические свойства пыли: ум = 2800 кг/м3; уну = 611 кг/м3; у = 789 кг/м3;
аст = 59°; ад = 44,5°; Р = 845 Па; Кя = 8,8-102 м2/кг.
Химический состав пыли (рН водной вытяжки 7,5):
Компоненты п.п.п. SiO2 A12O3 Fe2O3 CaO MgO К2О Na2O SO3
Содержание,
%(масс.) 35,4 6,5 2,5 2,3 46,6 3,1 0,2 0,2 1,0
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха фв:
Фп, % 0,3 0,36 0,58 0,72 1,1 1,9
ф,% 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: t = 75 °С; z = 12 г/м3, t = 36 °С.
3. Пыль вращающейся печи обжига клинкера при мокром способе производ-
ства цемента. Проба отобрана из газохода перед электрофильтром.
Морфология частиц пыли: частицы иглообразные, пластинчатые и в форме
многогранников, склонны к агрегированию. В проходящем свете частицы име-
ют светлые тона. В общей массе цвет пыли бежевый (d50 = 2,8 мкм; а = 2,3; S я
2,
= 1730 см It).
Дисперсный состав (ротационная сепарация в промышленных условиях):
d, мкм 1,0 1,6 2,5 4,0 6,3 10
g, %(масс.) 87 74 55 35 18 7
v, см/с 0,008 0,013 0,051 0,13 0,325 0,82
Механические свойства пыли: ум = 2750 кг/м3; уну = 561 кг/м3; уу = 820 кг/м ;
аст = 78°;а = 46°; Р = 320 Па.
д
УЭС слоя пыли при различных температурах:
УЭС, Ом-м . 1-108 3-Ю8 4-109 6-Ю10 1-10" 4-101
Т,°С 20 50 100 150 200 250
461

Химический состав пыли (рН водной вытяжки 9,0):
Компоненты п.п.п. SiO2 A12O3 Fe2O3 СаО М§° S03 Na2° K2°
Содержание,
%(масс.) 33,3 15,0 4,7 2,3 39,2 2,2 1,5 0,13 2,0
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха фв:
фп,% 0,8 0,9 1,5 2,8 4,8 6,9
ф[, % 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: / = 250н-280 °С; z = 30-^80 г/м3,/= 30-^45 г/м3;
содержание в газе, % (объемн.): 14,5-20,0 RO2, 8,0-11,0 О2; остальное — N2.
4. Пыль печи обжига клинкера (вращающаяся печь диаметром 5 м, длиной
75 м, Q = 60 т/ч) при сухом способе производства цемента. Проба отобрана из
газохода перед электрофильтром.
Морфология частиц пыли: частицы неправильной формы с оплавленными
гранями. Мелкие частицы пластинчатой и волокнистой формы, склонны к об-
разованию агрегатов. Частицы в проходящем свете светлосерые с розоватым
оттенком (d5(j = 4,9 мкм; а = 2,6; S = 13600 см2/г).
Дисперсный состав (седиментация в бензине):
d, мкм 1,0 1,6
g, %(масс.) 94 88
v, см/с 0,009 0,023
Механические свойства пыли: ум = 2890 кг/м3; ун = 735 кг/м3; у =1010 кг/м3;
аст = 57,5°; ад = 45°; Р = 635 Па. "
УЭС слоя пыли при различных температурах:
УЭС, Ом-м...2,6107 3,0-107
Т,°С 20 50
2,5
77
0,054
4,0
59
0,14
6,3
37
0,36
10
17
0,86
16
5
2,2
9-Ю7
100
2-Ю8
150
щой вытяжки
SiO2
17,6
А12(
9,0):
4,1
МО8
200
СаО
40,6
9107
250
MgO
1,4
Компоненты п.п.п.
Содержание, % (масс.) 34,8
Равновесная влажность пыли срп при различной относительной влажности
воздуха фв (смачиваемость 93 %):
Ф„>%
0,24
10
0,35
20
0,55
40
0,77
60
1,16
80
1,85
95
462

Характеристика газа-носителя: / = 130 °С; z = 24,4 г/м3,/= 144 г/м3.
5. Пыль сушильных барабанов СМ-103 асфальтобетонного завода. Уловле-
на зернистым фильтром ФЦГН-30 (г| = 98,9-н99,5 %).
Морфология частиц пыли: частицы остроугольные, неправильной формы.
Большинство частиц размером крупнее 5 мкм в проходящем свете серого цве-
та с голубоватым оттенком. Частицы мельче 5 мкм коричневато-красные, с
включением светло-серых частиц игольчатой формы. В общей массе цвет пыли
светло-коричневый (d50 = 20 мкм; S = 2700 см2/г).
Дисперсный состав (ротационная сепарация в лабораторных условиях):
d, мкм 1,6 2,5 4,0 6,3 10 16 25
g, % (масс.) .... 97,7 96 92,5 87,6 77 62 36
v, см/с 0,019 0,049 0,12 0,30 0,77 1,9 4,9
Механические свойства пыли: ум = 2600 кг/м3; уну = 990 кг/м3; у = 1230 кг/м3;
ает = 61,5°; ад = 37°; Р = 34 Па; ?= 0,3-1040 м2/кпУ
Химический состав пыли (рН водной вытяжки 8,0):
Компоненты п.п.п. SiO2 A12O3 Fe2O3 CaO MgO SO3
Содержание,
%(масс.) 6 56 5,1 5,3 20,2 4,5 1,0
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха ф (смачиваемость 35 %):
срп, % 0,14 0,2 0,24 0,33 0,65 1,94
фв,% 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: t = 160-й80 °С; z = 5,5-г9 г/м , t = 72 °С;/=
= 368 г/м3; содержание в газе, % (объемн.): 7,0 СО2; 8,35 О2; 0,05 СО.
6. Пыль кабин оцинкования домостроительных деталей с помощью элект-
родугового аппарата ЭМ-12 в цехе закладных деталей завода железобетон-
ных изделий. Проба отобрана из бункера циклона (г) = 77 %).
Морфология частиц пыли: частицы в основной массе сферической формы, с
включением осколков сфер, столбчатых зерен. Цвет пыли голубовато-серый
(d50 = 16,5 мкм; а = 3,3; Sya = 4220 см2/г).
Дисперсный состав (ротационная сепарация в лабораторных условиях):
d, мкм 2,5 4,0 6,3 10 16 25 40
g, %(масс.) 93 87,5 79 66 51 34 19
v,cm/c 0,12 0,32 0,78 1,98 5,06 12,4 30,6
Механические свойства пыли: ум = 6600 кг/м3; ун = 2600 кг/м3; уу = 3400 кг/
м3; аст = 55°; ад = 45°; Р = 392 Па.
463

Химический состав пыли (рН водной вытяжки 7,0):
Компоненты Zn Си Al Fe
Содержание, % (масс.) 80 Следы 0,05 0,4
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха фв (смачиваемость 79 %):
<рп, % 0,018 0,025 0,035 0,08 0,18 0,4
Ф[,% 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: / = 15-ь25 °С; z = 0,5 г/м .
7. Пыль обжига доломита Щелковского месторождения во вращающейся
печи (производительность 10 т/ч) известково-доломитного цеха металлур-
гического завода. Проба отобрана из газохода перед электрофильтром.
Морфология частиц пыли: частицы оплавлены, неправильной и овальной
формы, с включением мелких иглообразных частиц. В проходящем свете име-
ют окраску от бесцветной до желтовато-красной. В общей массе пыль бежево-
го цвета (d50 = 25 мкм; S = 3400 см2/г).
Дисперсный состав (ротационная сепарация в промышленных условиях):
d, мкм 2,5 4,0 6,3 10 16 25 40
g, %(масс.) 95 92 89 80 69 50 26
v,cm/c 0,05 0,14 0,35 0,89 2,3 5 14
Механические свойства пыли: у = 2960 кг/м3; у = 980 кг/м3; у = 1220 кг/м3;
а = 57°; а = 36°; Р = 116 Па; К "= 4,28-101 м2/кп
д
УЭС слоя пыли при различных температурах:
УЭС, Омм 3-Ю6 3,1-Ю7 2,5-109 2,1-1010 МО10 9,1-109
Т,°С 20 50 100 150 200 250
Химический состав пыли:
Компоненты..п.п.п. SiO2 Fe2O3 А12°з СаО мё° Na2° к2° so3
Содержание,
%(масс.) 12,2 3,4 1,8 0,7 39 30,5 0,2 0,5 2,2
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха фв (смачиваемость 99 %):
Фп,% 0,05 0,11 0,18 0,44 1,1 2,1
Ф.,% 10 20 40 60 80 95
464

Характеристика газа-носителя: / = 250 °С; z = 87 г/м3,/= 109 г/м3; содержа-
ние в газе, % (объемн.): 10,4 СО2; 10,6 О2; 79,8 N2.
8. Пыль, выделяющаяся при сушке известняка в сушильном барабане (типо-
размер 2,2x14) отделения сушки цементного цеха металлургического завода.
Проба отобрана из бункера электрофильтра.
Морфология частиц пыли: частицы неправильной формы с острыми граня-
ми с включением волокнистых частиц. В проходящем свете большинство час-
тиц серого цвета Цо = 2,9 мкм; а = 2,07; S я = 14500 см2/г).
Дисперсный состав (седиментация в бензине):
с?, мкм 1,0 1,6 2,5 4,0 6,3 10
g, %(масс.) 92 79 58 30 14 4
v,cm/c 0,008 0,02 0,05 0,14 0,34 0,87
Механические свойства пыли: ум == 2900 кг/м3; ун = 550 кг/м3; у = 875 кг/м3;
12 2 "* У
2
а =62°; а =48°;Р = 880 Па; К = 3-Ю2 м2/кг.
д
Химический состав пыли:
Компоненты.... п.п.п. SiO2 А12О3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O SO3
Содержание,
% (масс.) 39 6,6 0,4 2,0 46,6 5,0 0,25 0,3 0,65
Равновесная влажность пыли срп при различной относительной влажности
воздуха фв (смачиваемость 92 %):
Фп, % 0,25 0,32 0,66 0,82 1,0 1,41
фв, % 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: t= 130 °С; z = 15,8 г/м3, t = 58 °С; содержа-
ние в газе, % (объемн.): 9,5 RO2; 13 О2; 77,5 N2.
Металлургическое производство. Представить здесь все разнообразие ме-
таллургических пылей, даже касающихся только вращающихся печей, просто
невозможно. Поэтому ограничимся здесь отдельными видами производств, в
основном, цветной металлургии.
На цинковых заводах основными видами технологических газов, очищае-
мых от пыли, являются газы обжиговых печей кипящего слоя и газы трубча-
тых печей (вельцпечей).
Кроме того, обжиговые газы, используемые для получения серной кислоты,
дополнительно очищают от тумана серной кислоты, мышьяка и селена.
В табл. 4.72 приведены данные о свойствах указанных технологических га-
зов и содержащейся в них пыли.
Глинозем производят из различного сырья: боксита, нефелина, алунита, а
иногда из одного и того же сырья разными способами. Во всех этих случаях
465

Таблица 4J2
Характеристика основных видов технологических газов цинковых заводов
и содержащейся в них пыли
Газы
Обжиговых*' печей
кипящего слоя
Трубчатых печей
(вельцпечей)
Характеристика газов на выходе из
металлургического агрегата
температура,
850-900
500-700
запыленность,
г/м3 (н.)
60-300
(вход в
циклоны)
100-110
состав, %
(объемы.)
9-14 SO2
15-21 СО2
Запыленность газов
перед
пылеуловителями
тонкой очистки, г/м3
(н.)
2-5
20-40
Содержание
металлов в пыли из
пылеуловителей
тонкой очистки, %
(масс.)
40-45 Zn;
1-2 Си;
0,3-0,7 Cd;
10S06mE%
сульфатной
серы)
60-70 Zn;
5-15 Pb;
0,5-1 Cd;
0,2-0,4 Си
*' Температура газов по газовому тракту, °С: вход в циклоны — 450-550; вход в электрофильтры —
300—400; выход из электрофильтров — 260-360. Температура газов по газовому тракту, °С: вход в
кулер — 300-500; вход в рукавные фильтры — 90-110; выход из рукавных фильтров — 50-80. *3
Средний диаметр частиц пыли из пылеуловителей тонкой очистки трубчатых печей равен 1,0-1,8 мкм.
Таблица 4.73
Краткая характеристика газов, полученных на заводах при производстве глинозема
Источник газов
Печи спекания
Печи кальцинации глинозема
Шахтные печи обжига извести
Цементные печи (при нефелине)
Приблизительный объем газов от
одного агрегата (печи или
отделения), м /ч (н.)
100000-300000
10000-72000
40000
400000
Концентрация пыли в газе до
пылеуловителя, г/м3
40-150
200-700
5
30
значительное количество процессов связано с образованием больших объе-
мов сильно запыленных газов (табл. 4.73).
Пыли алюминиевого производства. Приведем данные по нескольким тех-
нологическим печам (по А. С. Тимонину).
1. Пыль печи спекания бокситной шихты (производительность печи по спе-
ку 6 т/ч; диаметр 2,5 м; длина 50 м) алюминиевого завода. Проба отобрана из
газохода перед системой газоочистки.
Морфология частиц пыли: частицы крупнее 10 мкм кристаллической фор-
мы со сглаженными гранями. Частицы мельче 5 мкм волокнистой и пластин-
чатой формы, светлых тонов (dso = 8 мкм; а = 4,7; S = 17500 см2/г).
Дисперсный состав (седиментация в изобутиловом спирте):
466

d, мкм 1,0 2,5 4,0 6,3 10 16 25 40
g, %(масс.) 90 78 68 57 43 32 20 12
v,cm/c 0,007 0,045 0,11 0,21 0,72 1,83 4,5 10,3
Механические свойства пыли: ум = 2400 кг/м3; ун = 800 кг/м ; у = 1080 кг/м3;
аст = 63°;ад = 39°;Р=151 Па.
УЭС слоя пыли при различных температурах:
УЭС, Ом-м 6-105 6,5-105 7-105 7-Ю6 2,1-Ю6 1,2-106
Т,°С 20 50 100 150 200 250
Химический состав пыли (рН водной вытяжки 7,0):
Компоненты . п.п.п. SiO2 А12О3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K,0
Содержание,
%(масс.) 13,8 3,2 22,2 5,7 2,5 0,7 0,7 24,0 2,2
Равновесная влажность пыли срп при различной относительной влажности
воздуха фв (смачиваемость 100 %):
фп, % 0,4 0,6 0,85 1,4 2,1 3,5
ф", % 10 20 40 60 80 95
'в'
Характеристика газа-носителя: t = 300 °С.
2. Пыль печи кальцинации алюминиевого завода. Проба отобрана из газохода
перед системой газоочистки.
Морфология частиц пыли: основная масса частиц имеет форму округлен-
ных зерен; среди частиц мельче 5 мкм встречаются частицы пластинчатой фор-
мы; цвет пыли белый (d5Q - 9,6 мкм; а = 2,06; S = 8560 см /г).
Дисперсный состав (седиментация в бензине):
d,MKM 2,5 4,0 6,3 Ю 16 25
g, %(масс.) 95 88 73 48 14 2,5
v,cm/c 0,06 0,15 0,38 0,96 2,46 6,0
Механические свойства пыли: ум = 3220 кг/м ; уну = 889 кг/м ; уу = 1263 кг/м ;
аст = 66°; ад = 49°; Р = 403 Па.
Химический состав пыли (рН водной вытяжки 8,0):
Компоненты.... п.п.п. SiO2 A12O3 Fe2O3 CaO MgO Na2O K2O
Содержание,
%(масс.) 3,1 21,1 72,2 0,6 0,7 0,1 0,8 0,2
Равновесная влажность пыли фп при различной относительной влажности
воздуха ф :
467

фп, % 1,35 1,7 2,55 3,9 6,25 10,5
Ф[, % 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: t = 200 °С; z = 600 г/м3; содержание в газе, %
(объемн.): 9,0 СО2; 1,0 О2; следы СО; 90,0 N2.
3. 77ыль иечей получения кремния на алюминиевом заводе. Проба отобрана из
бункера рукавного фильтра (г) = 99,3 %).
Морфология частиц пыли: частицы неправильной формы с оплавленными
гранями; среди частиц крупнее 1 мкм встречаются сферические и овальные;
цвет пыли серый (d50 = 0,65 мкм; а = 2,6; S = 56 тыс. см /г).
Дисперсный состав (седиментация в воде в центробежном поле):
d, мкм 0,25 0,40 0,63 1,0 1,6 2,5 4,0
g, %(масс.)... 82 68 51 33 18 8,5 3,1
v,cm/c 0,00045 0,0012 0,0028 0,0072 0,018 0,045 0,12
Механические свойства пыли: у = 2400 кг/м3; у =180 кг/м3; у = 320 кг/м3;
'м ' ' н.у 'У '
а =72°; а = 52°; Р= 1230 Па.
ст ' д '
Химический состав пыли (рН водной вытяжки 6,0):
Компоненты SiO2 R2O3 CaO MgO SO3
Содержание, % (масс.) 95,2 1,0 1,2 0,6 0,5
Равновесная влажность пыли (рп при различной относительной влажности
воздуха фв (смачиваемость 97 %):
Фп, % 0,55 0,65 0,90 1,2 2,95 7,5
ф[,% 10 20 40 60 80 95
Характеристика газа-носителя: t = 120 °С; z = 1,2ч-3,8 г/м3.
4.2. Технологические схемы очистки
от пыли газов трубчатых печей
Производство цемента. При мокром способе производства на каждую тон-
ну обжигаемого клинкера из вращающихся печей выносится с запыленными
газами 5,3-7,3 т пыли с температурой 140^-00 °С, содержащей (даже при хо-
роших внутрипечных пылеподавляющих устройствах — гирляндных цепных
завесах) от 80 до 250 кг полуобожженной сырьевой шихты в виде дисперсной
пыли.
При сухом способе производства количество сухих запыленных газов, вы-
носимых из современных печей, на 25^5 % меньше, однако температура их
достигает 350^00 °С, а масса тонкодисперсной пыли составляет 50-120 кг на
1 т клинкера.
468

Кроме того, из колосниковых холодильников клинкера, устанавливаемых у
всех мощных современных печей, выбрасывается на каждую тонну клинкера
1,1-1,8 т сухого горячего воздуха (с температурой 150-290 °С), содержащего
7-10 кг клинкерных частиц.
Общее количество запыленного аспирационного воздуха, содержащего в
среднем 500 кг пыли на 1 т клинкера из сырьевой и цементной мельниц, со-
ставляет примерно 25 % от массы отходящих газов печи мокрого способа.
Установки обеспыливания газов, отходящих из клинкерообжигательных
печей. Для обеспыливания газов печей мокрого способа производства приме-
няют в основном многопольные электрофильтры типа УГ и ЭГА. Электро-
фильтры размещают снаружи здания под шатром между пылеосадительной
камерой печи и дымовой трубой (рис. 4.190).
Пыль, уловленная электрофильтром, системой шнеков из бункеров подается
в пневмовинтовой насос, с помощью которого по трубопроводу она возвраща-
ется в цепную завесу печи. Иногда осажденную пыль этим же насосом подают
в специальный силос, откуда спецтранспортом направляют потребителям. Если
температура газов, отходящих от печи, по каким-либо причинам стабильно
превышает допустимую для электрофильтров, то для ее снижения принимают
меры по усовершенствованию цепной завесы печи, либо решается вопрос воз-
можности применения высокотемпературных электрофильтров, допускающих
нормальную эксплуатацию при температуре газов до 400 °С. При выборе элек-
трофильтра исходят из того, что скорость газов в нем не должна превышать
1,2 м/с, а их время пребывания в активной зоне электрофильтра должно быть
не менее 8 с. Следует учитывать неизбежное увеличение объема газов (до 20 %)
Рис. 4.190. Установка электрофильтра за вращающейся печью: / — печь; 2 — пылеосадительная
камера; 3 — шламопитатель; 4 — электрофильтр; 5 — дымосос; 6 — дымовая труба; 7 — пневмовин-
товой насос
469

при отклонениях от оптимального режима работы печи. Эффективность рас-
смотренной схемы при запыленности газов на входе в электрофильтр 10-20 г/
м3 составляет 98-99 %, что определяет вынос пыли в пределах 0,1-0,5 г/м .
Подобная эффективность обеспыливания недостаточна, здесь не учтено, что
надежность, а следовательно, и коэффициент использования по сравнению с
вращающимися печами и колосниковыми холодильниками у электрофильт-
ров ниже, а это приводит к снижению эффективности пылеулавливания. По-
этому рекомендуется применять двухступенчатую систему очистки, исполь-
зуя в качестве первой ступени циклоны с эффективностью улавливания круп-
ной пыли (размером свыше 20 мкм) до 80 %, а в качестве второй ступени —
новые, более совершенные электрофильтры типа ЭГА, допускающие работу
при температуре газов до 330 °С.
Обеспыливание газов печей сухого способа производства. К категории
печей сухого способа производства относятся короткие или длинные полые
вращающиеся печи без внутрипечных или запечных теплообменников и ко-
роткие полые вращающиеся печи с запечными циклонами или циклонно-шах-
тными теплообменниками. Наиболее распространенными и экономичными для
обжига клинкера являются высокопроизводительные короткие полые враща-
ющиеся печи с запечными теплообменниками. Отходящие газы этих печей
обеспыливают в двухступенчатых пылеулавливающих установках, в которых
первой ступенью служат циклоны, а второй — либо электрофильтры, либо
рукавные фильтры с рукавами из гидрофобизированной и графитизированной
стеклоткани.
Удельное электрическое сопротивление тонкодисперсной пыли, улавливае-
мой из газов печей сухого способа производства, выше предельного значения,
при котором обеспечивается работа электрофильтра без образования обрат-
ной короны. Поэтому их эффективность в названных условиях составляет 75-
80 %, что вынуждает увлажнять газы после циклонов перед подачей их в элек-
трофильтры. Увлажняют и охлаждают газы различными способами. Применя-
ют специальные полые скрубберы-стабилизаторы, в которых при входе уста-
навливают газораспределительные устройства и группу форсунок, распыляю-
щих воду в потоке запыленных газов под давлением 2-3 МПа. Во избежание
отложений в бункере и на стенках скруббера диаметр его с учетом угла рас-
крытия факела принимают таким E-7 м), чтобы неиспарившиеся капли влаги
не попадали на стенки, а высота B5-35 м) определяется необходимостью пол-
ного испарения капель до выхода газов из скруббера. Такие установки для
увлажнения и охлаждения печных газов сооружают как в нашей стране, так и
за рубежом (рис. 4.191). Для печей сухого способа производства ряда цемент-
ных заводов Гипроцементом и НИПИОТстромом разработана и внедрена ус-
тановка испарительного охлаждения печных газов перед электрофильтрами в
вертикальном газоходе (рис. 4.192).
470

Рис. 4.191. Обеспыливающая установка за печью сухо-
го способа производства цемента: / — печь; 2 — цик-
лоны; 3 — скруббер-стабилизатор; 4 — электрофильтр
От циклонов
печи
Вода
#####
Рис. 4.192. Установка для испарительного охлаждения газов, отходящих из вращающейся печи сухо-
го способа производства: 1 — насос; 2 — форсунка; 3 — насосы
Частичное увлажнение и охлаждение газов, отходящих от современных пе-
чей сухого способа производства, а также из колосниковых холодильников, в
последнее время осуществляют в сушильно-дробильных или в сушильно-по-
мольных установках (рис. 4.193), используя тепло газов для подсушки влаж-
ных сырьевых материалов. Если влагосодержание и температура газов не дос-
тигают требуемых значений, газы предварительно увлажняют в кондиционере
перед сырьевой мельницей (рис. 4.194).
По подобной схеме осуществляют обеспыливание газов мощных печей для
обжига клинкера сухого способа производительностью свыше 3 тыс. т/сут, а
471

Рис. 4.193. Схема обеспыливания технологи-
ческой линии сухого способа производства с
одним электрофильтром (стрелками указано
направление движения газов): 1 — печь; 2 —
колосниковый холодильник; 3 — угольная
мельница; 4 — сырьевая мельница; 5 — элек-
трофильтр
1
и
9
fv
-'
V/.
10
Л
\
'/'/7/
\
Рис. 4.194. Схема обеспыливания газов мощной вращающейся печи сухого способа производства,
колосникового холодильника и сырьевой мельницы: 1 — рукавный фильтр; 2 — колосниковый холо-
дильник; 3 — вращающаяся печь; 4 — декарбонизатор; 5 — циклонные теплообменники; 6 — конди-
ционер; 7— дымосос печи; 8 — сырьевая мельница (валковая); 9 — электрофильтр; 10 — дымовая
труба; 11 — вентилятор мельницы
также работающих в одной линии сырьевых сушильно-помольных установок
(валковых или шаровых мельниц либо сушильных барабанов).
В схему входит двухступенчатая пылеулавливающая установка в составе:
кондиционер и двух- или трехпольный электрофильтр со встроенными жалю-
зийными или прямоточно-циклонными элементами, осаждающими 80 % по-
ступающей пыли. Подобная схема позволяет очищать газы до конечной кон-
центрации порядка 75 кг/м3. Однако, по условиям компоновки сырьевых мель-
ниц и печей, приведенный способ не всегда можно использовать на действую-
щих заводах. В этом случае целесообразна установка водных форсунок у вхо-
да в четвертую ступень циклонного теплообменника.
Диспергирование воды при кондиционировании отходящих газов обычно
осуществляют с помощью специальных форсунок при давлении 0,5-1 МПа.
Однако с учетом того, что скорость испарения капли пропорциональна квад-
472

рату ее размера, диспергирование воды в кондиционирующих установках пе-
чей сухого способа производства рационально осуществлять под давлением
не менее 2 МПа. Скорость очищаемых газов в активной зоне электрофильтра
должна находиться в пределах 0,8-1 м/с.
При условии снижения УЭС кондиционированием и рекомендуемой скоро-
сти газов эффективность обеспыливания в электрофильтрах может достигать
99 %.
Обеспыливание воздуха колосниковых холодильников клинкера. Для
обеспыливания избыточного воздуха клинкерных холодильников применяют
электрофильтры, рукавные или зернистые фильтры. На первых этапах приме-
нения электрофильтров эффективность их работы была низкой и составляла
70-75 %, что объяснялось, в первую очередь, высоким удельным сопротивле-
нием пыли, приводящим к возникновению в электрофильтре обратной коро-
ны. Для снижения УЭС до приемлемой величины A0 Ом-м) применяют ме-
тод увлажнения газов перед электрофильтром.
Этот процесс осуществляют, используя различные способы и устройства: в
специальном полом скруббере, оснащенном распыливающими воду форсун-
ками под давлением до 2,1 МПа и устанавливаемом перед электрофильтром;
направляя избыточный воздух колосникового холодильника в сушильно-дро-
бильную или сушильно-помольную установку для подсушки сырья или угля и
одновременного увлажнения и охлаждения; распыляя воду под давлением при-
мерно 0,5 МПа непосредственно в колосниковом холодильнике (в более хо-
лодной части) над клинкером (рис. 4.195).
В этом случае применяют центробежные механические форсунки с винто-
выми завихрителями, введенные в холодильник сверху через отверстия в его
Рис. 4.195. Схема увлажнения избыточного роздуха колосникового холодильника печи перед элект-
рофильтром: 1 — электрофильтр; 2 — подача воды; 3 — холодильник; 4 — печь; 5 — острое дутье; 6
— общее дутье
473

своде. Форсунки защищены металлическим чехлом от контакта с горячим воз-
духом; в этот чехол подается воздух от вентилятора острого или общего дутья.
Диаметр выходных отверстий форсунок около 6 мм, что позволяет использо-
вать техническую воду. Установка оснащена системой автоматической блоки-
ровки и регулирования подачи в зависимости от температуры избыточного
воздуха на выходе из холодильника. Подача воды в холодильник прекращает-
ся при остановке печи или холодильника, либо при снижении температуры
воздуха, отходящего из холодильника, ниже определенного значения.
В результате использования такой автоматической установки для регулиро-
вания подачи и распыливания воды (примерно 50-90 г на 1 кг клинкера) в
холодильнике с увлажнением избыточного воздуха до влагосодержания 60-
65 г/м3 (точка росы 40—45 °С) эффективность трехпольного электрофильтра
типа УГ (при скорости в активной зоне до 15 м/с) составила 98,5-99,5 %. Это
обеспечило принятую норму запыленности очищенного воздуха (ниже 100 мг/
м3): входная запыленность достигла 10 г/м3, а температура избыточного возду-
ха при входе в электрофильтр не превысила 180 °С.
При подаче воды в холодильник может нарушаться технологический режим
электрофильтра при колебаниях параметров пылегазового потока. Поэтому для
обеспыливания избыточного воздуха колосниковых холодильников наряду с
электрофильтрами применяются рукавичные и зернистые фильтры, так как их
эффективность не зависит от величины УЭС пыли.
Обеспыливание газов цементных мельниц. Высокая концентрация пыли
(до 500 г/м ), повышенное значение УЭС и относительно низкое влагосодер-
жание пылегазового потока создают определенные трудности для примене-
ния сухих электрофильтров. Поэтому распространение получили схемы с при-
менением высокопроизводительных рукавных фильтров с рукавами из гидро-
фобизированного и графитизированного фильтровального материала.
Обеспыливание газов сушильных барабанов. В сушильных барабанах
создается непосредственный контакт высушиваемого материала с горячими
газами твердого топлива, сжигаемого в виде угольной пыли, либо с мазутом и
природным газом, сжигаемыми в выносных топках или непосредственно в
барабане. У разгрузочной части сушильного барабана газы отсасываются из
бункера и мест пересыпки на конвейер.
Обычно аспирационно-обеспыливающая система сушильного барабана со-
стоит из двухступенчатой пылеулавливающей установки. Первой ступенью
является циклон, эффективность которого составляет 65 %. В качестве второй
ступени применяют многопольные электрофильтры, а при низкой температу-
ре газов и высокой точке росы — ротоклоны.
При эксплуатации электрофильтров иногда возникают трудности в связи с
широким диапазоном колебаний запыленности газов и высоким значением УЭС
пыли, что влечет за собой возникновение обратной короны, а иногда залипа-
474

ние электродов при частых понижениях температуры до точки росы, связан-
ных с остановками сушильного барабана. Во избежание залипания электро-
дов электрофильтры перед включением питателей сушильных устройств про-
гревают незапыленными газами. Для эффективной работы электрофильтров
стабилизируют режим работы сушильного барабана (ликвидируют подсосы
по тракту, уплотняют места выгрузки пыли из бункеров циклонов и электро-
фильтров). При скорости газа в активной зоне электрофильтра 0,8 м/с эффек-
тивность аппарата составляет 95-98 %). На рис. 4.196 приведена схема аспи-
рационно-обеспыливающей системы прямоточного сушильного барабана.
При производстве огнеупоров и ряда видов строительных материалов ис-
пользуются аналогичные схемы пылеулавливания в производственных комп-
лексах, оборудованных вращающимися печами.
Металлургическое производство. Например, на цинковых заводах обжи-
говые газы содержат сернистый ангидрид, поэтому эти газы требуют допол-
нительно более глубокой очистки. В этом случае наиболее целесообразно ис-
пользование мокрых методов очистки или рукавных фильтров.
Рис. 4.196. Установка обеспыливания газов сушильного барабана: 1 — сушильный барабан; 2
топка; 3 — течка; 4 — питатель; 5 — бункер; 6 — конвейер; 7 — зонт; 8 — циклоны
475

/
2
3
4
5
В атмосферу
Рис. 4.197. Принципиальная технологическая схема очистки от пыли газотрубчатых печей цинковых
заводов: / — трубчатая печь; 2 — пылевая камера; 3 — поверхностный холодильник (кулер); 4 —
рукавный фильтр; 5 — вентилятор
По выходе из вельцпечи до поступления в рукавные фильтры типа РФГ-2 и
РФГ-5 газы проходят последовательно пылевую камеру и поверхностный хо-
лодильник (кулер).
Из рукавных фильтров газы отсасываются вентиляторами и выбрасываются
в атмосферу (рис. 4.197).
В рукавных фильтрах в настоящее время применяют фильтровальные ткани
из 100%-ной шерсти (ткань ЧШ) или бесшовные рукава из ткани ЦМ G0 %
шерсти, 30 % капрона). Начали применять фильтровальную ткань из синтети-
ческого волокна нитрон, что позволяет повысить температуру газов перед ру-
кавными фильтрами до 130 °С.
На зарубежных заводах (например, в Польше) для очистки газов велыщечей
применяют и фильтровальную ткань из стеклянного волокна. В этом случае
температура газов перед фильтрами может быть повышена до 240-260 °С.
Нужно отметить, что скорость фильтрации при использовании стеклоткани
поддерживают равной около 0,3 м/мин, т.е. почти в 2,5-3 раза ниже, чем при
применении шерсти или синтетическою волокна нитрон.
Запыленность газов вельцпечей после рукавных фильтров невелика и колеб-
лется от 0,035 до 0,1 г/м (н.). При входной запыленности газов, равной 20-40
г/м (н.), степень улавливания пыли в рукавных фильтрах достигает 99,6 % и
более.
Газы обжиговых печей, кроме SO2, O2 и Na, содержат в парообразном состо-
янии соединения мышьяка (As2O3) и селена (Se и SeO2), а также небольшое
количество серного ангидрида (SO3).
При производстве серной кислоты контактным способом газы должны быть
полностью очищены от пыли, а также от соединений мышьяка и селена, явля-
ющихся ядами для ванадиевого катализатора, применяемого в контактных ап-
паратах.
Одновременно газы должны быть очищены от тумана серной кислоты, об-
разующегося в результате соединения SO3 с парами воды при охлаждении га-
зов.
Дополнительную очистку обжиговых газов от указанных примесей осуще-
ствляют в промывных башнях и мокрых электрофильтрах.
В промывных башнях газы охлаждают, одновременно улавливая содержа-
щуюся в них пыль.
476

Газ, очищенный
в сухих фильтрах
В контактное
отделение
Рис. 4.198. Принципиальная технологическая схема дополнительной очистки обжиговых газов от
сернокислотного тумана, мышьяка и селена: / — промывные башни; 2 — мокрые электрофильтры (I
ступень); 3 — увлажнительная башня; 4 — мокрые электрофильтры (И ступень)
Парообразные окислы мышьяка и селена, а также пары серной кислоты при
охлаждении конденсируются и частично вымываются в промывных башнях.
Технологическая схема дополнительной очистки обжиговых газов включает
первую и вторую промывные башни, мокрые электрофильтры первой ступе-
ни, увлажнительную башню и мокрые электрофильтры второй ступени
(рис. 4.198).
Первая промывная башня представляет собой обычно полый свинцовый
цилиндр, футерованный кислотоупорным кирпичом.
Орошают башню серной кислотой крепостью 30-40 %. Вытекающую из башни
орошающую кислоту в отстойниках очищают от содержащейся в ней пыли, ох-
лаждают в свинцовых холодильниках и подают насосами на орошение башни.
В первой промывной башне газы охлаждают с 250-300 °С до 50-70 °С, пос-
ле чего их направляют во вторую промывную башню, снабженную насадкой
из керамических колец. Орошают насадку башни серной кислотой крепостью
15-20 %. Здесь температура газов снижается до 35-45 °С. Орошающую кис-
лоту, как и для первой промывной башни, охлаждают в свинцовых холодиль-
никах и подают на орошение.
Для улавливания тумана серной кислоты и сконденсированных паров трехо-
киси мышьяка и двуокиси селена газы из второй промывной башни направля-
ют в первую ступень мокрых электрофильтров.
Применяют главным образом вертикальные свинцовые электрофильтры ти-
пов М и ШМК с осадительными электродами в виде шестигранных сот, разме-
щенных в стальном футерованном корпусе или без корпуса.
В первой ступени мокрых электрофильтров улавливают наиболее крупные
частицы тумана серной кислоты и конденсата паров мышьяка и селена. Для
достижения эффективной окончательной очистки газов от этих примесей газы
по выходе из первой ступени мокрых электрофильтров направляют в увлаж-
нительную башню.
Эта башня, как и вторая промывная башня, снабжена насадкой из керами-
ческих колец. Орошают насадку башни слабой серной кислотой (около 1 %),
охлаждаемой в холодильнике. Газы, проходящие увлажнительную башню,
477

охлаждаются до 25-35 °С, и при этом из них конденсируется часть паров воды
на мельчайших частицах (твердых и каплях), прошедших неуловленными че-
рез мокрые электрофильтры первой ступени.
Частицы, ставшие ядрами конденсации, обволакиваются пленкой воды и,
укрупнившись, легко улавливаются во второй ступени мокрых электрофильт-
ров, аналогичных по устройству электрофильтрам первой ступени.
После второй ступени мокрых электрофильтров газы практически не содер-
жат пыли и мышьяка, а содержание в них тумана серной кислоты не должно
превышать 0,005 г/м (н.).
При производстве глинозема достаточно широко распространена схема очи-
стки газов после печей спекания, приведенная на рис. 4.199.
Из холодной головки печи газы при температуре около 300 °С направляют в
циклоны или батарейные циклоны и далее в электрофильтры. На большин-
стве заводов применяют горизонтальные двух- или трехпольные электрофиль-
тры. В них улавливается 98-99 % пыли, но, несмотря на это, в очищенном газе
остается пыли в количестве 1-2 г/м (н.). Поэтому на некоторых заводах газы
дополнительно пускают через скрубберы, а потом выбрасывают в атмосферу.
Скруббер орошается водой по замкнутому циклу. Иногда для этой цели ис-
пользуют слабые щелочные растворы. Часть газов печей спекания, которые
используются для карбонизации, обязательно пропускают через скруббер и
мокрый электрофильтр. Этот скруббер часто орошается не оборотной, а про-
точной водой. Запыленность газов после мокрых электрофильтров обычно
составляет 0,02-0,1 г/м3(н.).
Иногда скруббер и мокрый электрофильтр монтируют в одном общем кожу-
хе: скруббер — в нижней части, а электроды мокрого электрофильтра — в
верхней.
Газ от других
печей спекания
Газ на
.щГ^ карбонизацию
Вт
Пыль в печь
спекания
В канализацию
Жидкость для
приготовления шихты
Рис. 4.199. Схема очистки газов печей спекания: / — сухой горизонтальный электрофильтр; 2 —
дымосос; 3 — скруббер; 4 — насос; 5 — скруббер-холодильник; 6 — мокрый электрофильтр
478

Так как в газах иногда содержится значительное количество СО, и возможно
образование взрывчатой смеси, то в электрофильтрах устраивают взрывные
люки.
Газы проходят электрическое поле в сухих электрофильтрах со скоростью
0,8-1 м/с, а в мокрых электрофильтрах — 1-1,5 м/с. Пыль, уловленная в сухих
электрофильтрах, сыпуча, однако налипает на поверхности электродов и зави-
сает в бункерах.
Газы печей кальцинации глинозема обычно очищают от пыли по следую-
щей схеме. Газы из печей при температуре около 300 °С направляют в бата-
рейный циклон с элементами диаметром 250 мм, затем — во второй батарей-
ный циклон с элементами диаметром 150 мм и далее — в электрофильтры.
Дымососы устанавливают в конце системы или перед электрофильтрами. Обыч-
но батарейные циклоны монтируют над печами, и уловленная в них пыль са-
мотеком возвращается в печь. Пыль, уловленная в электрофильтрах, возвра-
щается в печь низконапорным пневмотранспортом.
При этом применяют вертикальные или горизонтальные электрофильтры,
последние обязательно двух-, трехпольные.
Степень улавливания пыли в двух ступенях батарейных циклонов достигает
95 %.
Суммарная степень улавливания пыли во всей установке больше 99,5 %; за-
пыленность очищенных газов равна 0,1-0,3 г/м (н.), но при нарушении режи-
ма доходит до 1 г/м (н.) и выше.
Рекомендуют применять скорость газов в электрическом поле электрофиль-
тров, равную 0,5-0,7 м/с.
В горизонтальных электрофильтрах, используемых в этом случае, устанав-
ливают осадительные электроды из волнистого железа; в вертикальных элект-
рофильтрах — пластинчатые осадительные электроды с карманами.
На одном из заводов для очистки газов печей кальцинации применяют мок-
рую систему газоочистки. Газы из печей пропускают последовательно через
два батарейных циклона, а потом промывают водой в скруббере. Запыленность
газа после скруббера — около 0,2 г/м3 (н.).
Орошающая жидкость циркулирует по замкнутому циклу, пока концентра-
ция твердого в орошающей жидкости (пульпе) не достигнет заданной величи-
ны. Такую пульпу фильтруют; полученный кек, содержащий глинозем, воз-
вращают в печь. Мокрая газоочистка для улавливания глиноземной пыли де-
шевле, чем очистка в сухих электрофильтрах, но для фильтрации пульпы в
настоящее время еще нет хорошей аппаратуры.
На заводах, перерабатывающих нефелин, имеются цементные (трубчатые)
печи. Для очистки газов этих печей устанавливают пылевые камеры и после-
довательно горизонтальные трехпольные электрофильтры. Уловленную пыль
479

возвращают, вдувая ее в холодный конец печи, или в смеси с сырым шламом
загружают в печь, см. рис. 4.152.
Температура газа на входе в электрофильтр составляет около 300 °С, а на
выходе из него — 240-250 °С; скорость газа в электрофильтре — 1-1,2 м/с;
эффективность улавливания пыли — около 98 %, но запыленность очищенно-
го газа равна -1-1,5 г/м3 (н.).
4.3. Пылеулавливающие устройства вращающихся печей
В производстве цемента для очистки газов типовых вращающихся печей с
внутренними теплообменными устройствами при мокром способе производ-
ства долгое время используются горизонтальные, пластинчатые, односекци-
онные трех- и четырехпольные электрофильтры ГПДН и ГПД с коронирую-
щими электродами штыкового сечения 4x4 мм и осадительными электродами
желобчатой формы. Изоляторные коробки помещены внутри электрофильтра
и обогреваются газами. Для печей с циклонными теплообменниками в после-
днее время разработаны специальные горизонтальные, пластинчатые, одно-
секционные, трехпольные электрофильтры ГПИ с игольчатыми коронирую-
щими и перфорированными или S-образными осадительными электродами.
Характеристики электрофильтров вращающихся печей даны в табл. 4.74. Пер-
вая после шифра цифра показывает число полей, вторая — площадь активно-
го сечения в м . Горизонтальные электрофильтры с меньшим числом полей и
вертикальные электрофильтры не обеспечивают необходимой степени очист-
ки газов.
Степень осаждения пыли в электрофильтрах выражают формулой
Лпл=1-ехр(-х). D,424)
Причем
Щ ф к D425)
при i = 6
Здесь w — скорость осаждения частиц пыли под влиянием электрического
поля; Р — напряженность электрического поля; Dw — диаметр частиц пыли;
м — коэффициент динамической вязкости газов; / — диэлектрическая посто-
480

Характеристики электрофильтров вращающихся печей
Таблица 4.74
1 1 л Wf-r't-'yn T^ TTTJ
1 lUKdoa 1СЛИ
Размеры печи
Число электрофильтров на
печь
Производительность
Скорость газа в активной
зоне
Допускаемая температура
на входе
Допустимое разрежение в
электрофильтре
Сопротивление
электрофильтра
Запыленность газа на входе
в электрофильтр (не более)
Степень улавливания пыли
Длина
Ширина
Высота
Общий вес
Единица
измерения
м
шт.
м3/ч
м/с
°С
мм вод. ст.
мм вод. ст.
г/нм3
%
м
»
»
кг
Тип электрофильтра.
ГПДН-3-32
44150
2
173 000
1,5
250
300
15
25
96-98
16,1
6,5
12,3
286 500
ГПД-4-38
4,54170
2
275 000
2
250
200
25-30
30
98
19,3
6,8
14,5
240 460
ГПД-4-50
54185
2
360 000
2
250
200
25-30
30
98
19,3
9,4
14,5
309 900
ГПИ-3-24
4460
2
69000-86000
0,8-1,0
220
200
15-20
25
98
17,4
4,9
13,3
152 010
эф
янная частиц пыли; wt— скорость газов; Хэф — длина электрического поля; Ъ.
— расстояние между электродами.
Расчетное значение w , обычно уменьшают в 2-2,5 раза.
Из формул D.424)-D.426) видно, что для увеличения степени осаждения
пыли в электрофильтрах необходимо ограничивать скорость газов. В горизон-
тальных электрофильтрах ее выдерживают в пределах 0,8-1,0 м/с. Путь газов,
определяющийся числом полей, должен быть больше, а расстояние между элек-
тродами меньше. Кроме того, при увеличении скорости газов, а также концен-
трации в них пыли растет заряд на частицах из-за чего падает потребление
тока и КПД. Частота встряхивания электродов (обычно через 20 мин) должна
исключать накопление на них больших количеств пыли, однако слишком час-
тое встряхивание увеличивает запыленность газов и точно так же, как повы-
шение концентрации пыли в газах, снижает степень их очистки. В Канаде при-
вод встряхивающего устройства электрофильтров пневматический. В момент
встряхивания автоматически закрывается шибер. Уборка пыли из электрофиль-
тров производится пневможелобами.
Степень улавливания пыли электрофильтрами в значительной степени оп-
ределяется удельным электрическим сопротивлением слоя пыли, которое не
должно превышать 1010 Ом-см. Оптимум находится в пределах 10 -10 Ом-см.
16. Лисиенко В.Г. и др.
481

Это сопротивление зависит от химического состава (в частности оно растет с
уменьшением содержания SO3), гранулометрии, влажности и температуры
пыли. С увеличением влажности пыли ее сопротивление уменьшается. Объем-
ную влажность газов следует иметь в пределах 15-30 % и соответственно точ-
ку росы 72-74 °С. При понижении температуры пыль адсорбирует больше вла-
ги и ее сопротивление падает. На рис. 4.200 показана зависимость удельного
электрического сопротивления пыли и с объемной влажностью 20 % от темпе-
ратуры.
Наконец, степень осаждения пыли растет с увеличением напряжения тока,
которое обычно составляет 30-90 кВ (сила тока 200-250 мА).
Пересчет степени очистки на другую скорость газов или в другую длину
пути газов следует производить по формулам:
100)
100
D.427)
Л1-2
iooj
100J
D.428)
где rjj и n2 — степень очистки соответственно при Wx и Lx и при W2 и LY
Степень очистки газов из печи 5x185 м электрофильтрами ГПДН-3-32 со-
ставила 98 % при остаточной запыленности газов 0,13-0,22 г/нм . Испытание
электрофильтров ГПИ-3-24 печей с циклонными теплообменниками на Спас-
ском и Сланцевском заводах показали, что для их эффективной работы необ-
ходимо некоторое увлажнение и снижение температуры газов.
рш, Ом-см
10°
10"
\0"
1010
10'
108
10'
/
/
//
?
V
/
<
6
1
ч .
¦- а.
ч
ч
ч
Рис. 4.200. Зависимость удельного электрического
сопротивления пылей р^ от температуры газа tr: 1
— пыль Тимлюйского цементного завода; 2 — пыль
Себряковского цементного завода; 3 — пыль Рус-
тавского цементного отвода (топливо - уголь); 5 —
пыль Ленинградского цементного завод (топливо —
газ); 6 — пыль Еманжеливского цементного заво-
80100 140 180 220 260 300 t2, °С да; 7 — пыль Ликалевского цементного завода
482

Рис. 4.201. Способ увлажнения печных газов путем разбрызгивания воды в загрузочном конце печи:
1 — вращающаяся печь с горловиной; 2 — камера для улавливания пыли; 3 — труба для загрузки
печи материалом; 4 — соединительная труба; 5 — мультициклон; 6 — труба с задвижкой; 7, 8 —
электрофильтр; 9 — вторая задвижка; 10 — вентиляционная камера; 11 — вентилятор; 12 — электро-
двигатель; 13 — дымовая труба; 14 — труба для подвода воды к форсунке; 15 — труба для подвода
сжатого воздуха; 16 —смеситель; 17 — манометр; 18 — гибкий шланг; 19 — подводящая труба к
форсунке; 20 — плита; 21 — форсунка; 22 — отверстие для ввода воздуха; 23 — жалюзи; 24 —
внутренние заслонки
Форсунки для тонкого распыла воды помещают перед электрофильтрами или,
что лучше, вводят в загрузочный конец печи навстречу газовому потоку
(рис. 4.201). Расход и давление воды выбирают с таким расчетом, чтобы она
испарялась во взвешенном состоянии. Значения этих величин составляют 0,1-
0,2 кг/кг кл. и 25^0 кг/см2. Для печей с циклонными теплообменниками фир-
ма Гумбольдт запатентовала подачу распыленной воды в колосниковый холо-
дильник, откуда она попадает в печь, повышая влажность газов и облегчая их
очистку от пыли в электрофильт-
ре (рис. 4.202).
Рис. 4.202. Способ увлажнения печных га-
зов путем подачи распыленной воды в ко-
лосниковый холодильник: / — вращающа-
яся печь; 2 — загрузочная шахта; 3 — ко-
лосниковая решетка холодильника; 4 —
клинкерная дробилка; 5 — транспортер; б
— трубопровод для подачи воды; 7 — фор-
сунки; 8 — труба для сброса газов; 9 —
шибер трубы; 10 — очистительный циклон;
// — трубопровод для уловленной цикло-
ном 10 пыли
16*
483

Конструкция электрофильтров рассчитана на работу под разрежением. Под-
сосы наружного воздуха снижают степень очистки газов и повышают гидрав-
лическое сопротивление электрофильтра. Необходимо тщательное его уплот-
нение для того, чтобы подсосы не превышали допустимых 15 % от расхода
газов. Следует указать на то, что в японской цементной промышленности элек-
трофильтры работают под давлением. Это исключает подсосы, облегчает уп-
лотнение фильтров и снижает мощность дымососов.
Во избежание конденсации водяного пара в электрофильтре температура
выходящих из него газов должна на 40-50 °С превышать точку росы. Электро-
фильтры нужно покрывать тепловой изоляцией, например, из шлаковой ваты,
толщиной 50-60 мм, и перед пуском в работу прогревать.
Выгодность электрической очистки газов, несмотря на относительно боль-
шие размеры и стоимость электрофильтров, определяется незначительным
расходом энергии на собственно очистку и транспорт газов @,1-0,12 и
0,06 кВт-ч на 1000 м3 газов), что обуславливает низкую стоимость очистки при
высокой степени обеспыливания.
При значительной концентрации пыли в печных газах их очистка должна
быть двухступенчатой с использованием в первой ступени пылеосадительной
системы циклонов и во второй ступени — горизонтальных электрофильтров.
Общая степень очистки в этом случае
Ло6щТ I1 loo}1 loo
100. D.429)
Именно такая система газоочистки принята для печей с циклонными тепло-
обменниками.
Запыленный газовый поток вводят в цилиндрическую часть циклона тан-
генциально, благодаря чему он движется в ней по спирали. Под влиянием цен-
тробежной силы частицы пыли концентрируются на периферии потока, попа-
дают в пограничный слой, где теряют скорость и осаждаются вдоль стенок
циклона. Угол конуса 30-40°, диаметр пылеотводящего отверстия 200-250 мм.
Обеспыленные газы отводят по центральной трубе со скоростью 4-8 м/с.
Центробежная сила пропорциональна массе частицы и квадрату ее скорости
и обратно пропорциональна радиусу циклона. Поэтому КПД циклона возрас-
тает с увеличением размера частиц, уменьшением диаметра циклона и повы-
шением входной скорости газов до 20-25 м/с, однако последнее вызывает уве-
личение гидравлического сопротивления. На рис. 4.203 показана зависимость
степени осаждения пыли из вращающихся печей от диаметра циклона и ско-
рости газов (гидравлического сопротивления). Сухая пыль с размером частиц
менее 5 мкм плохо осаждается в циклонах. Небольшое увлажнение приводит
к слипанию, укрупнению частиц и повышению степени осаждения. Таким же
484

/г
^-"
1
—--О—
——
-о-
-—-
3
—*
\
Рис. 4.203. Зависимость степени осаждения пыли из вра-
щающихся печей от диаметра циклона и скорости газа
(гидравлического сопротивления): 1 — циклон диамет-
ром 225; 2 — циклон диаметром 400; 3 — циклон диамет-
ром 600; 4 — циклон диаметром 3150
100
90
80
§ 70
60
50 25 50 75 100
Гидравлическое сопротивление,
мм вод. ст.
образом действует увеличение концентрации пыли в газах до 300-500 г/м3;
при более высокой концентрации КПД падает. Даже небольшой подсос возду-
ха через разгрузочное отверстие циклонов (до 3 % от расхода газов) резко сни-
жает степень осаждения (с 0,85-0,88 до 0,5), поэтому циклоны необходимо
снабжать затворами. Во избежание снижения степени осаждения с увеличе-
нием диаметра циклонов при больших расходах газов устанавливают несколь-
ко циклонов, соединенных параллельно.
Приемлемую степень очистки газов обеспечивают циклоны НИОГАЗ. При-
меняют четыре типа этих циклонов, маркируемых по углу наклона входного
патрубка ЦН-11, ЦН-15у, ЦН-15 и ЦН-24. Коэффициент сопротивления цик-
лонов этих типов, отнесенный к скорости газов в цилиндрической части, ра-
вен соответственно: 180, 110, 105, 60. При отнесении к скорости газов во вход-
ном сечении необходим соответствующий пересчет. С увеличением угла на-
клона входного патрубка от 11 до 24° снижаются степень очистки и гидравли-
ческое сопротивление. Циклоны типа ЦН-15у укорочены по сравнению с цик-
лонами типа ЦН-15. Циклоны НИОГАЗ всех типов выполняют диаметром от
400 до 1100 мм, а типа ЦН-15 — до 3000 мм. Производительность этих цикло-
нов при гидравлическом сопротивлении 75 мм вод. ст. характеризуется следу-
ющими данными:
Диаметр
циклона, мм 400 450 500 550 600 650 700 750 800 1100
Производи-
тельность, м3/ч .... 1690 2140 2645 3200 3810 4460 5180 5950 6760 12800
Степень очистки газов циклонами диаметром 700-800 мм при скорости га-
зов в цилиндрической части 3-3,5 м/с равна 92-95 %. Циклоны НИОГАЗ рас-
считаны на максимальную температуру 400 °С, Максимальную запыленность
400 г/м3 и максимальное разрежение 250 мм вод. ст.
В цементной промышленности применяют также циклоны Крейзеля диа-
метром 1410 мм производительностью 14000-18000 м3/ч, которые при скоро-
сти газов в цилиндрической части соответственно 2,4-3,2 м/с и гидравличес-
485

ком сопротивлении 90-160 мм вод. ст. обеспечивают степень осаждения 75-
85 %. Для этих циклонов температура, запыленность газов и разрежение не
должны превышать соответственно 450 °С, 600 г/м и 500 мм вод. ст.
Для надежности работы эксгаустера лучше устанавливать его за циклоном.
Температура поступающих в циклон газов должна быть на 40-50 °С выше точки
росы, во избежание конденсации воды и замазывания циклона. Для этого цик-
лон и систему его газопроводов нужно снабжать тепловой изоляцией. Изоля-
цию изготовляют из новоасбозурита или асботермита толщиной примерно
50 мм по проволочной сетке 75x75 мм.
Кубатура циклонов составляет от 2,5 до 4,0 м на 1000 м очищаемых газов.
Они значительно дешевле электрофильтров, но вследствие значительного гид-
равлического сопротивления E0-90 мм вод. ст.) дороже в эксплуатации.
Пыльные камеры современных вращающихся печей улавливают всего 10-
15 % наиболее грубой пыли (более 250-350 мкм) и служат для сопряжения
печей с пылеосадительными и тяговыми устройствами. Принцип действия этих
камер, в которых пыль оседает под влиянием силы тяжести, настолько неэф-
фективен, что для достижения необходимой степени осаждения потребова-
лись бы камеры совершенно неприемлемых размеров (сечением не менее 500 м2
и длиной более 500 м, вместо фактической длины 5-15 м). Гидравлическое
сопротивление камер составляет 10-12 мм вод. ст. При разрежении в холод-
ном конце печи 150-200 мм вод. ст. неплотности в холодной камере, боровах,
между печью и камерой значительно снижают производительность печи или
заставляют увеличивать расход энергии на привод дымососа. Для уменьше-
ния потерь от присоса воздуха холодные камеры и борова изготовляют из сталь-
ных листов и футеруют кирпичом.
В США для очистки газов вращающихся печей от пыли получили распрост-
ранение камерные пылеуловители с рукавными фильтрами из стеклянной тка-
ни, обработанной силиконом. Эта ткань выдерживает температуру до 300 °С.
Камера, работающая под давлением, состоит из нескольких секций, в каждой
из которых установлены около 100 рукавов диаметром 0,3 м и длиной 7,6 м.
КПД этих пылеуловителей близок к единице. Гидравлическое сопротивление
80 мм вод. ст. Рукава освобождаются от пыли путем периодической вибрации
или продувки воздухом в направлении, противоположном направлению дви-
жения газов. Нагрузку этих фильтров принимают в пределах 30-36 м3/(м2-ч).
В цементной промышленности мокрые фильтры не оправдывают себя из-за
ненадежности в эксплуатации и трудности использования шламов, получаю-
щихся при улавливании пыли с помощью распыленной воды или водяной плен-
ки. Мокрая очистка газов применяется редко, причем шлам из пылеуловите-
лей обычно удаляют в отвал.
486

Таблица 4.75
Размеры труб для выброса газов в атмосферу
Печь
Вращающаяся печь 5,0x185 м
Вращающаяся печь 4,5x170 м
Вращающаяся печь 4,0х 150 м
Вращающаяся печь 4,0x60 м без
использования тепла отходящих
газов на сушку сырья
То же, с использованием тепла
отходящих газов
Количество
отходящих газов от
одной печи перед
дымовой трубой, м3/ч
600000
400000
280000
220000
185000
Количество
печей на одну
трубу, шт.
2
2
2
2
2
Размеры
трубы,м
7,04100
5,1480
4,3460
4,34100
3,5480
Скорость газов
на выходе из
трубы, м/с
8,6
10,0
10,7
8,4
10,7
Размеры труб для выброса в атмосферу очищенных газов, содержащих пыль,
зависят от количества этих газов. Скорость газов на выходе из трубы принима-
ют от 8 до 12 м/с. Соответствующие данные приведены в табл. 4.75.
Использование больших количеств пыли, улавливаемой из печных газов,
представляет собой весьма серьезную проблему. Уже отмечалось, что эта пыль
содержит значительное количество свободной извести, сульфатов и щелочей.
Возврат всей уловленной пыли в печь не влияет на качество цемента, если
содержание щелочей в сырьевой смеси не превышает 0,7-0,8 %. Снижение
качества цемента при большем содержании щелочей объясняется тем, что они
вытесняют из двухкальциевого силиката и трехкальциевого алюмината известь,
освоение которой замедляется, а также способствуют восстановлению окиси
железа. В этом случае в печь возвращают пыль из первой ступени системы
газоочистки, пыль же из второй ступени перед возвратом в печи иногда выще-
лачивают. Установка для выщелачивания пыли состоит из смесителей, в кото-
рых отношение жидкого к твердому доводят до 10:1, сгустителей, выдающих
шлам с влажностью 45-65 %, дозировочного и транспортного оборудования.
Эта операция почти в два раза сокращает содержание щелочей в клинкере.
Пыль с большим содержанием щелочей в смеси со шлаком может быть также
применена в производстве смешанных вяжущих веществ, поташа или в каче-
стве удобрения. Наконец, возможен самостоятельный обжиг пыли.
При мокром способе производства введение пыли в шлам приводит к его
загустеванию, забиванию течек и образованию шламовых колец. Если с це-
лью разжижения смеси шлама и пыли добавлять к ней воду, то это вызывает
дополнительный расход тепла. Добавка 0,1-0,15 % мелассы нейтрализует вя-
жущие свойства пыли. Благодаря простоте и надежности этот способ возврата
пыли в печи, опробованный институтом Гипроцемент на Ангарском заводе,
нашел применение на заводах Воскресенском, "Гигант" и некоторых других.
Пыль можно также превращать в шлам и отдельно подавать его в печи. На
487

Рис. 4.204. Схема установки для частичного обжига материала во взвешенном состоянии в зоне горе-
ния вращающейся печи: 1 — трехшнековый питатель; 2 — бункер промежуточный; 3 — ввод пыли;
4 — пылеподающая труба; 5 — вращающаяся печь
Красноярском, Руставском и других заводах при возврате сухой пыли в холод-
ный конец печи по отдельной течке, расположенной под шламовой течкой,
возрастал унос, забивалась течка и образовывались шламовые кольца. Можно
подавать гранулы по той же течке, что и шлам.
Для возврата пыли в зону горения через топливную или отдельную форсун-
ку, выдвинутую относительно топливной на 0,8-1,2 м, необходимо дозирую-
щее устройство (рис. 4.204). Количество пыли, которое можно возвращать та-
ким образом (до 10 %),тем больше, чем, выше температура горения топлива. В
этом случае вследствие нагрева пыли до высокой температуры большая часть
щелочных солей улетучивается. Повышается производительность печи. Усло-
вия наблюдения за состоянием материала в
печи ухудшаются. Этот способ применяют на
Волховском и Красноярском заводах.
Целесообразно добавлять негранулирован-
ную или гранулированную пыль к уже высу-
шенному материалу за зоной теплообменных
устройств (считая по ходу материала) с помо-
щью кольцевых питателей. Разработано не-
Рис. 4.205. Лабиринтный питатель Гироцемента для воз-
врата уловленной пыли в печь: 1 — лабиринт; 2 — вход-
ной патрубок; 3 — загрузочное кольцо; 4 — стойка; 5 —
загрузочная течка
488

конец печи
Рис. 4.206. Кольцевой питатель Оргпроектцемента для возврата пыли в печь: I — загрузочный пат-
рубок; 2 — кожух; 3 — входная течка; 4 — промежуточная обечайка; 5 — кольцевая перегородка; 6
— усиленная обечайка; 7 — пересыпающие лопасти; 8 — подающая лопасть; Р — резиновое уплот-
нение
Рис. 4.207. Кольцевой питатель фирмы "Полизиус" для подачи уловленной пыли за цепную завесу
вращающейся печи: 1 — захватывающий желоб; 2 — распределительная трубе; 3 — отводящий ру-
кав; 4 — скоба крепления; 5 — люк; 6,7 — крышки; 8 — загрузочный патрубок
сколько конструкций таких питателей, которые показаны на рис. 4.205-4.207.
Принцип их действия аналогичен. В корпусе печи диаметрально противопо-
ложно друг другу вырезают отверстия, к которым пристроены черпаки. Участок
печи с отверстиями заключен в кожух, куда поступает пыль. Черпаки захватыва-
ют пыль из кожуха и направляют ее в отверстия. Негранулированную пыль воз-
вращают таким образом в печи на заводах: "Пунане Кунда", Пикалевском, Ново-
Пашийском, Балаклейском, гранулированную — на Белгородском заводе. Этот
способ позволяет регулировать количество возвращаемой пыли. Он принят для
типовых печей. При грануляции пыли в тарельчатых грануляторах можно ис-
пользовать добавки, увеличивающие прочность гранул.
Японские периферийные питатели для возврата пыли в ту или иную зону
вращающихся печей отличаются тем, что ковши, установленные на корпусе
489

печи, подают пыль в трубы диаметром 180 мм (обычно их восемь), которые
опоясывают его по винтовой линии. Для того чтобы трубы всегда были запол-
нены материалом и наружный воздух не засасывался в печь, достаточно опоя-
сать ими печь 1,5-2 раза. Разгрузка пыли происходит под слой материала. Ко-
жух пылеприемника подключен к аспирационной системе.
Наиболее простым и надежным является пневматический способ возврата
пыли в печь, разработанный на Рижском заводе. Пыль винтовым или камер-
ным насосом вдувается непосредственно в печь. Перед насосом следует уста-
навливать дозатор. Неподвижная и вращающаяся с печью части пылепровода
соединены сальниковым устройством (рис. 4.208).
Пыль можно подавать в сырьевые мельницы или добавлять к клинкеру при
его помоле в относительно небольших количествах (до 5 %), зависящих от
требуемого качества цемента.
При сухом способе производства постоянную дозировку пыли к сырьевой
смеси обеспечивают путем устройства отдельных бункера и течки для подачи
пыли. Иногда пыль возвращают в смесительные силосы.
~\П
Рис. 4.208. Пневматический способ возврата уловленной пыли в печь за зону теплообменных уст-
ройств: / — салазки; 2 — подвеска подшипника; 3 — подшипник; 4 — шланг бронированный; 5 —
труба; 6 — подвеска трубы; 7 — хомут для крепления трубы; 8 — тройник; 9 — входной патрубок
правый; 10 — входной патрубок левый
490

4.4. Дымососы и вентиляторы
Работа вращающихся печей в значительной мере зависит от аэродинамичес-
кого режима и возможности его регулирования. Изменения расхода и скорос-
ти истечения первичного воздуха дутьевыми вентиляторами определяют про-
цесс горения топлива, длину и расположение факела, температурный режим
печи и интенсивность теплообмена. Общий расход воздуха и коэффициент его
избытка в отходящих газах регулируют с помощью дымососов. Изменяя ре-
жим работы вентиляторов, регулируют процесс охлаждения клинкера в ко-
лосниковых холодильниках.
Одно из основных условий обеспечения регулирования аэродинамического
режима и эффективной работы печных агрегатов — соответствие характерис-
тик тягодутьевых машин характеристикам газовых трактов.
Характеристики серийных машин даются заводами-изготовителями в виде
графиков, представляющих собой зависимости полного напора Р, Па, потреб-
ной мощности на валу N, кВт, КПД, %, и производительности V, м3/ч, при оп-
ределенных частоте вращения п, об./мин, и температуре газа t, °C.
На рис. 4.209 приведены примерные размерные характеристики дымососа
Д-20х2 при 200 °С с частотой вращения и, = 730 об./мин ип2 = 580 об./мин.
Размерные характеристики вентиляторов обычно определяются на основа-
нии испытаний при стандартных условиях (Р = 760 мм рт. ст., t = 20 °С). При
этом полное давление находят по формуле
Р = Р +Р, D.430)
ст д' v '
где Рст — статическое давление, определяемое опытным путем, Па; Рл — ди-
намическое давление, Па.
100
100 200 300 400
Производительность, тыс. м7ч
Рис. 4.209. Характеристика дымососа Д-20х2 при ( = 200 °С: частота вращения и, = 730 об./мин;
частота вращения п = 580 об./мин
491

D.431)
где та, — скорость воздухе в выходном патрубке вентилятора, м/с; р0 — плот-
ность воздуха при нормальных условиях, р0 = 1,2 кг/м ; g — ускорение свобод-
ного падения, м/с .
Приведение результатов испытаний вентиляторов к нормальным условиям
производится по формулам:
vo = vHCn; Po=PjPjPj>l ^ = NJpJp,J; КПД = уЛ/102ЛГ0, D.432)
где v0 и Ксп, Ро и Рисп,р0 иржп, No и7VHcn — соответственно расход воздуха (газа),
м3/с, давление 9,81 Па, плотность воздуха, кг/м , и мощность на валу, кВт, в
нормальных условиях и при испытании.
Заводские характеристики дымососов и вентиляторов могут даваться не для
каждого размера, а для определенной серии машин. Такие характеристики
называются безразмерными и пересчет их на действительные значения произ-
водится по формулам:
расход воздуха (газа), м /с.
v0 = v(nD2)t352, D.433)
полный напор, Па,
р = p(p/g)m22, D.434)
мощность на валу, кВт,
jnD/AKp/gri
102 '
vP vP
КПД = ^ = , D.436)
N 1027V V '
где v — коэффициент расхода (по безразмерной характеристике); Р — коэф-
фициент полного напора; N — коэффициент потребляемой мощности; D —
наружный диаметр ротора, м; ш2 — окружная скорость на диаметре D, м/с,
та2 = nDn/60, D.437)
п — частота вращения ротора, об./мин; g — ускорение свободного падения,
g= 9,81м/с2.
Если эксплуатационные условия дымососов (вентиляторов) отличаются от
номинальных (паспортных), то, естественно, изменятся и их рабочие характе-
ристики. При заданных (паспортных) величинах v,, Px, TV,, «,, ?>,,/>, пересчет
492

Таблица 4.76
Формулы пересчета характеристик дымососов на другие режимы работы
Пересчет по
плотности газов, р
V2 = Vi
P2=P\(p2lp\)
N2=Nl(p2/pi)
Пересчет по частоте
вращения, л
V2 = V|(«2/"l)
Р2 = Pi(n2/n,f
N2 = Nl(n2/mf
Пересчет по диаметру
ротора, D
v2 = v,(ZVAK
P2 = Pl(D2/DlJ
N2=N\(D2ID\f
Пересчет пор, пи D
v2 = v,(n2/ni)(?>2/AK
Р2 = Р\ (/«iJ(p2/pi)(O2/?>iJ
N2 = N\(pilpMri2ln\)\lh.lDif
характеристик на другие условия работы, может быть произведен по форму-
лам, приведенным в табл. 4.76.
Зависимости изменений характеристик дымососов (вентиляторов) при из-
менении температуры (плотности) газов при постоянной производительности
выражаются соотношением:
Правильность выбора тягодутьевых машин проверяется сопоставлением их
характеристик с характеристикой газовоздушного тракта технологических аг-
регатов.
На рис. 4.210 приведены характерные случаи соответствия и несоответствия
характеристик дымососов (вентиляторов) и газовоздушного тракта.
Если предположить, что точка А на кривой характеристики газового тракта
вращающейся печи соответствует оптимальному режиму работы печи, то кри-
вая 1, являющаяся напорной характеристикой дымососа и проходящая через
точку А, свидетельствует о полном совпадении характеристик газового тракта
печи и дымососа. Выбор такого дымососа, однако, нельзя считать наилучшим,
так как отсутствует резерв регулирования, который следует предусматривать
около 15-20 %.
Кривая ///, характеризующая напор дымососа и пересекающая кривую ха-
рактеристики газового тракта в точке Б, показывает, что развиваемое дымосо-
сом давление недостаточно (АР )для
обеспечения оптимального эксплуатаци-
онного режима работы вращающейся
печи. В этих условиях требуется или ре-
конструкция газового тракта с уменьше-
нием его сопротивления, или замена ды-
мососа на другой с более высокой напор-
ной характеристикой.
Кривая //, пересекающая кривую харак-
теристики газового тракта в точке 5, пока-
зывает наличие избытка давления (АРизб)
ц
X S
1
II
„—-
II"-
—>
\.
¦ч
Производительность, м /ч
Рис. 4.210. Совмещение характеристик
вентилятора и газовоздушиого тракта
493

у вентилятора. При избытке (резерве) давления 15-20 % подбор дымососа сле-
дует считать правильным. Избыток давления в этом случае уменьшается регу-
лированием. На практике применяют три способа регулирования дымососов
(вентиляторов): дроссельный (шиберный), направляющими аппаратами и из-
менением числа оборотов. Дроссельное регулирование центробежных дымо-
сосов (вентиляторов) осуществляется с помощью дросселей (шиберов), уста-
навливаемых на всасывающей или на нагревательной стороне вентилятора.
Снижение производительности вентилятора достигается введением в сеть до-
полнительного сопротивления шибера. Преодолеваемое дымососом сопротив-
ление складывается из сопротивления сети Рх и сопротивления шибера Р2 при
определенной заданной производительности (рис. 4.211). Этот способ регули-
рования очень неэкономичен из-за больших потерь энергии на дросселирова-
ние. При этом установка дросселя (шибера) на всасывающей стороне дает
меньшие потери энергии, чем на напорной стороне.
При регулировании направляющими аппаратами изменение характеристики
дымососа осуществляется без введения в сеть дополнительного сопротивле-
ния. Поворотом лопаток направляющего аппарата изменяется степень закру-
чивания потока газа в сторону вращения ротора дымососа и соответственно
развиваемое им давление и потребляемая мощность (рис. 4.211, б). Потери
мощности в этом случае будут меньше, чем при дроссельном регулировании.
Регулирование работы дымососов (вентиляторов) изменением частоты вра-
щения крылаток (рис. 4.211, в) наиболее эффективно как по уменьшению по-
терь энергии, так и по регулированию рабочего режима печи.
Регулирование частоты вращения осуществляется путем установки двигате-
ля постоянного тока или вентильно-машинного электрического каскада, по-
зволяющего плавно регулировать частоту вращения с возвратом энергии сколь-
жения в питающую сеть, что снижает расход электроэнергии.
е, Па
Давлени
/
/
S
/
S
;
V, мУч
V, м7ч
V, м7ч
Рис. 4.211. Характеристика вентилятора при регулировании дросселем (а), направляющим аппара-
том (б), частоты вращения (в): Pt — сопротивление сети; Р2 — сопротивление шибера
494

Встречаются случаи, когда для обеспечения необходимого эксплуатацион-
ного режима печных агрегатов требуется установка двух (и более) Последова-
тельно или параллельно работающих дымососов. Как правило, параллельная
работа дымососов дает повышение суммарной производительности, последо-
вательная — повышение суммарного напора.
Суммарные напорные характеристики строятся путем сложения производи-
тельностей дымососов при равных напорах в нескольких точках (для парал-
лельно работающих дымососов) или сложения напоров при равных произво-
дительностях (для последовательно работающих дымососов).
На рис. 4.212 приведены характеристики параллельно и последовательно ра-
ботающих двух одинаковых дымососов. При характеристике газового тракта
"Сеть I" параллельная работа двух дымососов дает увеличение суммарной
производительности (V - F,) и напора (Р - i3,), в то время как при последо-
вательной их работе рост производительности (Vnoai - К,) и напора (Р -Р )
незначительны. И наоборот, при характеристике газового тракта "Сеть II" пос-
ледовательная работа двух дымососов дает значительно большее увеличение
и напора (Р" - Р") и производительности (V - V") по сравнению с па-
раллельной работой.
Таким образом, эффективная работа двух (и более) дымососов обеспечива-
ется: при параллельной работе — в области характеристик с высокой произво-
дительностью; при последовательной работе — в области характеристик с
высоким давлением.
Во всех случаях суммарная характеристика дымососов (вентиляторов) дол-
жна соответствовать характеристике газового тракта установки. КПД дымо-
сосов должен быть не ниже 0,45. Для параллельной работы следует выбирать
вентиляторы с одинаковыми характеристиками, так как разнотипные вентиля-
торы могут создавать неустойчивый режим с пульсирующим напором и на-
грузкой электродвигателей.
Производительность, м'/ч
Рис. 4.212. Параллельная и последовательная работа вентиляторов: 1 — один вентилятор; 2 — два
последовательно; 3 — два параллельно; 4 — сеть II; 5 — сеть I
495

Проверка соответствия характеристик дымососов (вентиляторов) рабочим
характеристикам газовоздушных трактов осуществляется путем проведения
эксплуатационных испытаний в рабочих условиях в диапазоне производитель-
ности, определяемой возможностью изменения нагрузки печного агрегата.
Полные испытания в широком диапазоне производительности и со снятием
полной характеристики могут быть проведены только при остановке печи, если
это требуется для проверки гарантийных показателей дымососов (вентилято-
ров).
При наладке и испытаниях дымососов должны быть проверены: установка
лопаток рабочего колеса, зазоры между диффузором и рабочим колесом, со-
стояние регулирующих органов (дросселей, направляющих аппаратов и воз-
можность их полного открытия — закрытия, конечных выключателей систе-
мы дистанционного управления и др.). Направляющие аппараты и жалюзий-
ные шибера должны устанавливаться таким образом, чтобы изменение направ-
ления (закручивание) газового потока происходило обязательно в направле-
нии вращения ротора. Невыполнение этого требования ухудшает работу ды-
мососа, усиливает вибрацию корпуса и ротора.
При этом необходимо иметь в виду, что отклонения в размерах углов входа
или выхода лопаток в пределах ±5°, а также увеличение зазора между колесом
и патрубком входного отверстия более 1 % снижают давление, развиваемое
дымососом (вентилятором), на 10-12 % и абсолютное значение КПД на 5-
7%.
Испытания дымососов (вентиляторов) с определением расхода газа (произ-
водительности) и полного давления, развиваемого дымососом, производятся
в соответствии с общепринятыми методиками инструментальных замеров рас-
ходов воздуха и давлений в промышленности. Полное давление, развиваемое
дымососом, определяется по сумме полных напоров на линиях всасывания и
нагнетания.
При осуществлении расчетов по данным испытаний:
давление (в Па), развиваемое дымососом (вентилятором) для дымовых га-
зов или воздуха, имеющего температуру, отличающуюся от / = 20 °С,
сп 76(И33'3 = ЛС-сп + 273/293)/E/760-133,3) D.438)
сопротивление газового тракта для сопоставления с расчетной характерис-
тикой
&Р=АР {VIV JB73 + Г /273 + 0, D.439)
р исгЛ р исп/ v исп ру' v '
где Р t. Vp - расчетные параметры; Рисп, tKcn, Ужп — параметры при испытани-
ях;/^ — плотность газа (воздуха) при стандартных условиях, кг/м3; В — баро-
метрическое давление, Па; V— расход газов через сечения газоходов, м/с.
496

,100
АО
s
50
95A
19A
ISA/
1
1
1
57140
l/i
^ Нагрузка на
электродвигатель
по амперметру
1 1 1
20000 40000 54745 6950080000
Производительность, м7ч
113190
Рис. 4.213. Зависимость нагрузки электродвигателя дымососа ДЦ-25Пх2 от производительности
При отсутствии приборов, непосредственно измеряющих расход газов (воз-
духа), целесообразно на основании данных испытаний дымососов (вентиля-
торов) составить специальные графики или таблицы загрузки электродвигате-
лей в зависимости от производительности дымососов для контроля режимов
их работы (рис. 4.213).
Мощность (в кВт), потребляемая на валу электродвигателя, определяется с
учетом температуры газов и запыленности по формуле
VP
293
360О102г|вГ|п-9,81г
и)
установленная мощность
N =NK,
D.440)
D.441)
где V — производительность дымососа, м3/ч; Р — полный напор, Па; г|в —
КПД вентилятора при заданных значениях V и Р; лп — КПД передачи, при
соединении с помощью муфты — 0,95, при клиноременной передаче — 0,9,
при плоскоременной передаче — 0,85; ц — концентрация пыли в газах, кг/кг;
К — коэффициент запаса мощности, для центробежных вентиляторов К =
= 1,15-1,2 (Установленная мощность, принятая в графиках характеристик вен-
тиляторов, подсчитана для чистого воздуха в нормальных условиях при р0 =
= 1,2кг/м3,Г|п = 0,9).
497

ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В настоящем справочном издании обобщена большая часть известных дан-
ных по вращающимся печам — одному из самых распространенных техноло-
гических агрегатов.
Особенность данного издания в том, что подробно рассмотрены возможности
использования вращающихся печей практически во всех отраслях современно-
го промышленного производства — цветная, черная металлургия, химическая
промышленность, производство огнеупоров, строительных материалов.
По мнению авторов, такой подход позволит широкому кругу читателей оце-
нить и использовать опыт, накопленный по данному виду оборудования в смеж-
ных отраслях, что поможет им принимать более взвешенные технические ре-
шения в своей практической деятельности. Характерным при этом является
то, что вращающие печи наиболее распространенный вид печного оборудова-
ния именно в крупномасштабных производствах для огневой обработки сы-
пучих, да и кусковых материалов.
Учитывая, что в нашей стране в последнее время активно обсуждаются воз-
можные источники роста валового внутреннего продукта (ВВП), то очевидно,
что без массового возрождения и развития крупномасштабных производств
не обойтись.
Другим современным источником роста ВВП следует считать — снижение
высокой энергоемкости отечественной промышленности — как обязательно-
го условия обеспечения ее конкурентоспособности на мировых рынках. По-
этому в данном справочном издании уделено большое внимание оптимизации
работы топливосжигающих устройств, рекуперативным устройствам по ис-
пользованию теплоты дымовых газов, а также системам контроля и автомати-
зации вращающих печей.
Учитывая то, что вращающиеся печи — это оборудование, прошедшее дли-
тельный путь своего развития, в данном издании уделено большое внимание
перспективам развития этого типа обжиговых агрегатов. В связи с этим под-
робно рассмотрены результаты работ ряда авторов по математическому моде-
лированию процессов массо-, теплообмена, газодинамики во вращающейся
печи, экологические возможности использования данного типа оборудования.
Важным является то, что наряду с результатами последних научных иссле-
дований в этом направлении, в издании также приведены уже реализуемые на
практике варианты технологий, которые могут быть в перспективе альтерна-
тивой вращающимся трубчатым печам.
У авторов есть все основания надеяться, что предлагаемое справочное изда-
ние будет на длительную перспективу полезным для широкого круга специа-
листов во всех отраслях по производству современных конструкционных, стро-
ительных и других материалов.
498

Приложение 1.
РАСЧЕТЫ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА
Технологический процесс обжига цементного клинкера требует поддержа-
ния в печи необходимых температур горения топлива, превышающих темпе-
ратуру обжига минимум на 50-100 °С, чтобы обеспечить тепловые процессы
нагрева сырьевых материалов.
Для оценки качества топлива и его пригодности в условиях вращающейся
печи производят расчет горения, в котором находят расход воздуха, количе-
ство образующихся продуктов горения и температуру горения. Если данное
топливо не обеспечивает необходимой температуры горения, то расчетом оп-
ределяется необходимая температура подогрева воздуха, идущего для горе-
ния.
Обычно при расчетах температуру подогрева воздуха принимают в преде-
лах практических данных работы холодильников, в которых подогревается
вторичный воздух за счет охлаждения клинкера, выходящего из печи.
Расчет горения топлива необходим также для правильного выбора дутьевых
вентиляторов и дымососов, обеспечивающих нормальный тепловой режим
печи, движение газов и процессы горения. Аналогичные расчеты по упрощен-
ной методике см. разд. 1.4.
Расчеты горения топлива производятся независимо от количества сжигае-
мого топлива, поэтому расход воздуха и выход продуктов горения определя-
ются на единицу веса или объема (для газа) топлива. Объемы воздуха и дымо-
вых газов выражают в м3 при нормальных условиях G60 мм рт.ст. и 0 °С).
Температура горения топлива определяется на основании баланса тепла,
вносимого топливом и воздухом, и тепла образующихся продуктов горения.
Расход воздуха и выход продуктов горения определяются на основе матери-
альных балансов процесса горения.
В печах сжигается рабочее топливо, состав которого не всегда известен, по-
этому в большинстве случаев приходится расчет горения начинать с определе-
ния состава рабочего топлива и подсчета его теплотворности.
Для твердого и жидкого топлива, если известен состав горючей массы:
Сг + Нг + Or + Nr + Sr = 100%,
то при известных данных технического анализа топлива, при котором опреде-
ляют зольность сухого топлива Ас, %, и влажность рабочего топлива W, %,
пересчет производится по формулам:
100
499

100
к '
Для пересчета состава рабочего топлива при одной влажности W* на состав
того же топлива при другой его влажности W2P пользуются формулой:
2 100^
100^р
Состав газообразных топлив, определяемый газовым анализом, дается на
сухой газ. Рабочий газ всегда имеет некоторое содержание влаги (природный
газ от 0,5 до 1,5%).
Пересчет сухого газа на влажный рабочий газ производится по формуле:
%, D)
100
где Н2О — процентное содержание влаги в газе, которое можно определить по
данным весового содержания влаги w, г/нм3 сухого газа, по формуле:
E)
2 804 + w
Теплотворность топлива, выражающая собой теплоту горения 1 нм или 1кг
топлива при условии полного сгорания всех горючих составляющих, может
быть определена с помощью калориметров или рассчитана по составу рабоче-
го топлива.
Известно, что тепловой эффект горения водорода зависит от агрегатного со-
стояния его продуктов горения:
2Н2 + О2 = 2Н2О (пар) + 28750 ккал/кг A20,376 МДж/кг) Н2;
2Н2 + О2 = 2Н2О (жидкость) + 34150 ккал/кг A42,986 МДж/кг) Н2.
Разность 34150 - 28750 = 5400 ккал/кг водорода есть скрытая теплота испа-
рения воды, которая в пересчете на 1 кг воды составляет (молекула воды в
9 раз тяжелее молекулы водорода):
5400/9 = 600 ккал/кг B512,2 кДж/кг) воды.
500

В тепловых расчетах печей пользуются низшей теплотворностью QJ, ккал/
кг или ккал/нм3 (кДж/кг, кДж/нм3); так как уходящие из печи дымовые газы
имеют температуру выше 100°С, следовательно, скрытая теплота испарения
воды уносится продуктами горения в атмосферу.
Связь низшей теплотворности топлива с высшей определяется выражением:
бн = QB ~ 600 W, ккал/кг (нм3), F)
QH = QB- 2512,2, кДж/кг(нм3).
где W— количество воды в продуктах горения, полученное при сжигании 1 кг
или 1 нм топлива, в кг.
Для твердых и жидких топлив количество водяных паров в продуктах горе-
ния будет
W= @*7100) + (9Н7100), кг/кг топлива.
Следовательно,
Qh = Qb - 6( 0* +9НР), ккал/кг (кДж/кг), G)
Для расчета теплотворности твердых и жидких топлив пользуются форму-
лой Д. И. Менделеева:
QI = 81С + 300Нр - 26@" - Sp), ккал/кг, (кДж/кг), (8)
Ql = 81 Ср + 246НР - 26(Ор - Sp) - 6 W, ккал/кг, (кДж/кг), (9)
где Ср, Нр, Ор, SpH(f — составляющие элементы рабочего топлива в %. Теп-
лотворность природного газа можно определить так:
бн = 85,55СН4 + 152,26С2Н6 + 217,9С3Н3 +
+ 283,38С4Н,0 + 348,9С5Н12, ккал/нм3, (кДж/нм3), A0)
Теплотворность коксового газа определяется по формуле:
бн = 30,2СО + 25,7Н2 + 85,55СН4 +
+ 140,2С2Н4 + 55,2H2S, ккал/нм3, (кДж/нм3), A1)
Количество воздуха, необходимого для горения, определяется по количеству
потребного кислорода, вводимого с воздухом.
В расчетах принимают следующий состав воздуха (сухого): 79,0 % по объе-
му азота и 21,0% по объему кислорода. Следовательно, на 1 м3 кислорода
приходится 79/21 = 3,762 м3 азота в воздухе. На 1 м3 кислорода требуется 100/
21 = 4,762 м3 воздуха.
501

Теоретически необходимое количество воздуха для горения топлива будет:
Lo = 4,762О2, нм3/кг (нм3)
где О2 — потребное для горения количество кислорода в нм .
Исходя из реакций горения углерода, водорода и серы, и учитывая, что кис-
лород, содержащийся в топливе, принимает участие в реакциях горения, по-
лучим формулу для определения теоретически необходимого количества су-
хого воздуха для сжигания твердых и жидких топлив:
Lo = 0,0889Ср + 0,265Нр - 0,0333(Ор - Sp), нм3/кг, A2)
где Ср, Нр, Ор, и Sp — составляющие топлива в %.
Для природного газа теоретически необходимое количество сухого воздуха
будет:
Lo = 0,0476BСН4 + 3,5С2Н6 + 5С3Н8 + 6,5СД0 + 8С5Н|2), нм3/нм3, A3)
где СН4, С2Н6, С3Н8, С4Н|0, С5Н|2 — составляющие природного газа в %. Для
коксового газа теоретически необходимое количество сухого воздуха:
Lo = 0,0476@,5СО + 0,5Н2 + 2СН4 + ЗС2Н4 + 7,5С6Н6 + 1,5H2S - О2), нм3/нм3, A4)
Действительное количество воздуха, необходимое для сжигания топлива,
всегда больше, чем теоретически необходимое, так как в практических усло-
виях для получения необходимой полноты сжигания почти всегда требуется
избыток воздуха.
Действительное количество воздуха, необходимое для горения,
La = aLg, нм/кг (нм3), A5)
где а — коэффициент расхода воздуха, показывающий отношение действи-
тельного расхода воздуха к теоретически необходимому;
Избыточная часть воздуха
Значения коэффициента расхода воздуха зависят от вида топлива, конструк-
ции топливосжигающих устройств и условий их эксплуатации.
При факельном способе сжигания коэффициент расхода воздуха для всех
видов топлива обычно находится в пределах
<х= 1,05-5-1,25.
502

Если известен расход топлива В, кг/ч или нм'/ч, то расход воздуха, необходи-
мый для горения топлива, составит
^оз=^а'Нм3/4- A6)
Атмосферный воздух содержит некоторое количество влаги, которое может
быть выражено его влагосодержанием d, г/кг сухого воздуха. Тогда расход влаж-
ного, атмосферного воздуха:
Zo' = A + 0,00\6d)L0, нм3/кг (нм3)
L' = A + 0,0016d)La, нм3/кг (нм3) A7)
Утш = BLJil + 0,0016d), нм3/ч.
Влажность атмосферного воздуха увеличивает его объем примерно на 1,5 %,
поэтому в расчетах горения топлива может не учитываться.
Количество продуктов горения при сжигании топлив всегда больше, чем ко-
личество израсходованного воздуха, на величину AF, которая зависит от вида
топлива. Например, для природного газа теплотворностью 34542-36008 кДж/
нм , значение AF= 1,00-И ,02 нм /нм ; для мазута теплотворностью 38730-
40615 кДж/кг значение AF = 0,63-^-0,70 нм3/кг; для коксового газа при
Qh = 16750 кДж/нм3 AV= 0,68 нм3/нм3.
Общий объем продуктов горения при полном горении топлива будет равен
сумме составляющих:
К = Vco2 + Ч + \о + \ + VOl> ™3/Kr (™3)' О8)
Объемы отдельных составляющих можно найти по формулам Для твердого
и жидкого топлив:
FCO2 = 0,01855Cp, нм3/кг; A9)
Уяп = 0,0075Sp, hmV; B0)
V^o = 0Д12Нр + 0,0124^* + 0,0016JLa, нм3/кг; B1)
FN = 0,79La + 0,008Np, нм3/кг; B2)
Vo = 0,21(a - l)L0, нм3/кг. B3)
Для природного газа количество продуктов горения определится по форму-
лам
VCOi = 0,01(СО2 + СН4 + 2С2Н6 + ЗС3Н8 + 4С4Н10 + 5С5Н12), нм3/нм3; B4)
VHi0 = 0,01BСН4 + ЗС2Н6 + 4С3Н8 + 5С4Н10 +
+ 6С5Н|2 + Н2О + 0,16JLa), нм3/нм3; B5)
503

VN = 0,01N2 + 0,79La, hmVhm3; B6)
Vo = 0,21 (a - 1)ZO, нм3/кг. B7)
Для коксового газа объемы FN и Vo определяются по тем же формулам, что
и для природного газа, объемы СО2 и Н2О находятся по формулам:
Vco = 0,01(СО2 + СО + СН4 + 2С2Н4 + 6С6Н6), нм3/нм3; B8)
Vso = 0,01H2S, нм3/нм3; B9)
VH 0 = 0,01(Н2 + 2С2Н4 + 2С2Н4 + ЗС6Н6 + H2S + Н2О + 0,16 dL), нм3/нм3;C0)
Общее количество продуктов горения при сжигании В, кг/ч (или нм /ч) топ-
лива будет
V =BV. C1)
дым а v '
Это количество дымовых газов соответствует только данному коэффициен-
ту расхода воздуха, с которым идет процесс горения. При движении дымовых
газов по дымоходам их количество увеличивается за счет подсосов окружаю-
щего воздуха через неплотности.
Количество дымовых газов, идущих через дымосос в дымовую трубу, будет
равно:
^ia^-DL^nuW C2)
где Vo — объем продуктов горения при коэффициенте избытка воздуха a = 1;
V0 = L0 + AV, нм3/нм3(кг);
аобщ — общий коэффициент расхода воздуха с учетом подсосов окружающего
воздуха.
Объем дымовых газов, уходящих из печи, увеличивается также за счет испа-
рения влаги и разложения СаСО3, MgCO3, при нагреве сырьевых материалов.
При испарении п кг/ч влаги образуется водяных паров; нм /ч:
Н2О = и/0,804.
1 кг СаСО3 кг дает 0,222 нм3 СО2;
1 кг MgCO3 дает 0,264 нм3 СО2.
Температура горения топлива. Различают калориметрическую, теорети-
ческую и действительную температуры горения топлива.
При полном горении 1 кг (нм3) топлива количество выделяющегося тепла
будет равно Q р кДж/кг (нм3). Если топливо и воздух, идущие для горения,
504

имеют температуру выше нуля, то они вносят свою долю физического тепла
пропорционально произведению теплоемкости, температуры и их количества.
При условии отсутствия потерь тепла в процессе горения и полного тепловы-
деления все тепло топлива и воздуха пойдет на нагрев продуктов горения, и
они будут обладать максимально возможным теплосодержанием.
Следовательно, баланс тепла
Q р + CJT+ С tL =Vi R , кДж/кг (нм3), C3)
*^н ТТ вва а общ' ^^ V /' \^^J
где С^т = iT — физическое теплосодержание топлива при его температуре t в
ккал/кг (нм3); С t L = i'L — физическое тепло воздуха в ккал/кг (нм3); i. =
v /'вва ва * J v ¦" общ
= С t — общее теплосодержание продуктов горения в ккал/нм .
Отсюда получим, что общее теплосодержание дымовых газов равно сумме
трех величин:
***=у-+%-+1^'кДж/нм3' C4)
а а
ИЛИ
где
i =0 7Г,кДж/нм3;
хим *--н я' ^^ '
/ = (С t L )IV = (i 'L)IV, кДж/нм3.
в увва' а увау а
При этих условиях температура горения:
•к ~"
Г 4-V С A-V С a-V С +V С
СО2^СО2 ^у5О2к-5О2 ^ ^Н2О°Н2О ^KN2^N2 ^rO2"^O2
Эту температуру горения называют калориметрической или балансовой.
Однако при высоких температурах горение топлива даже при теоретических
условиях не дает полного тепловыделения, соответствующего
i =QV/V.
хим *~н а
Этому препятствует диссоциация продуктов горения СО2 и Н2О.
505

Диссоциация обусловлена обратимостью реакций горения, поэтому при вы-
соких температурах горение СО и Н2 не может быть завершено полностью,
несмотря на свободный кислород в продуктах горения:
СО2 <-> СО + 72 О2;
Н2О <-> Н2 + 72 О2.
Это явление диссоциации газов понижает температуру горения топлива.
Теплосодержание продуктов горения с учетом диссоциации будет меньше
где г\' = 1 - (?ди/б„Р) — коэффициент, характеризующий потери тепла от дис-
социации; qmc — потери тепла от диссоциации газов в кДж/нм3.
Расчеты показывают, что при температуре горения, равной 1600 °С, и содер-
жании в продуктах горения СО2 = 10 % и Н2О = 10 % диссоциирует примерно
1,5 % СО2. Степень диссоциации Н2О при этом в 4 раза меньше. Однако при
температурах 2000 °С степень диссоциации СО2 составляет 13 %.
Практически можно считать, что до температур 1500 °С калориметрическая
(балансовая) и теоретическая температуры равны между собой.
При более высоких температурах теоретическая температура ниже, чем ка-
лориметрическая. Здесь необходимо использование i-t диаграмм для продук-
тов горения соответствующего топлива.
Используя диаграммы и зная го6 , кДж/нм3 можно подсчитать при известных
2НР. Ул, tp tB, и La теоретическую температуру при известном а и калориметри-
ческую температуру горения при этих же значениях а.
Чтобы с помощью i-t диаграммы определить действительную температуру
горения, необходимо рассчитать потери теплосодержания дымовых газов во
время горения топлива. Эти потери теплосодержания зависят от многих фак-
торов: химического недожога топлива, теплоотдачи от горящего факела на
внутреннюю поверхность футеровки печи и на поверхность нагреваемого ма-
териала, потерь тепла в окружающую среду стенками печи и др.
Большое влияние на действительную температуру горения топлива оказы-
вает работа топливосжигающих устройств и способ сжигания топлива. Расче-
том учесть все эти факторы не представляется возможным, поэтому прибли-
женно потери теплосодержания продуктов горения учитываются коэффици-
ентом г\п, который для вращающихся печей приближенно равен
Лп = 0,7+0,75. C7)
506

При плохой работе пылеугольных и газовых горелок или мазутных форсу-
нок, дающих неполное горение, пирометрический коэффициент горения по-
нижается.
Пример расчета горения природного газа.
1. Принимаем состав сухого газа в %:
сн4 с2н6 с3н8 с4н10 с5н12 со2 n2
1,2 0,7 0,4 0,2 0,2 3,3 94
Принимаем содержание влаги в газе Н2О = 1,0 %, коэффициент избытка воз-
духа а = 1,2, температуру подогрева воздуха ?в = 400 °С.
Пересчитываем состав сухого газа на влажный рабочий газ при содержании
Н2О= 1,0%:
СН™ = СЩ 10°~Н2° - 94,0 • 0,99 = 93 %..
Другие составляющие газа остаются без изменений при данной точности
анализа, которым мы пользуемся (один знак после запятой). Поэтому состав
влажного рабочего газа будет:
СН4 С2Н6 С3Н8 С4Н|0 СД2 СО2 N2 H2O Сумма
93,0 1,2 0,7 0,4 0,2 0,2 3,3 1,0 100,0
2. Теплотворность газа находим по формуле A0)
gH = 85,55-93,0 + 152,26-1,2 + 217,9-0,7 + 283,38-0,4 + 348,9-0,2 =
= 8475-4,187 = 35485 кДж/нм3.
3. Теоретически необходимое количество сухого воздуха по формуле A3)
Lo = 0,004762B-93,0 + 3,5-1,2 + 5-0,7 + 6,5-0,4 + 8-0,2) = 9,42 нм3/нм3.
Принимаем влагосодержание атмосферного воздуха d = 10 г/кг сухого воз-
духа и находим теоретически необходимое количество атмосферного воздуха
с учетом его влажности:
La = 1,016-9,42 = 9,57 нм3/нм\
4. Действительное количество воздуха при коэффициенте расхода а =1,2 на-
ходим по формуле A5) сухого воздуха
L = 1,2-9,42 = 11,3нм3/нм3.
атмосферного воздуха
507

Za = 1,2-9,57 =11,48 нм3/нм3.
5. Количество и состав продуктов горения при а = 1,2. Объем отдельных
составляющих по формулам B4)-B7)
Vc0 = 0,01@,2 + 93,0 + 2-1,2 + 3-0,7 + 4-0,4 + 5-0,2) = 1,003 hmW.
V = 0,01B-93,0 + 3-1,2 + 4-0,7 + 5-0,4 + 6-0,2 + 1,0 + 0,16-10-11,3) = 2,146 нм7нм3.
Ыу О
?ш = 0,01-3,3 + 0,79-11,3 = 8,953 нм3/нм3.
V02 = 0,21A,2 - 1)-9,42 = 0,396 нм3/нм3.
Общее количество продуктов горения
F =1,003 + 2,146 + 9,953 + 0,396 = 12,498 = 12,5 нм7нм3.
Процентный состав продуктов горения
СО2 = A,003-100)/12,5 = 8,0; Н2О = B,146-100)/12,5 = 17,2;
N2 = (8,953-100)/12,5 = 71,6; О2 = @,396-100)/12,5 = 3,2.
6. Теоретическая температура горения.
Определяем общее теплосодержание продуктов горения с учетом подогрева
воздуха при а = 1,2.
По i-t диаграмме находим при ta = 400 °С теплосодержание атмосферного
воздуха ?т = 25 ккал/нм3. Тогда
/ = -§Ц5 + И'4825 = 678 +115 = 793 • 4,187 = 3320 кДж/нм3.
общ 12,75 12,5
По /-/ диаграмме находим теоретическую температуру горения при а = 1,2.
t = 1980 °С.
теор
Калориметрическая температура горения по i-t диаграмме при а = 1,2
tK = 2030 °С.
7. Действительная температура горения при л = 0,75. Теплосодержание ГоШ =
= ''одщ'Пп' = 793-0,75 = 594 ккал/нм3. По /-? диаграмме находим действительную
температуру горения при а = 1,2 с учетом диссоциации:
t =1560°С.
508

Таблица 1
Результаты расчета горения топлив
Вид топлива
Природный газ
Мазут
Угольная пыль
Теплотворность Qm
ккал/(нм3-кг) (МДж/(нм3-кг))
8475 C5,485)
9490 C9,735)
5670 B3,740)
9,57
10,57
6,27
11,48
12,68
7,52
Va
12,50
13,32
7,84
'теор
1980
2055
2010
Л, °С при
Лп = 0,75
1650
1630
1590
Для сравнения приводим результаты расчета горения природного газа, мазу-
та и угольной пыли при условиях а = 1,2, температура подогрева воздуха 400 °С
(табл. 1).
Следует отметить, что с достаточной степенью точности подобные расчеты
более удобно выполнить по упрощенной методике М. Б. Равича (см. разд. 1.4
кн. 2).
509

Приложение 2.
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС И РАСХОД ТОПЛИВА
На основании закона сохранения энергии расход тепла в печи должен быть
равен приходу тепла в печь. Тепловой баланс печи позволяет определить рас-
ход тепла, следовательно, и топлива для нормального питания печи теплом.
По уравнению теплового баланса вообще можно определить не только рас-
ход топлива, но другую интересующую нас величину путем решения уравне-
ния с одной неизвестной величиной. Обычно уравнение теплового баланса
составляется в тепловых единицах ккал/ч или ккал/кг (кДж/ч, кДж/кг) матери-
ала. Для вращающихся печей тепловой баланс может быть рассчитан на рабо-
чее пространство печи, на отдельные зоны печи или на всю установку в це-
лом. Если рабочее пространство печи разделить на отдельные зоны и баланс
тепла составить для каждой зоны, то совместное решение уравнений позволя-
ет найти температуры на границах зон; следовательно, температурную кри-
вую обжига по длине печи.
Рассмотрим методы расчета теплового баланса печи.
Приход тепла
Тепло горения топлива. Обозначим расход топлива В кг/ч (или нм3/ч для
газа).
При теплотворности топлива QJ, кДж/кг (нм ) количество тепла от горения
топлива будет
егор=енрв,кдж/ч. C8)
Физическое тепло топлива. При определении количества физического тепла,
вносимого топливом, обычно учитывают тепло подогретого топлива. Пыле-
видное топливо поступает для сжигания подогретым до температур 50-100 °С
от пылеприготовительных установок при совмещенном помоле и сушки угля.
Жидкое топливо перед сжиганием подогревают до температур 55-90 °С с
целью уменьшения вязкости при транспортировании по трубам.
Высокотеплотворное газообразное топливо сжигается в печах неподогретым,
поэтому его физическое тепло имеет очень малые значения и может не учиты-
ваться.
Физическое тепло топлива при известной температуре определяется по фор-
муле:
C9)
510

где с0 — средняя теплоемкость топлива, равная для твердого топлива с0 =
= 0,25 ккал/(кг-°С) A,05 кДж/(кг-°С)); для жидкого топлива с0' = 0,5 ккал/(кг-°С)
B,09 кДж/(кг-°С)); для газообразного топлива принимается обычно его тепло-
содержание ij = cQVm при данной температуре по таблицам теплосодержаний
газов.
Физическое тепло воздуха. Учитывают для подогретого воздуха, идущего
для горения топлива,
еВ03=^л'5'кДж/ч' D0)
где L — действительное количество воздуха, подаваемое для горения в нм3/кг
топлива или нм /нм газа. Если подогревается часть воздуха, то принимается
только подогретая часть воздуха; /в' — теплосодержание воздуха в ккал/нм3
может быть принято в зависимости от температуры подогрева по i-t диаграм-
ме (см. рис. 2).
Расход тепла
В печах тепло расходуется на технологические процессы (полезные затраты
тепла), но большая часть тепла теряется в окружающую среду и уносится из
рабочего пространства с уходящими газами.
Расход тепла на нагрев материалов. Тепло, необходимое для нагревания
материалов, рассчитывается по заданной производительности печи и по изме-
нению теплосодержания материала при нагреве от начальной температуры до
конечной по формуле:
D1)
где Р — производительность по обожженному материалу, кг/ч; ctv — началь-
ное теплосодержание материала, ккал/кг; cktk — теплосодержание материала в
конце нагрева до конечной температуры обжига, ккал/кг (кДж/кг).
Обычно начальное теплосодержание рассчитывается для сухих шихтовых
материалов при начальной температуре, с которой они поступают в печь.
Конечное теплосодержание определяется для продукта, выходящего из ра-
бочего пространства или из зоны обжига печи, имеющего конечную темпера-
туру. Поэтому
О = РсЛъ -Pet, кДж/ч, D2)
*^м k k н н' ^^ '
где Рш — количество шихтовых материалов, загружаемых в печь, кг/ч; сн —
начальная теплоемкость шихты в ккал/(кг-°С), для сухого сырья 0,25 ккал/
(кг-°С)A,05 кДж/(кг-°С)).
511

В том случае, когда в приходной части баланса учитывается тепло, поступа-
ющее с шихтовыми материалами, расход тепла на нагрев материала рассчиты-
вается только по конечному теплосодержанию.
Для избежания ошибок в расчете теплового баланса в данном случае расход
тепла на нагрев материала считается как нагрев от tH до (к, и в приходных
статьях не рассматривается тепло, вносимое материалом.
Расход тепла на испарение влаги. Количество влаги, испаряемой из мате-
риала, определяется по абсолютной или относительной влажности, с которой
материал поступает в печь:
W W
Wm=P.—*- = P. , кг/ч, D3)
вл с 100 c100-w к '
где wa — абсолютная влажность материала, %; w — относительная влажность
материала, %; Рс — количество сухого материала, загружаемого в печь, кг/ч;
Р =Р -W ,кг/ч. D3')
с вл вл' v '
Испарившаяся влага нагревается до температуры отходящих газов и уходит
из печи вместе с ними, поэтому:
-'в V» -4'187'
где 600 — скрытая теплота парообразования, ккал/кг влаги; сн о — средняя
теплоемкость водяного пара, ккал/(нм3-°С); t — температура уходящих из печи
газов, °С; tn — температура материала, поступающего в печь, °С.
Расход тепла на клинкерообразование. При обжиге цементного клинкера
расход тепла на клинкерообразование составляет г'к = 230-450 ккал/кг клинке-
ра (963-1884 кДж/кг).
При обжиге обычного сырья из известкового и глинистого компонента рас-
ход тепла на клинкерообразование составляет 400-420 ккал/кг A675-1785 кДж/
кг); при применении шлака — 230-250 ккал/кг (963-1047 кДж/кг клинкера).
Приближенно расход тепла на клинкерообразование можно подсчитать по
формуле:
гк = [Gc(l,08Al2O3 + 7,08СаО + 4,06MgO) - 68]-4,187, кДж/кг кл., D5)
где Gc — удельный расход сухого сырья, кг/кг кл.; А12О3, CaO, MgO — процен-
тное содержание соответствующих окислов в сырьевой смеси. Тогда общий
расход тепла на клинкерообразование будет:
512

= iP, кДж/ч.
D6)
Потери тепла с уходящими продуктами разложения. При полном разло-
жении СаСО3 и MgCO3 выделяется СО2 в количестве:
СО2 = 0,44СаСО3 + 0,522MgCO3 - 0,786СаО + l,09MgO, %, D7)
или
со,
1,97-100
100
100
D8)
При неполном разложении СаСО3 и MgCO3, количество СаО и MgO будет
соответственно меньше (примерно на 30-60 %).
Количество тепла, необходимое для нагрева выделенного СО2 до t , будет
равно
0,4
СаО
Too"
100 /'
¦4,187 кДж/ч,
D9)
где СаО, MgO — процентное содержание соответствующих окислов в обо-
жженном продукте; /со — теплосодержание СО2 в ккал/нм при температуре
уходящих газов.
Тепло, уносимое гидратной влагой при дегидратации материала, можно оп-
ределить по формуле:
-гидр
c i п.п.п.-СО2
-* т
100
0,804
4,187, кДж/ч,
E0)
где п.п.п. — потери при прокаливании в % от веса сухого материала; СО2 —
определяется по формуле D7), %; гн 0 — теплосодержание водяных паров при
температуре уходящих газов, ккал/(нм3-°С).
Потери тепла с уносом (пылью) сухого материала можно определить по
формуле
где G — количество сырьевой пыли (и золы топлива), кг/ч, выбрасываемой в
ун
атмосферу, определяется по формуле:
_ D «ун (л П.П.П. Л
GVH = Рс -J—\ 1 В , кг/ч,
ун сюо1 юо HJ
E1')
17. Лисиенко В.Г. и др.
513

а — количество сырьевой пыли в % от расхода сухого сырья; р — степень
полноты декарбонизации безвозвратного уноса, равная 0,3-0,6; сун, t — теп-
лоемкость уносимой пыли в ккал/(кг-°С), равная примерно 0,252 A,05 кДж/
(кг-°С)), и температура уходящих газов.
Если часть уноса возвращается в печь при температуре t° в количестве G ,
то
О = G с (t -t)-G 'с t, кДж/ч. E2)
^ун ун yHv ух п' ун ун ' т^| V /
Расход тепла на дегидратацию и декарбонизацию уноса можно рассчитать
по формуле
2у„Д = [Су„СE'68А12Оз + 7,08СаО + 4,06MgO)]-4,187, кДж/ч, E3)
где А12О3, CaO, MgO — процентное содержание соответствующих окислов в
составе сырьевой шихты; G нс — количество сухих сырьевых материалов в
безвозвратном уносе, кг/ч.
Потери тепла с уходящими продуктами горения определяются по формуле
Q = V i , кДж/ч. E4)
¦'-'дым дым дым' ^^ v /
где Гдам — объем продуктов горения, уходящих из рабочего пространства печи
с учетом подсосов окружающего воздуха, нм3/ч, определяется по данным рас-
чета горения топлива; i: = с t — теплосодержание продуктов горения при
температуре уходящих газов, ккал/(нм3-°С) (кДж/(нм3-°С)).
Обычно температурой уходящих газов в расчетах задаются, исходя из прак-
тических данных работающих печей.
Достаточно точно можно определить объем продуктов горения по формуле
C2) и очень приближенно задаться температурой уходящих газов при извест-
ном коэффициенте расхода воздуха. Поэтому расчет потерь тепла с уходящи-
ми газами является приближенным.
Этот вид потерь тепла составляет значительный процент в тепловом балансе
печи и зависит от вида сжигаемого топлива и коэффициента избытка воздуха*.
Потери тепла от химической неполноты горения. Потери от химической
неполноты горения определяются по формуле:
бхим = [C1.02СО + 25,7Н2 + 85,55CH4)F 5]-4,187, кДж/ч, E5)
где СО, Н , СН — процентное содержание данных газов в печной атмосфере
по анализу газов; V — объем сухих газов, нм /кг топлива (нм /нм газа).
* Продукты дегазации уноса, уходящие при t х, также составляют тепловые потери,
514

Если приближенно принять, что на 1 % СО приходится 0,5 % Н2 при отсут-
ствии метана, то по содержанию СО в дымовых газах потери от химической
неполноты горения подсчитываются по формуле:
2ХИМ = 121,4COF5 кДж/ч, E6)
где Fa — см. формулу A8).
Потери тепла от механической неполноты горения топлива. При факель-
ном сжигании топлив эти потери составляют не более 1,0 %, тогда
т
Too
E7)
где т — принятый процент механической неполноты горения от теплотворно-
сти топлива.
Потери тепла в окружающую среду через футеровку и корпус печи опре-
деляют по участкам, которые определяются в основном разными толщинами
кладки и видами материалов.
Для печей непрерывного действия кладка прогрета до стационарного состо-
яния, поэтому потери тепла определяются по формуле
, ккал/ч,
E8)
где SIX , SJX2 — тепловые сопротивления двухслойной стенки толщиной внут-
реннего слоя Sr м и внешнего (теплоизоляционного) — S2, м; Х{иХ2 — коэф-
фициенты теплопроводности материалов слоев стенки в ккал/(м-ч-°С) (кДж/
(м-ч-°С)), которые зависят от температуры; ав — коэффициент теплоотдачи от
с 300
1-200
а
о.
50
i
i
1
f
if*
У
f
2 3 4 5 6 7 8-103ккал/(м2-ч)
Тепловые потери
Рис. 1. Тепловые потери корпусом вращающейся печи: 1, 2 и 3 — для температур окружающего
воздуха соответственно 20, 35 и 50 °С (сплошные линии — потери излучения, а пунктирные кон-
векцией)
515

стенки в окружающую среду, равен для вращающихся печей 25-35 ккал/(м-ч-°С)
A04,7-146,5 кДж/(м-ч-°С)).
Для вращающихся печей потери тепла в окружающую среду можно опреде-
лить по графику рис. 1, рассчитанному для расположения печей в закрытом
помещении в ккал/(м -ч) в зависимости от температуры корпуса печи. При-
ближенно потери тепла корпусом вращающихся печей в окружающую среду
при мокром способе производства составляют:
еюр = @,628^0,837M, кДж/ч, E9)
печи с концентраторами шлама
ешр = @,5^0,59M, кДж/ч.
При сухом способе, где 5 — расход топлива, кг/ч или нм3/ч:
?юр = @,63-5-1,256M, кДж/ч. F0)
Приближенное определение расхода топлива. Для приближенного опре-
деления расхода топлива обычно пользуются практическими данными удель-
ного расхода тепла или удельного расхода условного топлива на обжиг клин-
кера. Кроме того, можно воспользоваться некоторыми эмпирическими фор-
мулами, характеризующими зависимость расхода топлива от размеров печи,
влажности шлама и других факторов.
Если известен удельный расход тепла на обжиг q, ккал/кг клинкера, то
5 = PJQ*, нм3/ч (кг/ч), F1)
где Р — производительность печи, кг/ч.
Удельный расход тепла на обжиг цементного клинкера во вращающихся пе-
чах можно определить по формуле Д. Я. Мазурова:
q = 103 2±G?W , ккал/кг, F2)
где Gc — расход сухого сырья с учетом безвозвратного уноса, кг/кг; SW —
поправка на влажность шлама;
F3)
100-w
w — влажность сырьевой смеси, %; D — диаметр печи по кожуху, м.
Расход топлива можно определить по тепловой мощности печи, которая по
исследованиям А. Н. Иванова составляет в среднем:
Q= 1,Ю3Мкал/ч.
516

Тогда
_ l,l-106D3 -
B = — нм/ч(кг/ч).
Пример расчета теплового баланса вращающейся печи
Размеры печи 4,5x170 м. Производительность 50000 кг/ч. Топливо — при-
родный газ с Q = 8475 ккал/нм C5485 кДж/нм ). В составе сырьевой шихты:
СаО — 42,9 %; MgO — 1,4 %; А12О3 — 3,6 %; п.п.п. — 38,0 %. Влажность
шлама — 38 %.
Тепловой баланс печи.
Приход тепла
Химическое тепло горения топлива по формуле C8)
Qnp = QB = 35485 кДж/ч, F4')
где В — расход топлива в нм3/ч.
Физическое тепло воздуха по формуле D0).
Считаем, что весь воздух, необходимый для горения, поступает в печь из
холодильника с температурой 400 °С, тогда с учетом данных рис. 2:
О =L'i'B= 11,48-128,0-4,187 = 61555 кДж/ч,
(физическое тепло природного газа не учитывается).
Ра сход тепла
Расход тепла на нагрев материалов по формуле D2):
Q =Pct -Р ct = 50000-0,252-1250 - 1,62-50000-0,25-15 =
*^м к к ш н н ' ' » • •
= 15417000 ккал/ч F4550980 кДж/ч),
где tK = 1250 °С — температура клинкера при выходе из печи; ск = 0,252 ккал/
(кг-°С); tH = 15 °С; сн = 0,25 — теплоемкость сухого сырья, ккал/(кг-°С); 1,62 —
расход сухого сырья при п.п.п. = 38 %, кг/кг клинкера.
Расход тепла на испарение влаги. При относительной влажности шлама
w = 38 % количество испаряемой влаги находим по формуле D3):
РР16
517

При температуре уходящих газов /х = 200 °С по формулам D3') и D4) нахо-
дим:
WR =1,62-50000 = 49700 кг/ч,
100-38
Qma = | 600 + -^L -15 1 • 49700 = 33600000 ккал/ч A40683200 кДж/ч),
где 72,7 — теплосодержание водяных паров при t = 200 °С.
Расход тепла на клинкерообразование. Приближенно тепловой эффект
клинкерообразования можно подсчитать по формуле D5), или по методике,
изложенной Е. И. Ходоровым. Данный расчет не приводим. Допустим, что
iK = 758 кДж/кг, тогда по формуле D6) находим потери тепла с уходящими про-
дуктами разложения.
QK = iP = 1758-50000 = 87927000 кДж/ч.
При содержании в шихтовых материалах СаО = 42,9 % (в составе СаСО3) и
MgO = 1,4 % (в составе MgCO3) по формуле D9):
42 9 14^
0,4—^- + 0,55--^— iro = 1,62-50000¦ 0,179-85,4 = 1238000 ккал/ч
100 11H у
E183506 кДж/ч).
Тепло, уносимое гидратной влагой, определяется по формуле E0). Для этого
количество выделенного СО2 находим по формуле D7):
СО2 = 0,786-42,9 +1,09-1,4 = 35,22 %
тогда
"}йП —^S22 111
егщго = 1,62 • 50000 ¦ ' ' '— = 203000 ккал/ч (849960 кДж/ч).
вдр 100 0,804 V
Потери тепла с уносом. Принимаем общий унос сухого материала 10 %, из
него 80 % возвращается в печь при температуре 50 °С. Степень полноты де-
карбонизации уноса принимаем 50 %. См. формулы E1) и E2).
Возвращается обратно в печь. По формуле E Г) определим унос пыли из
печи:
GVH = 1,62 ¦ 50000 •—[ 1 - — • 0,51 = 6540 кг/ч,
ун 100^ 100 )
518

Учитывая, что из нее 80 % возвращается обратно в печь, возврат составит:
G ' = 0,8-6540 = 5230 кг/ч.
ун 7
Расход тепла на декарбонизацию и дегидратацию уноса, выбрасываемого в
атмосферу, по формуле E2):
Qw = 6540-0,253B00 - 15) - 5230-0,253-50 = 240000 ккал/ч A005000 кДж/ч).
Продукты дегазации уноса, уходящие с дымовыми газами, по формуле E3):
0унд = 0,2-6540-E,68-3,6 + 7,08-42,9 + 4,06-1,4) = 431000 ккал/ч A804600 кДж/ч).
Общие потери тепла с уносом:
бундис = 0,1-0,5бдис = 0,05-1238000 = 62000 ккал/ч B60000 кДж/ч).
Qwrmi = 0,1-0,5-203000 = 10150 ккал/ч D2498 кДж/ч).
Потери тепла с уходящими продуктами горения. Объем продуктов
Q об = 240000 + 431000 + 62000 + 10150 = 743150 ккал/ч,
ZZ-уц »
горения V = BV нм3/ч; V = 12,5 нм3/нм3 (см. расчет горения природного
газа). Теплосодержание уходящих дымовых газов определяется по i-t диаг-
рамме при t =200°C
i =65,8 ккал/нм .
дым '
Тогда по формуле E4)
QmM = 12,5-65,85 = 8225 ккал/ч C4425 кДж/ч).
Потери тепла через кладку в окружающую среду. Потери тепла в окружа-
ющую среду корпусом вращающихся печей зависят от толщины футеровки,
вида огнеупоров, применяемых для футеровки, величины слоя тепловой изо-
ляции и температур в печи.
Для подсчета общих тепловых потерь печь по длине разбивают на отдель-
ные участки.
Рассмотрим потери тепла в окружающую среду для зоны высоких темпера-
тур. Средняя температура на рассматриваемом участке внутренней поверхно-
сти футеровки tx = 1330 °С. Футеровка хромомагнезитовая — 200 мм и слой
изоляции из шамота — 40 мм. Температура окружающего воздуха ?в = 20 °С.
Для печи D = 4,5 м отношение Dm /Dm = 4,5/4,02 = 1,12 < 2; поэтому расчет
ведем, как для плоской стенки, по формуле E8)

У
Находим тепловые сопротивления слоев, предварительно задавшись сред-
ними температурами материалов для нахождения коэффициентов теплопро-
водности (>ср1 = 0,8-1330 = 1060 °С; /ср2 = 530 °С).
Коэффициент теплопроводности стали принимаем: Я,3 = 40 ккал/(м-ч-°С). Ко-
эффициент теплоотдачи принимаем ав = 30 ккал/(м2-ч-°С).
= 0,2/2,53 = 0,079; S2/X2 = 0,04/0,9 = 0,445;
^3 = 0,04/40 = 0,001; I/a, = 1/30 = 0,0333.
Тоща проверим средние температуры на границе слоев кладки:
* = 6,34 ккал/(м2-ч-°С);
0,079 + 0,045 + 0,001 + 0,0333
Qm = 6,34-A330 - 20) = 8300 ккал/(м2-ч);
t2 = 1330 - 8300-0,079 = 674 °С; t^ = A300 + 674)/2 = 1002 °С;
t3 = 674 - 8300-0,045 = 304 °С; ?ср2 = G64 + 304)/2 = 489 °С.
Температура корпуса печи
t4 = 304 - 8300-0,001 = 296 °С.
Тепловые потери корпусом печи в окружающую среду определяют по гра-
фику (рис. 1).
Потери тепла излучением 6100 ккал/(м2-ч).
Потери тепла конвекцией 1700 ккал/(м2-ч).
Всего 7800 ккал/(м2-ч).
Отсюда находим коэффициент теплоотдачи (для закрытых помещений):
Q = ав(г4 - /в) или 7800 = авB96 - 20),
тогда a = 28,2 ккал/(м2-ч-°С) A18 кДж/(м2-ч-°С)*.
* При увеличении скорости движения воздуха до 4 м/с коэффициент теплоотдачи от корпуса
печи в окружающую среду возрастает до 30-35 ккал/(м2ч-°С), при скорости 8 м/с ав = 35+3.9
ккал/(м2-ч-°С).
520

Теплоотдающая поверхность печи при расчете с помощью графика (рис. 3)
аружная F = я-4,5 = 14,1 M2/noi
ностью через стенку — средняя
наружная F = л-4,5 = 14,1 м2/пог.м3, а при расчете потерь тепла теплопровод-
ср
,D,+D2 „лл 4,5 + 4,02 2
=л/— - = 3,14-— — = 13,4 м/пог.м.
Потери тепла в окружающую среду на 1 м длины печи для рассматриваемой
зоны:
бокр = 8300-13,4 =111000 ккал/(м-ч);
бокр =7800-14,1 = 110000 ккал/(м-ч) D60570 кДж/(м-ч)).
Общие потери тепла в окружающую среду корпусом печи можно рассчитать
с помощью графика (рис. 1) при найденных средних температурах корпуса
печи на каждом участке (зоны).
При средней температуре tc =210 °С, считая на всю печь, потери тепла
составляют излучением 3100 ккал/(м2-ч) и конвекцией 1000 ккал/(м2-ч), в сум-
ме 4100 ккал/(м -ч). Тогда
g = 4100-14,1-170 = 9820000 ккал/(м-ч).
Уравнение теплового баланса:
бприх = брасх;
84755 + 14705 = 15417000 + 33600000 + 21000000 +
+ 1238000 + 203000 + 743150 + 8225 + 9820000
Отсюда:
В = 82021150/9123 = 9000 нм3/ч.
Удельный расход тепла, внесенного топливом, см. формулу F4'),
q = BQJP = (9000-35485)/50000 = 6387 кДж/нм3.
Удельный расход условного топлива, при теплоте сгорания условного топ-
лива 29310 кДж/кг:
Ъ = F387-100) = 29310 = 21,79 %.
По приближенной формуле Мазурова:
521

2 + 1,646-0,0484
4^ )
q = l03\ ' '7 oj' | = 1535 ккал/кг F427 кДж/кг),
где Cr = 1,62 + 0,062 = 1,646 кг/кг кл. — расход сухого сырья с учетом безвоз-
вратного уноса;
0,0262 = F540 - 5230)/50000;
= C8 - 35)/A00 - 38) = 0,0484.
В данном случае по расчету теплового баланса (табл. 2) был определен рас-
ход топлива. Однако с помощью теплового баланса печи можно определить и
другие величины, например, температуру на границах зон печи, количество
воздуха для подачи в зону охлаждения (или холодильник) и др.
Чтобы рассчитать кривую температур обжига, печь разбивают на участки и
для каждого в отдельности участка составляют тепловой баланс, в котором
неизвестной величиной служит температура газов, поступающих из одной зоны
(участка) в другую. Эту температуру находят с помощью /—/ диаграммы по
теплосодержанию газов, покидающих данную зону (участок печи), или мето-
дом подбора по таблицам теплосодержаний с учетом диссоциации СО2 и Н2О,
продуктов горения при высоких температурах (выше 1500 °С).
При расчете температурной кривой печь (в °С) разбивают на следующие зоны
(длинные печи с цепями).
Для печей сухого способа обжига различают зоны охлаждения и спекания,
экзотермических реакций, декарбонизации и подогрева соответственно тем-
пературе поступающего в печь материала:
Зона Температура материала, °С
Охлаждения и спекания 1350-1450-1350
Экзотермических реакций 1350-950
Декарбонизации 950-750
Подогрева 750-500
Дегидратизации 500-250
Досушки 250-100
Испарения 100-15
522

Таблица 2
Тепловой баланс печи
Наименование статьи
ккал/ч (кДж/ч)
Приход тепла
Тепло горения топлива: QTOp = QJS
Физическое тепло воздуха: Qtm = La' ;„' В
Всего:
76275000
C19363420)
13230000
E5394000)
89505000
C74757430)
Расход тепла
Нагрев материала: QM - PcJK - -Ршсш/Ш
Испарение влаги:
о fioo+ 'H2° isV
( 0,804 J
Тепло клинкерообразования: QM = i'KP
Потери с уходящими продуктами разложения:
Q Г (oiCO,0 55Mg°)
™др ш[ 100 J 0,804
Потери тепла с уносом: QyK = GyHc(ty* - /„) - G'yHct'E
?>уий = 0,2GyHE,68Al2O3 + 7,08СаО + 4,06MgO)
е--= 0.1^0.
2гидрун = о,1-о,52ГИДр
Потери тепла с уходящими продуктами горения:
бдым = VJmv,B
Потери тепла в окружающую среду:
?окр = *(/,- t,)F
Невязка
Всего:
15417000
F4550980)
33600000
A40683320)
21000000
(87927000)
1238000
E183506)
203000 (849960)
240000
A004880)
431000
A804600)
62000
B59594)
10150
D2498)
7398000
C0975426)
9820000
D1116340)
+85850
(+359454)
89505000
C74757430)
ккал/кг
(кДж/кг)
1526
F390)
265
A110)
1791
G500)
308,1
A290)
672,5
B816)
421,0
A763)
24,8
A03,8)
4,1
A7,2)
4,8
B0,1)
8,6
C6)
1,2
E,0)
0,2
@,84)
148,0
F20)
196,0
(820,6)
+ 1,7
(+7,2)
1791
G499)
%
85,2
14,8
100,0
17,2
37,5
23,5
1,4
0,2
0,3
0,5
0,1
—
8,3
10,9
+0,1
100,0
523

Приложение 3.
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ
И РАЗМЕРЫ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
Производительность печей зависит от типа, конструктивных особенностей
и размеров рабочего пространства, в котором происходит тепловая обработка
материалов.
В большой степени производительность зависит от продолжительности теп-
ловой обработки материалов, вида и состава шихтовых материалов и темпера-
тур, при которых происходит тепловая обработка, т.е. в целом от теплового
режима печи.
Вид материала и температура тепловой обработки определяют продолжи-
тельность, размеры рабочего пространства, емкость (вместимость) печи. В
основном эти два параметра определяют производительность печи:
Р = Glx, т/ч, F5)
где G — емкость печи или вес одновременной загрузки, т; т — продолжитель-
ность тепловой обработки (обжига), ч.
Емкость печи связана с геометрическими размерами рабочего пространства,
из которых определяющими размерами служат объем рабочего пространства
и площадь пода печи. Для вращающихся печей эти параметры взаимосвязаны
между собой строгим геометрическим соотношением. Внутренняя поверхность
футеровки выполняет активную роль в процессах теплопередачи при нагреве
материала излучением и теплопроводностью (соприкосновением), поэтому чем
больше объем печи, тем больше ее внутренняя поверхность, больше вмести-
мость и, следовательно, производительность. При этом открытая поверхность
нагрева материала пропорциональна диаметру печи.
Таким образом, объем рабочего пространства и внутренняя поверхность
футеровки вращающейся печи — примерно равнозначные параметры, харак-
теризующие ее производительность.
Эффективность использования этих определяющих параметров рабочего
пространства печи выражается удельной производительностью, которая пред-
ставляет собой относительную величину производительности по отношению
к 1 м объема рабочего пространства печи, или к 1 м2 внутренней футеровки.
Удельная производительность, характеризующая использование объема печи
или съем продукции с 1 м3 объема печи,
Ру=С/(хУ),г/(м-ч), F6)
или
524

Pv = 24G/(xV), т/(м3-сут), F7)
где V— внутренний объем рабочего пространства печи в м3.
Удельная производительность, характеризующая использование пода печи
или съем продукции с 1 м3 пода печи,
Рр = G/(zF), т/(м2-ч), F8)
или
2
PF = 24G/(tF), t/(m -сут), F9)
где F — внутренняя поверхность футеровки печи в м .
Так как V/F - DIA, то связь между Ру и PF может быть выражена равенством:
/(мЧ), G0)
При условии, когда О = 4м, получим одинаковые значения Рр = Рг
Из приведенных формул видим, что удельная производительность зависит
от продолжительности тепловой обработки материалов и от степени заполне-
ния рабочего пространства печи материалом, равной
т м'м '
где Vm — объем, занимаемый материалом, м ; ум — вес 1 м материала (плот-
ность), т/м3.
Следовательно, при обжиге одного и того же материала степень заполнения
печи зависит от геометрических размеров, и для подобных между собой печ-
ных систем должно быть справедливо равенство:
Pvx = const или Ррх = const.
Таким образом, удельная производительность так же, как и продолжитель-
ность тепловой обработки материалов, является важным показателем тепло-
вой работы печи, и может служить основной величиной, определяющей гео-
метрические размеры рабочего пространства печи.
Однако практические данные удельной производительности печей одинако-
вых конструкций колеблются в достаточно широких пределах. Это можно
объяснить тем, что используются разный вид сырьевых материалов, различ-
ные тепловые режимы печей, их состояние и обслуживание.
Показатели удельной производительности вращающихся печей обычно ис-
пользуются для сравнительной оценки качества тепловой работы печей оди-
наковых конструкций.
525

Производительность печи с точки зрения перемещения материала зависит
от угла наклона, числа оборотов и диаметра печи.
Связь между производительностью вращающейся печи и ее параметрами
можно представить следующей формулой, выражающей собой транспортиру-
ющую способность печи:
Р=15я?)с2фусрум,т/ч, G1)
где Dc — диаметр печи в свету (средний диаметр), м; ф — коэффициент запол-
нения печи, ф = 0,08-г0,1; ум — насыпной вес материала, т/м3; v. — средняя
скорость движения материала в печи в м/мин, которую можно определить по
данным скорости вращения печи, угла наклона печи, угла естественного отко-
са материала, движущегося в печи, и диаметра печи в свету.
Средняя скорость движения материала в печи не может быть выбрана произ-
вольно, она связана с режимом обжига.
Среднюю скорость движения материала в печи можно выразить как отноше-
ние длины печи L к продолжительности обжига т (времени пребывания мате-
риала в печи в часах):
ср
тогда
vc = Z/60x, м/мин, G2)
60
или
G3)
^^,т/ч, G4)
т
где F — внутренняя поверхность футеровки печи, м2.
Продолжительность обжига х зависит от теплового напряжения поверхнос-
ти зоны горения, коэффициента заполнения печи материалом и от вида обжи-
гаемого материала.
Коэффициент заполнения печи материалом можно определить по формуле:
yMvcp0,785?c2
Тепловое напряжение зоны горения
526

nDc(l-q>)Lr
, кДж/(м2-ч), G6)
где Pq = Q — тепловая мощность печи, кДж/ч; q — удельный расход тепла,
кДж/кг кл.; Lr — длина зоны горения, м.
Время пребывания материала в печи связано со скоростью вращения, углом
наклона и размерами печи. Так, по данным опыта с сыпучими материалами
при движении их по трубам без подпорных колец:
т = 0,308^-^—, Мин, G7)
ni Ц.
где Р — угол естественного откоса материала, который находится в пределах
35^5°.
Исходя из уравнения теплообмена Q = <x(f. - tJFx, кДж, продолжительность
обжига
G8)
где Q — количество тепла, переданного материалу, кДж; а — коэффициент
теплоотдачи, кДж/(м-ч-град); tr - tu — разность температур газов и материала.
Таким образом, скорость движения материала определяется условиями теп-
лообмена. Угол наклона и скорость вращения печи не могут быть выбраны
произвольно. Они связаны между собой и зависят от продолжительности об-
жига.
Степень заполнения печи материалом ср также находится в зависимости от
оптимальной продолжительности обжига. Увеличение ср приводит к сниже-
нию температуры материала в зоне спекания и возрастанию продолжительно-
сти обжига х.
Из формулы G8) видим, что продолжительность обжига при условии посто-
янного количества переданного материалу тепла уменьшается с увеличением
поверхности теплообмена.
Для увеличения поверхности теплообмена между газами и материалом внутри
печи устанавливают различные теплообменники, например, цепи в холодном
конце печи и ячейковые теплообменники в средине печи. При мокром способе
производства (при подаче в печь шлама с влажностью от 32 до 40 %) длинные
вращающиеся печи с цепями и ячейковыми теплообменниками являются в
настоящее время основным агрегатом для производства цементного клинкера.
При сухом способе производства (при подаче в печь сырьевой муки или грану-
527

лированного сырья) используются короткие вращающиеся печи с различны-
ми дополнительными устройствами за печью для использования тепла отхо-
дящих газов, например, кальцинаторов и циклонных теплообменников, в ко-
торых за счет тепла отходящих газов сырьевой материал до поступления в
печь подвергается частичной тепловой обработке (испарение влаги, подогрев
и кальцинирование).
Наряду с печами постоянного диаметра по всей длине в промышленности
работают печи с расширенной зоной обжига. Это дает увеличение поверхнос-
ти теплоотдачи, объема зоны горения и тепловой мощности печи, а, следова-
тельно, и производительности.
Вращающиеся печи с предварительным подогревом сырьевого материала до
поступления в печь, например, в конвейерном кальцинаторе или циклонном
теплообменнике, имеют более высокую удельную производительность благо-
даря уменьшению продолжительности тепловой обработки материала в печи.
Производительность вращающихся печей зависит от длины зоны обжига,
которая примерно пропорциональна длине зоны горения топлива.
Скорость перемещения материала в печи должна находиться в соответствии
с продолжительностью пребывания его в зоне обжига, в которой происходит
нагрев до температур обжига.
Для того чтобы поддерживать в печи необходимую температуру газов, необ-
ходимо сжигать в зоне горения определенное количество тепла. При суще-
ствующих способах сжигания тепловое напряжение зоны горения составляет
примерно qv = 300000 ккал/(м -ч). Если считать, что длина зоны горения про-
порциональна диаметру печи ?>с, то объем зоны горения будет пропорциона-
лен кубу диаметра печи. Так, по данным исследований А. Н. Иванова, тепло-
вая мощность печи составляет в среднем
Q = 1,Ю3 млн. ккал/ч, G9)
следовательно,
G91)
При этих условиях длина зоны горения примерно равна:
для печей с мокрым способом обжига
Lr = D^5)Д м, (80)
для печей с сухим способом обжига
Lr = C-М)Д м. (81)
528

Если известен удельный расход тепла на обжиг q, кДж/кг (из теплового ба-
ланса), внутренний диаметр печи в зоне горения D , м, длина зоны горения L ,
м, и тепловое напряжение зоны горения qv, кДж/(м -ч), то производительность
печи:
(82)
4<7
При заданной производительности Р, кг/ч, внутренний диаметр печи в зоне
горения:
D= ,м, (83)
По Д. Я. Мазурову для вращающихся печей с мокрым способом обжига це-
ментного клинкера производительность печи
Р = 0,600 ,т/ч, (84)
2±GCAW V '
где Gc — расход сухого сырья с учетом безвозвратного уноса, кг/кг кл.; AW—
поправка на влажность шлама:
AW=(w-35)/(\00-w);
w — влажность сырьевой смеси, %.
Диаметр печи по кожуху:
D=1,4P°'28,m, (85)
Длина печи:
L = ЪЮ0'1. (86)
По Ансельму, внутренний диаметр печи мокрого и сухого способов обжига
цементного клинкера:
D = 0,396-B4РH'34, м. (87)
Длина печи мокрого способа обжига:
L = 7,63-B4РH'45, м. (88)
Объем зоны горения и диаметр печи можно также определить по данным
удельной производительности Рг равной, по Ансельму
18. Лисиенко В.Г. и др. 529

Pv = A,4±A,1 т/(м3-сут.) (мокрый способ);
Pv = 6,25-н6,5 т/(м3-сут.) (сухой способ).
Приведем эмпирические формулы Гипроцемента для определения произво-
дительности вращающихся печей.
Для вращающихся печей при обжиге цементного клинкера из обычного сы-
рья (известняк, мел и глина, глинистый сланец) с внутренними тешюобмен-
ными устройствами при мокром способе производства:
Р= (w35)-l6--Kr/4' {89)
1|
100
где Ъ — коэффициент, учитывающий влияние теплообменных устройств и
представляющий собой отношение полной поверхности теплообмена к внут-
ренней поверхности футеровки; t^ — температура отходящих газов, °С; w —
влажность сырьевой смеси, %.
Для вращающихся печей без внутренних теплообменных устройств при мок-
ром способе производства:
(, 2,)jLtv?
Р= (w35)l6-'Kr/4- (90)
1|
100
Для вращающихся печей без внутренних теплообменных устройств при су-
хом способе производства:
Р = B,0^2,2),Осв'-51/ух0'5,кг/ч. (91)
Для вращающихся печей цементной промышленности разработаны более
точные методы теплового расчета, учитывающие особенности тепловых про-
цессов. Такой расчет выполняется после расчета теплового баланса печи для
уточнения принятых размеров длины печи.
Рассмотрим метод теплового расчета длин отдельных зон, разработанный
Е. И. Ходоровым.
Длина зоны навески цепей:
(92)
530

где Р — производительность печи, кг/ч; Q — количество тепла, передаваемое
от газового потока к материалу в цепной зоне, ккал/кг; а — коэффициент
теплоотдачи в зоне навески цепей, равный
ац = 14,2W°'7 ккал/(м2-чтрад); (93)
W — условная скорость движения газов, отнесенная к свободному сечению
печи в свету, м/с; F — суммарная поверхность цепей и футеровки на участке
печи длиной 1 м;
Fu = nD{\ + &ц), м2/м, (94)
к — отношение поверхности цепей к поверхности футеровки, равное 3,0^,0;
А/ — среднелогарифмическая разность температур газов и материала в зоне
навески цепей;
Aj _ УД *М.К/ УГ.К М.Н/ О/-> (QS\
Г.К М.Н
где / , / — температуры газов при входе в зону и выходе из зоны, °С; / , t
— температуры материала при входе в зону и при выходе из зоны, °С.
Длина зон спекания и охлаждения вращающейся печи определяется по про-
должительности процесса обжига (формирования трехкальциевого силиката
и его стабилизации) и охлаждения в печи по формуле
L = v т, м, (96)
см'' v '
где vm — скорость продвижения материала в печи в м/ч, которая зависит от
внутреннего диаметра печи Dc, м, наклона корпуса печи г, %, скорости враще-
ния п, об./мин, угла естественного откоса материала Р:
vM=l,88D—^—,м/ч, (97)
xsinp
где sin Р = 0,766^-0,866 — для зоны спекания и sin р = 0,707-^0,766 —для зоны
охлаждения; т — продолжительность в ч; для зоны спекания т = 0,3+0,5 ч, для
зоны охлаждения т = 0,2+0,25 ч.
Длину других зон вращающейся печи можно определить по формуле тепло-
обмена:
18*
,M, (98)
aFAt
531

где Qx — количество тепла, которое должно быть передано материалу в дан-
ной зоне, ккал/кг; а — приведенный коэффициент теплоотдачи от газового
притока к материалу в данной зоне, ккал/(м2-ч-°С); F — общая поверхность
футеровки и теплообменного устройства на 1 м длины зоны, м /м; At — сред-
нелогарифмическая разность температур газов и материала в зоне, °С.
Данный метод теплового расчета вращающихся печей является довольно
сложным ввиду сложности процессов теплообмена в рабочем пространстве
печи.
При определении количества тепла, передаваемого материалу в каждой зоне,
Q в формуле (98) может быть определено только приближенно. Приведенный
коэффициент теплоотдачи также находится приближенно. Он зависит от мно-
гих факторов, которые трудно учесть расчетом. Однако этот метод теплового
расчета вращающихся печей более точно учитывает все особенности тепло-
вых процессов при обжиге материалов.
Пример. Определить размеры вращающейся печи для обжига цементно-
го клинкера производительностью Р = 35 т/ч, наклон печи и скорость враще-
ния.
Диаметр печи по формуле (85):
?>=1,4-35°'28 = 3,8м;
по формуле (87)
Dc = 0,396-B4-35H'34 = 3,7 м.
Если принять удельный расход тепла q = 1600 ккал/кг, то тепловая мощность
печи будет:
Q = Pq = 35000-1600 = 560000000 ккал/ч.
Внутренний диаметр печи по формуле G9') по кожуху при толщине футе-
ровки 200 мм:
0 = 3,7 + 2-0,2 = 4,1 м.
Длина вращающейся печи по формуле (88)
L = 7,63-B4-35)°'45 =
Удельная производительность печи:
532

tiDcL 3,7-156
Для печей размером 4,0x150 м вполне может быть достигнута удельная про-
изводительность, превышающая 20 кг/(м -ч).
Скорость движения материала в печи и скорость вращения по формуле (97):
м :
v = 1,88DC-^- = 1,88- 3,7 —^~ = 9,\in м/ч.
sinp 0,766
Скорость движения материала по формуле G1), принимая ср = 0,09; у = 1,5 т/
2(
Р= 15л?>с2(руум = 15tt3,72-0,09v1,5 т/ч;
Р = 87,0v; v = 35/87,0 = 0,4 м/мин
или
v = 60-0,4 = 24,0 м/ч.
Тогда
/« = 24,0/9,1=2,74.
Принимая i = 3,5 %, находим
п = 2,74/3,5 = 0,76 об./мин.
Скорость движения материала в печи можно определить по формуле (96):
v = L/x, м/ч.
Длина зоны горения по формуле (80)
Lr = 4,5-3,7 = 16,6 м.
Для зоны спекания хс = 0,4 ч, для зоны охлаждения х = 0,25 ч, следователь-
но, тс = 0,65 ч, тогда:
v= 16,6/0,65 = 25,6 м/ч;
отсюда длина зоны спекания и охлаждения, м:
Lc = 25,6-0,4 = 10,2; Loxji = 25,6-0,25 = 6,4.
Скорость вращения печи при / = 3,5%, об./мин:
533

in = 25,6/9,1 = 2,82; n = 2,82/3,5 = 0,8.
Тогда коэффициент заполнения печи по формуле G1) при скорости, м/мин:
v = 25,6/60 = 0,427; 35 = 15я-3,72ф-0,427-1,5;
9 = 35/412 = 0,085.
534

Приложение 4.
СРЕДНЯЯ ОБЪЕМНАЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ ГАЗОВ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ В ПРЕДЕЛАХ 0-2000 °С, кДж/(нмзоС)
Температура, °С
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
1500
1600
1700
1800
1900
2000
Ссо2
1,5998
1,5998
1,7873
1,8627
1,9297
1,9887
2,0411
2,0884
2,1311
2,1692
2,2035
2,2349
2,2998
2,3136
2,3354
2,3408
2,3555
2,3743
2,3915
2,4074
2,4221
Сн2о
,4943
,5051
,5223
,5424
,5654
,5897
,6148
,6412
,6680
,6956
,7229
,7501
,7769
,8028
,8279
,8526
,8761
,8995
1,9213
1,9422
1,6928
Со2
1,3059
1,3176
1,3352
1,3561
1,3774
1,3980
1,4168
1,4344
1,4499
1,4645
1,4775
1,4892
1,5005
1,5106
1,5202
1,5298
1,5378
1,5462
1,5541
1,5617
1,5692
CN2
1,2945
1,2958
1,2996
1,3067
1,3163
1,3276
1,3402
1,3536
1,3670
1,3795
1,3917
1,4034
1,4143
1,4252
1,4348
1,4432
1,4528
1,4612
1,4687
1,4758
1,4825
Воздух
,2971
,3004
,3071
,3172
,3288
,3427
,3565
,3707
,3841
,3975
,4097
,4214
,4327
,4432
,4528
,4620
,4708
,4788
,4867
,4938
,5010
Ссо
,2992
,3017
,3071
,3167
,3289
,3427
,3574
,3720
,3862
,3996
,4126
,4248
,4361
,4465
,4566
,4658
,4746
,4825
,4901
,4972
,5056
CstJ
1,7333
1,8129
1,8882
1,9594
2,0180
2,0725
2,1143
2,1520
2,1855
2,2118
2,2399
2,2609
2,2776
—
—
—
—
—
—
—
—
С„2
,2765
,2908
,2971
,2992
,3021
,3050
,3079
,3121
,3167
,3226
,3289
,3360
,3431
СсН4
1,5499
1,6420
1,7589
1,8861
2,0155
2,1403
2,2609
2,3768
2,4941
2,6025
2,6992
2,7654
2,8629
—
—
—
—
—
—
—
—
Сс2Нб
2,2098
2,4949
2,7746
30442
3,3084
3,5525
3,7777
3,9862
4,1809
4,3618
4,5293
4,6838
4,8253
—
—
—
—
—
—
—

со о о
g -S I
О О о
тз я tr
ё 12
т? ft
» 3
род
Z О Я Я
о
о
п о о о о о
Я Я Я Я Я к
Химическая формула
й й К
4* •— V
ю
to
"(О
Os
й ^ К
ю *_
"-" OS
Молекулярный объем,
нм3/кмоль
to
00 u>
о ^
to
-fc. OS
"о "—
JO
о
о
Молекулярный вес
^- _^ ^- u>
Os U>
p >- —
о % "—
00 UJ OS
-^ 4^ U\
to
JO •- j— jO
W 4\ Ui 00 Ь Ь
to O0 — OS OS OS
i— OS 00 ~J OO 00
о
"oo
to to
ЧО 1Л
O>, ЧО
"чо "-J
296,9
- - и - M Ui
О W Ui 00 ^1 —
а ф ^ yi w <i
00 W Ы M V V
OS ЧО
oo to Jr
"u> *- -
ЧО
"чо
о
Os
"w
OO OO tyi Os >-
— — ЧО
JO —'
"to 1/.
о чо *:
UJ о
О OS
о >--
ЧО OJ
-J 00
to
Os
о
— to to to
~J О О *¦
^J *»¦ 4*J О
to
-p.
"to
о
J^ IO
ЧЛ ^_
4^ ^-
"oo "to
to t>J 1>J (yi
«> с
9,9
о
^1
to »_,
L/1 Г^
"o "^j
О "uj ?
OS ЧО i
2124
to to to
« i-j о
^ ^- ЧО
OO О ^1
при 0 "С, кг/нм3
? g
при 20 °C, кг/(ст. м3) 5 а
Коэффициент сжимаемости
при 20 °С
Газовая постоянная,
Н-м/(кг-°С)
Коэффициент динамической
вязкости при О °С хЮ6
Н-с/м2
Истинная удельная
теплоемкость газа Ср при
постоянном давлении и О
°С, кДж/(нм3-°С)
Показатель адиабаты с при
0°С
Скорости распространения
звука при О °С, м/с
Коэффициент
теплопроводности при О °С
и 101,3 кН/м2 хЮ3 Вт/(м°С)
температура 0 °С
давление, МПа
II
Жаропроизводительность
при 0 °С
ГП
I
О"
m
s с
-с §
m о
II
Si
ГО 5я
О
О
ЗОВ

Приложение 6.
РАСЧЕТ ГАЗОВОЙ ГОРЕЛКИ СРЕДНЕГО ДАВЛЕНИЯ
Исходные данные
• Расход природного газа — 10800 м3/ч (при 0 °С и 760 мм рт.ст.);
• температура газа — +5 °С;
• давление газа в магистрали— 2 ат.;
• атмосферное давление — 746 мм рт.ст.;
• удельный вес газа — 0,745 кг/м (при н.у.);
• коэффициент трения — ?,тр = 0,02;
• разрежение в головке печи — 5 мм вод.ст.
• показатель адиабаты — % = 1,3;
• газовая постоянная —R = 49,5 кг-м/(кг-°С);
• истинная удельная теплоемкость газа при постоянном давлении С =
= 0,37 ккал/(м3-°С);
• абсолютное давление в головке печи — 746/760-10332 - 5 = 10136 кгс/м2;
• абсолютное давление в цехе — 746/760-10332 = 10141 кгс/м2.
Расчет
При дозвуковой скорости истечения газа из устья горелок абсолютное дав-
ление газа в обрезе устья горелки равно давлению в камере сгорания, т.е.
1,0136 кг/см2.
Потери напора от трения определяют из формулы:
Р2 -Р2 V2 Т
^2^ 001322 ^
V
^ = 0,01322 ^гУ„
w d5
0,03 ^гУ„
L w d5 273,2'
где Рнач и Ркон — абсолютное давление газа в начале и конце участка газопрово-
да, ат. (кгс/см2); L — длина участка, м; Е,т — коэффициент трения, который
можно принимать равным для гладких труб 0,02, для труб с небольшой корро-
зией — 0,035.
Местные сопротивления определяют из формулы:
где ^м — коэффициент местного сопротивления (принимается по справочным
данным); w и у — скорость в м/с и удельный вес в кг/м3 газа в реальных усло-
виях (без пересчета на нормальные условия).
537

Участок /-//
Потеря напора от трения:
105
2
0,2 105 273,2
Ртч= 1,0364 кгс/см2.
АР = 1,0364 - 1,0136 = 0,0228 кг/см2.
Местное сопротивление в сечении //:
р. = 0,19• 352'7 ¦ 0,734 = 884 кг/м2 = 0,0884 кгс/см2,
2-9,81
где
0,745-273,2-1,0364 3
у = = 0,734 кг/м ;
B73,2+ 5)-1,0332
w = 352,7 м/с.
Абсолютное значение статического давления газа перед сечением будет рав-
но:
1,0364 + 0,0884 = 1,1248 кгс/см2.
Участок II-III
Потеря напора от трения:
^ , IQgOtf
6,85 135 273,2
Р = 1,303 кгс/см2.
нач
АР= 1,303- 1,1248 = 0,1782 кгс/см2.
Местное сопротивление в сечении ///:
АР = 0,19 ¦182'6 ¦ 0,923 = 298 кг/м2 = 0,0298 кгс/см2,
19,62
S38

где
0,745-273,2-1,303 3
у = = 0,923 кг/м ;
B73,2+ 5)-1,0332
10800-278,2-1,0332
w = = 182,6 м/с.
3600-0Д32 -1,303-273,2-0,785
Абсолютное значение статического давления газа перед сечением ///:
1,303 + 0,0298 = 1,3328 кгс/см2.
Участок III-IV
Потеря напора от трения:
L^ 108001 278Д
155
2
1,8 155 273,2
2
Р = 1,354 кгс/см2.
нач
АР= 1,354-1,3328 = 0,0212 кгс/см.
Местное сопротивление в сечении IV:
1322
где
АР =0,19- -^— ¦ 0,959 = 162 кг/м' = 0,0162 кгс/см",
19,62
0,745-273,2-1,354 3
у = = 0,959 кг/м ;
B73,2+ 5)-1,0332
10800-278,2-1,0332
X Vy V^ ЧУ V ^^ / \^f * и -Л н \_Х«_/ ^^ ^« j ^^ ^
3600 • 0,152 • 1,354 • 273,2 ¦ 0,785 ~
Абсолютное значение статического давления:
1,354 + 0,0162 = 1,3702 кгс/см2.
531

Участок IV—V
Потеря напора от трения:
3,04
255
Р = 1,373 кгс/см2.
•0,745
278,2
273,2
АР = 1,373 - 1,3702 = 0,0028 кгс/см2.
Абсолютное значение статического давления газа перед сечением V состав-
ляет 1,373 кг/см2. Итого:
1) потери напора в горелке от трения:
0,0228 + 0,1782 + 0,0212 + 0,0028 = 0,225 кгс/см2.
2) местные сопротивления:
0,0884 + 0,0298 + 0,0162 = 0,1344 кгс/см2.
Секундный расход газа при заданных условиях из устья сопла горелки:
10800-278,2-1,0332
3600-273,2-1,0136
= 3,12 м/с.
Напор, обеспечивающий истечение газа из устья горелки, определяют по
следующей формуле:
х-1
¦RT,
PJ г
3,12
0,785-0,Г
¦=19,62-
1,3-1
49,5 - 278,2 ¦
\ 1,0136 V3
v Рх )
откуда Р, = 1,9 кгс/см2.
Следовательно, полное абсолютное давление в сечении V составит:
Р = 1,9 + 0,225 + 0,1344 = 2,2594 кгс/см2 (ат.), или
2,2594 - 1,0136 = 1,2458 ат. (изб.).
540

Приложение 7.
РАСЧЕТ КОРПУСА ПЕЧИ НА ПРОЧНОСТЬ ЖЕСТКОСТЬ
Корпус работающей печи изгибается между опорами и на опорах. Одновре-
менно происходит деформация корпуса по поперечным сечениям: растягива-
ние подбандажных обечаек вдоль горизонтального и рядовых обечаек вдоль
вертикального диаметра. Деформации корпуса вызываются действием в его
сечениях продольно направленных и поперечно направленных изгибающих
моментов.
Корпус также скручивается окружным усилием, приложенным к зубу венца.
Внутренние напряжения, возникающие в сечениях корпуса под действием
внешних нагрузок, при некоторых условиях работы печи значительно возрас-
тают из-за появления в тех же сечениях дополнительных тепловых напряже-
ний.
Наибольшие изгибающие моменты как продольно направленные, так и по-
перечно направленные, испытывают подбандажные обечайки. Меньшим вне-
шним нагрузкам подвержены обечайки, расположенные посредине между опо-
рами, и еще меньшим — остальные межопорные обечайки.
Должно быть особо отмечено, что для одной и той же обечайки, как подбан-
дажной, так и рядовой, внешняя нагрузка не остается постоянной. Возраста-
ние или снижение нагрузки на обечайку происходит в результате перераспре-
деления давления на опоры из-за неравномерного износа вкладышей подшип-
ников, смещения роликов по фундаментной плите при их перекашивании и
многих других причин, а также в результате изменения тепловых воздействий
на отдельные участки корпуса, сопровождающихся деформацией этих участ-
ков.
Из-за перечисленных явлений, имеющих место при работе печи, расчет на
прочность ее корпуса возможен лишь в приближенном исчислении и для оп-
ределенных условий его работы. Например, расчетные деформации и напря-
жения для вновь установленного корпуса не будут соответствовать действи-
тельным для того же корпуса через несколько месяцев его эксплуатации, когда
из-за неравномерного износа опорных роликов, вкладышей подшипников и
бандажей, нарушения правильности расположения роликов по высоте, тепло-
вых деформаций и других причин произойдет перераспределение давления на
опоры, и вследствие этого значительно изменятся по величине действующие в
сечениях корпуса опорные и межопорные изгибающие моменты.
Практикой эксплуатации вращающихся печей установлено, что отдельные
установки корпуса — чаще всего подбандажные обечайки — при недостаточ-
ной жесткости или перегрузке сильно деформируются и оказывают отрица-
тельное воздействие на стойкость футеровки. Поэтому при расчете корпуса в
541

одинаковой степени внимание должно уделяться как его прочности, так и же-
сткости.
Из изложенного об условиях работы корпуса и происходящих в практичес-
ких условиях изменениях внешней нагрузки предлагается расчет корпуса на
прочность и жесткость производить исходя из следующих предпосылок.
Основными напряжениями в сечениях корпуса являются нормальные напря-
жения, вызываемые действующими изгибающими моментами.
В каждом сечении корпуса действуют продольно направленные и поперечно
направленные изгибающие моменты.
Действием на корпус крутящего момента можно пренебречь потому, что воз-
никающие при этом в сечениях корпуса касательные напряжения очень малы
по сравнению с напряжениями нормальными, возникающими в результате
изгиба. К тому же, имея наибольшую величину в сечениях того пролета кор-
пуса, где на него насажен зубчатый венец, они постепенно снижаются до нуля
в сечениях конечных пролетов.
Так как толщина стенки корпуса меньше /20 радиуса кривизны его сечения,
при расчете корпуса на прочность применима гипотеза двухосного напряжен-
ного состояния. Поэтому приведенные нормальные напряжения следует опре-
делять, исходя из энергетической теории прочности, результаты которой для
стальных листовых конструкций наиболее тесно согласуются с практически-
ми данными. При двухосном напряженном состоянии приведенные нормаль-
ные напряжения находят по уравнению:
2-CTiCT2+CT2' (99)
где а1 — нормальные кольцевые напряжения, вызываемые продольно направ-
ленными моментами; о2 — нормальные меридиональные напряжения, возни-
кающие под действием поперечно направленных изгибающих моментов.
Из-за вращения корпуса нормальные напряжения в его сечениях меняются
по симметричному циклу, поэтому за основную механическую характеристи-
ку металла при определении напряжений должен приниматься его предел вы-
носливости, вычисляемый по уравнению
а_, = 0,4авр. A00)
Временное сопротивление сталей, применяемых для изготовления корпусов
вращающихся печей, равно 3600-4600 кгс/см . Следовательно, предел вынос-
ливости этих сталей составляет приблизительно:
а = 0,4-C600-ь4600) = 1450-1850 кгс/см2.
542

Особо должна рассчитываться подрекуператорная обечайка, если печь обо-
рудована холодильником рекуператорного типа. При расчете подрекуператор-
ной обечайки необходимо принимать во внимание ослабление ее отверстия-
ми, через которые из печи выпадает горячий клинкер, и концентрацию напря-
жений в углах отверстий.
Коэффициент запаса прочности при расчете корпуса не должен выбираться
меньше четырех, потому что:
1) стальные листы, применяемые для изготовления корпуса, сначала валь-
цуются в холостом состоянии, затем свариваются в отдельные обечайки, кото-
рые, в свою очередь, свариваются между собой; возникающие при этих опера-
циях внутренние напряжения в корпусе в дальнейшем не снимаются;
2) действительное распределение усилий на отдельные участки корпуса из-
за неточностей, допускаемых при его сборке, а также из-за неравномерного
износа сопряженных деталей печи при ее эксплуатации не совпадает с распре-
делением усилий, определенным при расчете;
3) при работе корпус печи находится под действием не только механических
усилий, но и тепловых воздействий, часто изменяющихся по своей интенсив-
ности;
4) в практических условиях недостижима вполне точная центральная посадка
зубчатого венца на корпус печи, поэтому вращение корпуса, осуществляемое
через венец и малую ведущую шестерню, которые имеют большое передаточ-
ное число и, следовательно, небольшую степень перекрытия зацепления, не
протекает плавно, а сопровождается вибрациями;
5) при сборке корпуса его отдельные обечайки не подвергаются никаким пред-
варительным испытаниям;
6) внутренняя и внешняя поверхности корпуса подвержены коррозии;
7) корпус печи является ее главной частью, причем самой крупной, сложной
и дорогой;
8) поломки корпуса вызывают остановку всей печи и приводят к преждевре-
менному разрушению футеровки и значительной бесполезной потере тепла.
Опорные изгибающие моменты. По форме и расположению на опорах кор-
пус печи является многоопорной неразрезной балкой.
Основная внешняя нагрузка, испытываемая корпусом, слагается из его соб-
ственного веса, а также веса футеровки, обжигаемого материала, цепей и дру-
гих теплообменных устройств. Собственный вес, вес футеровки, обжигаемо-
го материала и цепей равномерно распределен по длине отдельных участков
корпуса. На корпус действуют и сосредоточенные нагрузки — это вес зубчато-
го венца, бандажей и барабанов рекуператорного холодильника, если им обо-
рудована печь.

Собственный вес и вес футеровки определяют обычно на 1 пог.м длины кор-
пуса. Если он цельносварной, то при удельном весе стали у = 7,8 кг/дм /пог.м
корпуса весит
q№ = 24ДОн5, кг, A01)
где ?>н — наружный диаметр корпуса, м; 8 — толщина стенки корпуса по дли-
не рассматриваемого участка, мм.
Накладные пояса и головки заклепок увеличивают вес клепаного корпуса
приблизительно на 25 %, поэтому вес 1 пог.м корпуса этой конструкции нахо-
дят по уравнению:
Вес футеровки, уложенной на 1 пог.м длины корпуса, равен
где D — средний диаметр кольца футеровки, м; 5 — толщина футеровочного
слоя, мм; у — объемный вес футеровочного материала, кг/дм3, равный для
хромомагнезита — 2,27, шамота — 2,1, естественного талька — 2,86, и обо-
жженного талька — 2,25.
При работе печи обжигаемый материал смещается в сторону вращения печи,
поэтому и равнодействующая нагрузок на корпус несколько смещена от вер-
тикали, проходящей через центр сечения корпуса. Из-за малой величины веса
обжигаемого материала по сравнению с весом футеровки и самого корпуса
смещение равнодействующей незначительно, поэтому при определении уси-
лий, действующих на корпус, его можно не принимать во внимание.
Под действием перечисленных внешних нагрузок в поперечных сечениях
корпуса возникают продольно направленные опорные и межопорные изгиба-
ющие моменты.
Опорные изгибающие моменты корпуса определяют при помощи уравне-
ния трех моментов или методом последовательных приближений.
Для корпуса с равномерно распределенной нагрузкой по длине пролетов
уравнение трех моментов имеет вид:
^^1 (ЮЗ)
где Мп — изгибающий момент опоры п, т-м; /я — длина пролета, расположен-
ного перед опорой п, если вести отсчет слева направо, м; J — момент инерции
сечения пролета п, м4; qn — нагрузка, приходящаяся на 1 пог.м длины пролета,
т.
544

Если, кроме равномерно распределенной нагрузки, в рассматриваемом про-
лете действует сосредоточенная сила Р, приложенная на расстоянии с и d от
левой и правой опор, то в правую часть уравнения трех моментов вводится
добавочное слагаемое. Оно имеет вид:
для пролета п
A04)
для пролета и+1
( г Л
A05)
Если корпус печи по длине пролетов, входящих в уравнение трех моментов,
одинаков по диаметру и толщине стенок и, следовательно, имеет один и тот же
момент инерции, то нет необходимости вводить последний в уравнение трех
моментов и его усложнять. Загрузочный и разгрузочный концы корпуса явля-
ются консольными, поэтому изгибающие моменты в сечениях, проходящих
через первую и последнюю опоры, определяют обычным путем. Следователь-
но, если печь имеет п опор, то для определения опорных моментов ее корпуса
необходимо составить и-2 уравнений трех моментов и затем решить эти урав-
нения.
При большом количестве опор печи и неодинаковом диаметре ее корпуса
определение опорных моментов с помощью уравнений трех моментов связа-
но с большим объемом арифметических вычислений, поэтому опорные мо-
менты длинных печей рекомендуется определять методом последовательных
приближений.
Расчет плоских и пространственных рам методом последовательных при-
ближений был предложен американским проф. Харди Кроссом и в дальней-
шем разработан проф. Уральского политехнического института С. А. Рогиц-
ким.
Отнесенный к расчету многоопорных неразрезных балок и, следовательно,
к корпусу вращающейся печи метод последовательных приближений основы-
вается на следующих положениях.
До загружения балки внешними силами в ее узлы II-VIII (рис. 2), располо-
женные над промежуточными опорами, условно вводятся защемления, пре-
пятствующие повороту узлов под действием внешних сил. Таким путем не-
разрезная балка (корпус печи) обращается в систему отдельных балок, из ко-
торых крайние защемлены одним концом, а все остальные — двумя.
545

Рис. 2. Эпюры изгибающих моментов и перерезывающих сил корпуса вращающейся печи
3,6C,3K,6x150 м
К полученной условной системе отдельных балок прикладываются затем
внешние силы. Под их воздействием в каждом защемленном узле по концам
балок возникают опорные моменты, препятствующие повороту балок. Эти
моменты называют моментами защемления и принимают за положительные
те из них, которые стремятся повернуть узел по часовой стрелке. Условную
алгебраическую сумму моментов защемления узла называют неуравновешен-
ным моментом и обозначают буквой R. Для узла //, например, неуравновешен-
ный момент
Ru= MII3- MnT A06)
где М//2 — моментзащемления балки /2, шарнирно опертой в узле / и защем-
ленной в узле //; М[п — момент защемления балки /3, защемленной обоими
концами.
Допустим теперь, что защемление с узла // устранено, тогда под действием
неуравновешенного момента Rn узел повернется на какой-то угол, равный 9
единицам, причем в том направлении, куда направлено действие большего по
абсолютной величине момента защемления. Поворот узла повлечет за собой
возникновение по концам балок, сходящихся в узле, дополнительных изгиба-
ющих моментов, которые принято называть уравновешивающими момента-
ми. Очевидно, сумма уравновешивающих моментов узла равна неуравнове-
шенному моменту Rn по величине и противоположна ему по знаку. Для узла //
это равенство выражается уравнением
УУ1 А 4- УИ ft Г)
546

или
где 9 — угол поворота узла, вызванного действием внешней нагрузки; тп1 —
уравновешивающий момент балки /,, соответствующий повороту узла II на
одну единицу; т]п — уравновешивающий момент балки /3, соответствующий
повороту узла // на одну единицу.
После снятия защемления и поворота узла // балки /2 и /3 займут свое дей-
ствительное положение, и изгибающие моменты, которые будут действовать
по их концам, примыкающим к рассматриваемому узлу, будут действительны-
ми изгибающими моментами. Эти действительные изгибающие моменты, оче-
видно, равны алгебраической сумме моментов защемления и уравновешиваю-
щих моментов. Для узла II изгибающие моменты определяются из уравнений:
тп,г + тп,ъ
—^ R,,. A07)
з л
ти,г и,ъ
В приведенных уравнениях множители при R[P называемые коэффициента-
ми распределения, представляют ту долю неуравновешенного момента, кото-
рая при снятии защемления уравновешивается моментом, возникающим на
конце соответствующей балки.
При снятии защемления с узла 11 и его повороте уравновешивающие момен-
ты возникнут не только по концам балок, примыкающих к узлу, но и по их
противоположным концам, если они защемлены. Эти моменты принято назы-
вать вторичными моментами защемления. Их обозначают через т. В рассмат-
риваемом случае, т.е. при снятии защемления с узла //, вторичный момент за-
щемления возникает на правом конце балки /3 и будет равен
Ru
При вычислении изгибающих моментов по уравнениям A06) и A07) необ-
ходимо учитывать знаки моментов, входящих в правые части уравнений.
Определим значение уравновешивающих моментов т, соответствующих
повороту узла на угол, равный единице.
547

м
Т
в
а б
Рис. 3. График угла поворота защемленной балки
Известно, что углы поворота шарнирно опертой балки длиной /, нагружен-
ной моментом М(рис.3, а), равны:
6. = MllFEJ) = 1; 6 = MIIQEJ) = 1.
A08)
На основании этих равенств для балки, защемленной двумя концами при
повороте ее узла В (рис. 3, б) на угол, равный единице, можно написать два
уравнения:
= тв1 тл1 _
3EJ 6EJ
_ mAl
ЪЕЗ 6EJ
Вводя в эти уравнения условное обозначение / = EJII, являющееся погонной
жесткостью балки и решая их, находим, что
тв = 4/,
mA =
A09)
(НО)
Для балки, защемленной одним концом и шарнирно опертой другим (рис. 3,
в),
откуда
3EJ
тв = 3/.
A11)
Если жесткость балки между двумя соседними узлами одинакова по всей
длине, то, как это следует из уравнений A09) и (ПО), вторичный момент за-
щемления в 2 раза меньше уравновешивающего момента, и одинаков с ним по
знаку. Вторичный момент защемленного и свободного концов меньше уравно-
вешивающего момента не в 2, а в А: раз. Коэффициент к, называемый переходи-
мым коэффициентом, определяется из уравнения.
548

где z3 — жесткость балки в защемленном конце; i — жесткость балки в сво-
бодном конце.
Снятие с узла защемления и определение уравновешивающих моментов и
вторичных моментов защемления балок, примыкающих к узлу, называется
уравновешиванием узла.
Уравновесив узел //, на него вновь накладывают защемление, а со следую-
щего узла II его снимают и узел уравновешивают, т.е. производят те же вычис-
ления, которые были сделаны при уравновешивании узла //. Затем уравнове-
шиваются последовательно один за другим остальные узлы балки (корпуса
печи).
Полученные при первом цикле уравновешивания узлов величины действи-
тельных изгибающих моментов будут приближенными величинами, потому
что они получены без учета воздействия на узлы остающихся неуравновешен-
ными вторичных моментов защемления. Чтобы учесть их влияние на величи-
ну действительных изгибающих моментов, производят второй цикл уравнове-
шивания узлов, принимая за внешнюю нагрузку неуравновешенные вторич-
ные моменты защемления. Затем выполняются третий и последующие циклы.
Остающиеся неуравновешенными вторичные моменты защемления становят-
ся все меньше и меньше и, наконец, достигают такой малой величины по срав-
нению с величиной получаемых действительных изгибающих моментов, что
ими можно пренебречь.
Чтобы избежать ошибок при вычислениях, результаты уравновешивания
узлов в определенном порядке заносятся в табл. 3.
Пользуясь изложенным методом, определим опорные изгибающие моменты
корпуса печи 3,6C,3K,6x150 м.
Распределение нагрузок по длине корпуса и их значение показаны на рис. 4.
При вычислении нагрузок, приходящихся на 1 пог.м длины балок, действую-
щие силы округлены до 0,1 т и длины пролетов до 1 м, а конечные величины
изгибающих моментов до 1 т-м.
Изгибающий момент в сечении, проходящем через опору /,
М1 = -398 т-м.
Изгибающий момент в сечении, проходящем через опору IX,
М1Х=F,5-52)/2 = $1 т-м.
Момент инерции поперечного сечения корпуса в расширенной части
_^^)_3,14A82,2180)_ 6_
549

а»
Таблица 3
№
строк
1
2
3
4
5
6
7
8
10
11
12
13
14
15
16
Результаты вычисления
Узлы
Балки
Условная погонная жесткость балок
Коэффициент распределения
Коэффициент перехода
1
жовешивания
Циклы урав
1-й
2-й
3-й
4-й
5-й
Момент защемления
Вторичные моменты
защемления
Уравновешивающие
моменты
Вторичные моменты
защемления
Уравновешивающие
моменты
Действительные опорные
изгибающие моменты
опорных изгибающих моментов
п
h
2,
0,49
-40
—
-116
1
-8,3
-0,6
-0,13
-0,024
-165
h
85
0,51
2
260
16,2
-120
7
-8,7
+ 1,3
-0,7
+0,27
-0,14
+0,05
-0,026
+ 165
III
h
2,
0,53
0
-260
—
-32,5
-60
+34
+2^6
-0,4
+0,53
-0,07
+0,1
-255
и
23
0,48
1,5
201
-1,5
28
-3,7
+29,7
-0,6
+2,4
-0,6
+0,47
-0,12
+0,09
+255
IV
и
2,
0,55
2,6
-187
—
-4
18,6
-9,7
+20
-11,5
+1,6
-1,6
+0,3
-0,32
-174
и
09
0,45
2
216
-21,8
-3,2
-1,0
-7,9
+0,8
-9,3
+1,25
-1,25
+0,28
-0,27
+ 174
корпуса печи
V
Is
1
0,51
-216
—
-43,5
-1,6
-4,0
+ 1,6
-4,7
+2,5
-0,63
+0,45
-268
к
73
0,49
2
286
15,5
-Л2
5,8
2,1
+0,8
+ 1,6
-0,09
+2,3
-0,25
+0,43
+268
3,6C,3K,6x150 м
VI
к
h
1,67
0,43
2
-244
—
31
-21
11,6
-1,1
+ 1,5
+0,8
-0,18
+ 1,15
-0,5
-221
0,57
2,6
186
-13
40
-6
+ 15,4
-2,3
+ 1,9
-0,4
-0,22
-0
-0,65
+221
VII
h
к
2,09
0,49
1,5
-193
—
-20
15,5
-9,0
+5,9
-3,5
+0,7
-0,6
-0,09
+0,00
5
-204
0,51
2
250
-16,5
-20,5
2,8
-9,3
+ 1,3
-3,7
+0,5
-0,6
+0,08
+0,00
5
+204
VIII
h
2,
0,56
2
-250
—
-33
-10,2
+5,7
-4,7
+2,6
-1,8
+ 1
-0,3
+0,1
7
-290
/9
2
0,44
2
309
—
-26
+4,5
+2,1
+0,8
+0,1
3
+290

Момент инерции поперечного сечения корпуса в узкой части
_31.1Д. 4;
Условная погонная жесткость балки /2:
балки /3:
балки /4:
,- = 41/14,4 = 2,85;
/2 = 41/18,4 = 2,23;
41
16,7 16,7 16,7 16,7
Подобным методом вычислены условные погонные жесткости остальных
балок, и результаты занесены в табл. 3.
Определение коэффициентов распределения. Для балок узла //, из кото-
рых левая защемлена одним концом и шарнирно оперта другим, а правая за-
щемлена обоими концами, коэффициенты распределения равны:
ти, Ъг2 3-2,85 Q^
тП,2 + тП,Ъ 3/2 + 4/3 3 ' 2>85
4i3 = 4-2,23
= 0,51.
тл,2 + ти,з Зг2 + 4г'з 3 • 2,85 + 4-2,1
Обе балки узла /// защемлены обоими концами, поэтому коэффициенты рас-
пределения имеют значения:
тт
т„,
тш
,з +
тт
,3 +
,3
тША
,4
тШ4
4г3
4i3+4t4
4*4
4г3 + 4г4
4-
4-
4-2,23
2,23 + 4-
4-2,09
2,23 + 4-
2,09
2,09
= 0,53;
= 0,48.
Таким же способом определены коэффициенты распределения для осталь-
ных узлов.
551

Определение моментов защемления балок. Балка /2 защемлена одним кон-
цом, шарнирно оперта другим и равномерно нагружена по всей длине, поэто-
му ее момент защемления вычисляется по уравнению, соответствующему по-
зиции / приложения. При этом учитывается, что балка /2 имеет консоль с дей-
ствующим на нее моментом Му Момент защемления балки /2:
М„а=-
9,2-14,42 398
+
= -40т-м.
Балка /3 защемлена обоими концами и равномерно загружена по всей длине,
поэтому ее моменты защемления вычисляются по уравнениям, которые соот-
ветствуют позиции 1 табл. 5:
12
Таблица 4
Опорные моменты при различных способах загружения балки
с одним защемленным концом
А
А
А
А
А\
А
Род нагрузки
Я
Illhii
у
1 а .1.
Ч
а
1
« 1—
а
IIIII
. с
Я
1
1/2 ,
Р
, '/
а
Р
, 1
b
IIIII
b
ъ
1/2
b
Лкв
г
—-*Г
п-Г*
1Ш в
—А
-Л
лВ
—15
—л
—-?Ч
да
МВ 8/
дь
Мй 8/
з
s 16
S 2/
Опорные моменты
2
2 B/ а )
2
2 Dа/+* }
Я11
552

Исходя из характера нагрузки по уравнениям табл. 4 и 5, определены момен-
ты защемления остальных балок.
Определение уравновешивающих моментов и вторичных моментов защем-
ления удобнее производить, начиная с последнего — VIII узла.
Снимаем защемление с узла VIII и определяем уравновешивающие момен-
ты, которые возникают на концах балок /8 и /9, примыкающих к узлу, и вторич-
ные моменты защемления на их противоположных концах. Алгебраическая
сумма уравновешивающих моментов узла, как уже было отмечено, равна не-
уравновешенному моменту и противоположна ему по знаку. Следовательно,
уравновешивающий момент балки /9:
Таблица 5
Опорные моменты при различных способах загружения балки
с двумя защемленными концами
Род нагрузки
Опорные моменты
л ТТЛ 11111111111111111 Ь-я
}¦
1 .-,
MB=-±;ql2
1*\ q
ЛЩ а
Mill Ml
b
I
Мв =—
у
4
||
, ь ,
II
с
1 '
ч
пп
112
112
I1
ab2-—Bb-a)
12'
a ,L
В
Мп = --Р1
112
112
Pab1
MR=-
Pa2b
553

V9 = -0,44-(-250 + 309) - -26
и балки / ¦
о
mK///89 = -0,56-(-250 + 309) = -33.
Вторичный момент защемления правого конца балки /9 равен нулю, так как
узел IX шарнирный, а возникающий на левом конце балки /8 вторичный мо-
мент защемления имеет величину
^ = -33/2 =-16,5.
Чтобы при дальнейшем вычислении удобнее было учитывать действие это-
го момента, записываем его в строку 6 табл. 3.
Теперь вновь накладываем защемление на узел VIII и снимаем его с узла VII.
Уравновешивающий момент левого конца балки /g равен
mvns9 = -0,51-(-193 + 250 - 16,5) = -20,5.
Уравновешивающий момент правого конца балки /? равен
туп1е = -0,29(-193 + 250 - 16,5) = -20.
Вторичный момент защемления, возникающий на левом конце балки от дей-
ствия уравновешивающего момента -20, равняется:
Му//7 = -20/1,5 =-13.
Этим же методом произведено уравновешивание остальных узлов с опреде-
лением уравновешивающих моментов и вторичных моментов защемления,
которые возникают на концах балок, примыкающих к узлам.
Отмечаем, что при первом цикле уравновешивания узлов не отражено дей-
ствие на балки вторичных моментов защемления, которые возникают от урав-
новешивающих моментов правого конца каждой из балок, примыкающих к
узлам и равным -20,5; +40; -42 и т.д. Потому определяем величины этих мо-
ментов, заносим их в строку 6 табл. 3 и производим второй цикл уравновеши-
вания узлов, а затем третий, четвертый и пятый.
Остающиеся после пятого цикла вычислений неуравновешенные моменты
так малы по своей величине, что практически они не оказывают влияния на
конечные результаты вычислений.
Алгебраические суммы левой и правой колонок каждого узла табл. 3 равны
между собой и представляют действительные опорные изгибающие моменты,
действующие в узлах балки (корпуса печи).
554

Реакции опор и межопорные изгибающие моменты. При известных опор-
ных моментах каждый пролет корпуса печи, в том числе и пролет п, можно
рассматривать как отдельную шарнирно опертую (рис. 4) балку, на которую
действуют внешняя нагрузка и опорные моменты Mn_v и Мп. Если принять,
что опорные моменты положительны по направлению, то реакция опор выде-
ленного пролета п определяется из уравнений:
~
A12)
(ИЗ)
Здесь индексы у букв означают: первый — номер опоры, второй — номер
пролета.
Первое слагаемое правой части каждого из приведенных уравнений отража-
ет влияние на опору внешней нагрузки, а два других обусловлены опорными
моментами.
Полная реакция промежуточной опоры получается в результате суммирова-
ния ее составляющих. Для опоры п полная реакция равна
Rn ~ R
(n)n
A14)
Определим числовую величину реакции опоры ///вращающейся печи 3,6/3,
3/3,6x150 м. По уравнению A14) она слагается из составляющих RJin и /?///4.
Так как
18,4 18,4
птттт
1 1 1 1 1 1 ! 1 II
р
4
R
\
п
/\
L
тМт-
V/////////////////////M
б
Рис. 4. Реакции опор пролета корпуса печи
555

и
R — А —'-
III 4 — 4 О
то полная реакция
174
U h
2 16,7 16,7
Числовые значения опорных моментов в последних уравнениях взяты из
табл. 3.
Таким же путем определены составляющие и полные реакции остальных
опор печи, и результаты внесены в табл. 6.
При определении межопорных изгибающих моментов также исходят из того
положения, что при известных опорных моментах каждый пролет корпуса печи
может приниматься за отдельную, шарнирно закрепленную балку. Поэтому
изгибающий момент, действующий в сечении пролета печи, например /3 (рис. 4),
расположенном на расстоянии х от левой опоры, равен:
qx
A15)
Чтобы найти значение х, при котором Ма имел бы наибольшую величину,
необходимо производную от момента по х приравнять нулю и решить полу-
ченное уравнение относительно х.
Производная равна:
Таблица 6
Реакция опор и изгибающие моменты в сечениях корпуса печи 3,6/3,3/3,6x150 м
Номера
опор
(узлов)
/
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
Опорные
изгибающие
моменты, в т-м
-398
-165
-255
-174
-268
-221
-204
-290
-81
Реакции опор, в т
составляющая
120,3
49,8
89,3
62,8
77,7
75,7
66,3
85,6
66,3
82,2
79,9
72,6
67,3
98,5
68,3
76,4
89,7
32,5
полная
202,5
129,7
161,9
130,1
176,2
144,0
142,7
175,3
98,8
Координата
опасного сечения
балки, в м
8,95
8,7
9,0
8,3
9,1
8,4
8,8
10,3
—
Изгибающий
момент балки,
в т-м
-30
+183
+72
+104
+140
+73
+133
+ 175
—
Балки
h
h
и
h
k
h
h
h
556

dM3
dx
Приравнивая эту производную нулю и решая уравнение, находим, что;
х = Л30/# = 72,6/8,1 =9м.
Следовательно, наибольший изгибающий момент в сечениях пролета /3 ра-
вен:
М3 = -255 + 72,6 • 9 - Q2- = +72 т-м.
Подобным путем определены приведенные в табл. 6 межопорные моменты
остальных пролетов корпуса печи.
Наиболее загружена у рассматриваемой печи опора /. Объясняется это тем,
что к переднему концу печи присоединены барабаны рекуператорного холо-
дильника.
Из промежуточных опор более сильно по сравнению с другими загружены
опоры V и VIII, потому что близ опоры V на корпус посажен зубчатый венец,
весящий вместе с деталями крепления 25 т, а к опоре VIII примыкают длинные
пролеты /8 и /9, несущие футеровку и цепи.
Как и у печей других конструкций, наименьшее давление испытывает у печи
3,6C,3K,6x150 м последняя, IX, опора, которая поддерживает относительно
короткий и легкий консольный конец корпуса печи.
Из сравнения полученных результатов следует, что опорные изгибающие
моменты значительно превышают по величине — в среднем в 2 раза — мо-
менты в сечениях, расположенных между опорами, и большим опорным мо-
ментам соответствуют большие реакции опор. Это заключение относится не
только к рассматриваемой печи, но и к печам других размеров и конструкций.
Обращает на себя внимание отсутствие резкой разницы в величине давле-
ния на промежуточные опоры, когда они установлены правильно по высоте.
Такая установка опор благоприятно отражается на работе печи и износе тру-
щихся деталей ее опорных устройств. Необходимо отметить, однако, что в
практических условиях у большинства работающих печей загрузка на опоры
распределена чрезвычайно неравномерно. Причиной этому является большое
отступление в установке опорных роликов по высоте от их нормального поло-
жения.
Зависимость реакций опор и изгибающих моментов от положения опор-
ных роликов. Приведенные в табл. 6 величины изгибающих моментов и ре-
акций опор получены для печи, у которой точки опоры на ролики расположе-
557

ны в одной плоскости, причем эта плоскость наклонена к горизонту под тем
же углом, что и ось печи, и параллельна оси печи. При этом наивыгоднейшем
для эксплуатации нормальном положении печи на опорных роликах давление,
приходящееся на каждую из ее опор, зависит лишь от веса той части корпуса,
которая этой опорой поддерживается.
При нормальном положении печи на опорных роликах ее продольная ось
прямолинейна, и в сечениях корпуса отсутствуют напряжения, появляющиеся
при неправильной установке корпуса. Такое положение печи на опорных ро-
ликах является идеальным положением, к которому необходимо стремиться
при эксплуатации печи.
В действительности у работающей печи на одних фундаментах опорные
ролики расположены несколько выше, а на других, наоборот, ниже нормаль-
ного уровня.
Это происходит отчасти из-за неточного соблюдения правил монтажа, когда
опорные ролики устанавливаются на неодинаковом расстоянии от продоль-
ной плоскости симметрии печи, не принимается во внимание разность в высо-
те подшипников, а также диаметрах опорных роликов и бандажей и т.д. Одна-
ко основной причиной отклонения от нормального положения печи на опор-
ных роликах является нарушение правил технической эксплуатации печи. Ос-
новные из этих нарушений: бессистемное регулирование опорных роликов,
т.е. их перемещение или перекашивание относительно оси печи, загрязнение
и плохая смазка части подшипников опорных роликов, и в связи с этим боль-
ший, по сравнению с другими, износ их вкладышей, быстрый износ части ро-
ликов и бандажей из-за их загрязнения и другие нарушения.
Отклонение от нормального положения по высоте роликов любой из опор
печи сопровождается возникновением в сечениях ее корпуса дополнительных
изгибающих моментов и изменением реакций опор.
Рассмотрим, как отразится на изгибающих моментах и реакциях опор повы-
шение опоры и на 6 мм от ее нормального уровня.
Дополнительные опорные моменты, возникающие при этом, в сечениях п-
1, п и и+1 определяются из уравнений:
у + -Ц, A16)
М„_2/„_, +2М„_1(/„_1 +/„) + #„/„ =+6яА (И?)
'л
^. A18)
558

Предположим, что повышена опора Уна 5 мм (см. рис. 4). Тогда после под-
становки в уравнения A16)-A18) числовых величин (силы в т и длины в м)
получаем:
17,9M/F1 + 73MF1 + 18,6МИ>] = -20400;
69,2MIVi+17,9MV] = +10200;
18,6M/F1 +70,4Mvn = 10000.
Решая эти три уравнения, находим, что дополнительные опорные моменты
Mwx = +251; MV] = -402; Муи = +248 т-м.
Полный опорный момент, являющийся суммой моментов полученного до-
полнительного и основного, вызываемого действием внешних сил, равен:
для сечения, проходящего через опору IV:
/к =+77 т-м;
для сечения, проходящего через опору V:
Mv = -268 -402 = -670 т-м;
для сечения, проходящего через опору VI:
М„ =-221+248 = +27 т-м.
Изменение опорных моментов при повышении опоры V сопровождается и
изменением реакций опор. Очевидно, что реакция опоры Кпри этом возраста-
ет, а реакции опор IV и VI уменьшаются.
Составляющие реакции опоры V, после ее повышения на 5 мм, равны:
My
h
h
My,
h
+
17,9 17,9
Мг Mv, пс? 670 27 ,,.
RVf, =4,0 ^- = 95,6 + + = 134 т.
v'6 6'° l l 18,6 18,6
Так как полная реакция опоры V:
то после сложения составляющих имеем
559

Rr= 114+ 134 = 248 т.
К резкому изменению опорных изгибающих моментов и реакций опор при-
водит и понижение одной из опор против ее нормального положения.
В табл. 7 приведены для сравнения величины опорных моментов и реакций
опор IV, V и VI при их нормальном положении, при повышении опоры V на
5 мм и при понижении опоры V на 5 мм.
Повышение и понижение одной из опор печи против нормального уровня
сопровождается, как это следует из приведенных в табл. 7 величин, значитель-
ными изменениями изгибающих моментов и реакций опор.
Ненормальное положение опорных роликов по высоте отрицательно отра-
жается на работе их подшипников. У работающей печи, опорные ролики кото-
рой установлены не на одном уровне относительно оси ее корпуса, одни под-
шипники сильно перегружены, а другие недогружены. Вследствие этого про-
исходит неравномерный износ вкладышей подшипников, что, в свою очередь,
приводит к еще более неравномерному распределению давления по опорам.
Неправильная установка опорных роликов по высоте — одна из основных
причин преждевременного износа опорных деталей печи и ослабления закле-
почных швов, если корпус — клепаной конструкции.
Часть пролетов и опор печи из-за неправильного положения последних по
высоте большую часть своего эксплуатационного периода работает под дей-
ствием повышенных внешних нагрузок. Это должно учитываться при расчете
корпуса и его опорных устройств на прочность.
Отмеченные отрицательные последствия нарушения прямолинейности кор-
пуса печи из-за неправильной установки его опор по высоте определяют ту
большую роль, которая принадлежит при эксплуатации печи контролю за по-
ложением ее опорных роликов. На большинстве цементных заводов он осуще-
ствляется визированием при помощи нивелира или теодолита верхних точек
корпуса, расположенных около бандажей. Результаты определения прямоли-
нейности корпуса, полученные таким способом, весьма приближенны. В боль-
шинстве случаев они не дают ясного представления о действительном поло-
жении опорных роликов по высоте и степени искривления корпуса печи в вер-
Таблица 7
Величины опорных моментов и реакций опор при разном положении опор по высоте
Положение корпуса печи на
опорах
Нормальное
Опора V повышена на 5 мм
Опора V понижена на 5 мм
Опорные моменты, тм
М,у
-174
+77
-422
Mv
-268
-670
+134
Mvi
-221
+27
-472
Реакции, т
Riv
130
79
181
Rr
176
248
105
Ryj
144
93
205
560

тикальной плоскости. Ошибки получаются из-за отклонения рейки от верти-
кали во время ее установки и визирования выбранной точки на корпусе, не
вполне правильного отсчета делений, поскольку помещения вращающихся
печей в большей или меньшей степени запылены и трудно просматриваются,
и в основном из-за неодинаково плотной посадки бандажей на корпус печи и,
следовательно, неодинаковой по величине деформации верхней части подбан-
дажных обечаек при их сплющивании вдоль вертикального диаметра. Конт-
роль за прямолинейностью корпуса печи при помощи визирования его верх-
них точек к тому же небезопасен для устанавливающего рейку и переносяще-
го ее вдоль выпуклой верхней части корпуса.
Поэтому рекомендуется контроль за прямолинейностью корпуса произво-
дить не по верхней, а по его нижней выпуклой части при помощи измерения
расстояния между точками корпуса, расположенными около бандажей, и вер-
хними поверхностями фундаментов печи.
Точность такого способа контроля прямолинейности корпуса значительно
повышается, и облегчается работа по его выполнению. Еще более точные ре-
зультаты получаются, если при монтаже печи проводятся следующие два ме-
роприятия:
1) после заливки правильно расположенных опорных фундаментных рам,
на верхней поверхности каждой из них прочерчивается риска, причем так, что
риски всех рам оказываются расположенными вдоль общей прямой, являю-
щейся линией пересечения фундаментных рам с вертикальной плоскостью
симметрии печи;
2) при бетонировании фундаментов устанавливается два ряда реперов; пер-
вый ряд образуется из реперов, расположенных по одному у кромки каждого
фундамента вдоль общей прямой, по этим реперам во время эксплуатации печи
проверяется возможная осадка фундаментов; второй ряд составляется из ре-
перов, размеренных также по одному на фундаменте вдоль прямой, которая
совмещается с рисками фундаментных рам; эти реперы служат для контроля
расположения корпуса печи на опорах путем замера расстояний между ними и
нижней выпуклой частью корпуса.
Поперечно направленные изгибающие моменты в сечениях корпуса,
расположенных посредине между опорами. Из обечаек корпуса, располо-
женных между его опорами, наибольшим напряжениям и деформациям под-
вергается средняя обечайка, потому что в ее сечениях действуют наибольшие
межопорные изгибающие моменты.
Длина пролетов вращающихся печей в 7-12 раз превышает радиус попереч-
ного сечения корпуса. Поэтому можно допустить, что действие опорных реак-
ций не оказывает влияния на радиально направленные деформации средних
междупролетных обечаек.
561
19. Лисиенко В.Г. и др.

Для определения поперечно направленных изгибающих моментов в сечени-
ях такой обечайки условно выделяем из нее кольцо длиной 1 м, предполагая,
что кольца жесткости на корпусе печи отсутствуют, или они посажены на него
слишком слабо и не усиливают жесткости рассматриваемой обечайки. Выде-
ленное кольцо нагружено собственным весом, весом футеровки и весом обжи-
гаемого материала. Собственный вес кольца равномерно распределен по его
окружности. Футеровка производит давление лишь на нижнюю половину коль-
ца, и оно распределено по синусоидальному закону. Вес обжигаемого матери-
ала из-за его малой величины по сравнению с весом футеровки включаем в
вес последней.
Общая внешняя нагрузка на кольцо равна: Q = Qx + Qv где Q{ —собственный
вес кольца, T,aQ2 — вес футеровки вместе с обжигаемым материалом, т.
Внешняя нагрузка, действующая на кольцо, уравновешивается сдвигающи-
ми усилиями, направленными по касательным к окружности вертикально вверх.
Каждое из этих усилий равно
Г =0/2.
A19)
Основываясь на принципе независимости действия сил, поперечно направ-
ленный момент определяем как сумму двух моментов, первый из которых вы-
зывается собственным весом, а второй — весом футеровки.
Момент от действия собственного веса. Так как вес равномерно распреде-
лен по окружности кольца, то
где R — средний радиус кольца; q
окружности кольца.
Р=\
i?(sincp—sin\t/) Mo iv М„
0, = 2nRq,
нагрузка, приходящаяся на 1 пог.м длины
Рис. 5. Схема распределения нагрузки на обечайку, расположенную посредине между опорами;, а —
от собственного веса; б — от веса футеровки
562

По своей форме и расположению нагрузки левая и правая части кольца сим-
метричны относительно вертикального диаметра, поэтому изгибающие мо-
менты, определенные для обеих частей кольца, равны по величине.
При известных величинах Мо и No изгибающие моменты в сечениях кольца,
расположенных по дуге от 0 до 90° (рис. 5, а), определяются по уравнению:
A20)
где Мо, No, ф и ф имеют те же значения, которые даны при определении изгиба-
ющих моментов в сечениях бандажа.
Подынтегральная величина в приведенном уравнении представляет момент
от действия элементарной равномерно распределенной нагрузки qRd§, а ин-
теграл — "момент" от действия нагрузки, которая расположена по дуге, соот-
ветствующей центральному углу ф. После интегрирования и подстановки пре-
делов имеем:
М{1 = М0 + ЛГД1 - cos ф) - qR2((psin ф + cos ф - 1), A21)
Если сечения расположены по длине дуги от 90 до 180°, то изгибающие мо-
менты для них находятся:
Мип = М0 + N0R(l - cos ф) - qR\<psin ф + cos <p - 1) - Щ1 - sin ф), A22)
Определение изгибающего момента Мо и нормальной силы No для начально-
го сечения производится по теореме Кастильяно. По этой теореме при дефор-
мации стержней малой кривизны, имеющих небольшой радиус инерции сече-
ния, для всех сечений стержня справедливы уравнения:
гМ dM , n сМ dM
гм ам . .
ds = f,
J F..T HN.
jEJ dM0 fEJ dN0
где М— изгибающий момент, действующий в рассматриваемом сечении; ds
— элемент длины стержня; для кольца ds = Rd<p; dM/dMQ и dM/dN0 — частные
производные от момента в рассматриваемом сечении по Мо и NQ; 6 и/— соот-
ветственно угол поворота и осевое смещение рассматриваемого сечения; / —
условная величина, указывающая, на каткую длину стержня распространяет-
ся интеграл.
В начальном сечении у-у, расположенном по линии симметрии, полукольца
не поворачиваются и не сдвигаются одно относительного другого. Поэтому
для этого сечения 0 = 0 и/= 0.
19» 563

Следовательно, уравнения Кастильяно для начального сечения кольца име-
ют вид:
f^^Л-О A23)
И
)EJ dNL
или, после сокращений на постоянную величину EJ,
\^L.^Lds = 0, A24)
JFJ dN,
г., dM г dM
\М ds = 0 и \М ds = O.
J dM0 / dN0
Дифференцируя уравнение, находим, что:
dM , dM
= 1 и —— = /?(l-cos<p).
Подставляя в уравнения A23) и A24) момент МП_1Р который является пол-
ным изгибающим моментом относительно рассматриваемого сечения кольца,
а также величины частных производных и элемента длины ds = Rdq>, и произ-
ведя затем сокращение первого уравнения на R и второго на R , получаем:
71 Я
\[М0 + N0R(l - cos<p) - qR2 (ipsin ф + coscp - l)]afy - 77? |A - sin q>)dq> = 0
n
\[M0 + N0R(J - cos(\>)-qR2(<psmq> + cosф-
о
- 77? J(l - sin ф)A - cos-ф-Уф = 0
564

Пределы интегралов здесь определяют область действия составляющих мо-
ментов, являющихся слагаемыми полного момента. После интегрирования и
подстановки пределов имеем:
пМ0 + nNJi + Щ1 - я/2) = О
0,25nqR2 - TR(n/2 - 0,5) = 0.
Заменив усилия Г и q равными им величинами {QXI2) и {QJlitR), получим:
пМа + nNJl + 0ДО,5 - л/4) = 0
и
O,125Q]R - Qfi(n/4 - 0,25) = 0.
Решая эти два уравнения с двумя неизвестными, находим, что изгибающий
момент в начальном сечении кольца равен:
^„ = +0,01110,*, A25)
а нормальная сила
JV0 = +0,07956,. A26)
Знак плюс перед полученными величинами подтверждает, что направления
действия Мо и iV0 совпадают с принятым на рис. 7, а.
Так как верхняя и нижняя половины кольца симметричны по форме и обрат-
но симметричны по нагрузке, изгибающий момент в нижнем вертикальном
сечении кольца, для которого текущий угол ф = 180°, равен
Mm = -0,0\nQxR, A27)
Эта же величина для Мо получается и из уравнения A22) после подстановки
в него значений для Мо и NQ.
Изгибающий момент в горизонтальных сечениях кольца определяется из
уравнения A21) при подстановке в него значений для Мо и No. Произведя эту
подстановку, находим, что
М90 = М270 = 0. A28)
Такого значения для М90 и Мш и следовало ожидать при равной, но противо-
положно направленной нагрузке на верхнее и нижнее полукольца.
565

Поперечно направленный изгибающий момент от действия футеровки.
Правая и левая части кольца по расположению нагрузки симметричны отно-
сительно вертикального диаметра, поэтому за начальное сечение, как и в пре-
дыдущем случае, принимаем верхнее вертикальное сечение у-у (рис. 5, б).
Изгибающий момент в сечениях кольца, расположенных по дуге от 0 до 90°,
определяется по уравнению:
Мм = Мо + Ау?( 1 - cos ф), A29)
а вычислением моментов для сечений, которые расположены по длине дуги от
90 до 180°, служит уравнение:
Ми_и =М0 + N0R(\-cosy) + hR2sm((p-$)d§-TR(l-sm(p).
90
Интеграл последнего уравнения представляет момент относительно рассмат-
риваемого сечения всей внешней нагрузки, которая распределена по дуге, оп-
ределяемой центральным углом (ф - 90°).
Определим величину этого момента.
Элементарный момент от синусоидально распределенной нагрузки равен:
dM = (qd§R)[Rsin(<\> - ф)] = oi?2sin(m - ф)с/ф,
q v т т / т
или, после замены q равным ему значением #0cos ф,
ш(ф — ф) = cos ф t/ф.
Полный момент от нагрузки по длине дуги от 90 до (ф - 90°) равен:
dMq =
Mq =-
90
или, после интегрирования и подстановки пределов, получим:
ф|
Подставив это выражение в уравнение для Мпп, получаем:
Ми_и =М0+ N0R(l - соэф) - q0R
-Щ1-sirup) .A30)

Как и в предыдущем случае, момент и нормальная сила в начальном сечении
кольца определяются при помощи теоремы Кастильяно. Частные производ-
ные здесь имеют те же значения. Вводя в уравнения Кастильяно момент М
частные производные, длину элемента ds и произведя затем сокращение пер-
вого уравнения на R и второго на R , получаем:
J[M0 + N0R(\ -cos(p)]d<p- q0R2
. 1
sinm+—coscp
V 2 V
71
J[ A/o
- coscp)](l - coscp)<i(p -
— sin<p + -
71
A - cosq>)dq> - TR \(l - sin cp)(l - cosф)^ = О
После интегрирования и подстановки пределов уравнения принимают вид:
пМ0 + nN0R + qfi\\ - л/4) + TR(\ - nil) = 0
пМ0 + Crc/2)iV0/? + qjl\\ - C/16) я/4] - TR(n/2 - 0,5) = 0.
Подставляя в полученные уравнения вместо q0 и Т равные им значения 2QJ
nR и Q2/2 [уравнения A25) и A19)] и решая уравнения, находим, что:
7Ц. = -0,031 ОД,
A31)
=+0,080,.
A32)
Подставляя полученные значения для Мо и NQ вначале в уравнение A29), а
затем в уравнение A30), получаем величины изгибающих моментов для гори-
зонтальных и нижнего вертикального сечения кольца. Эти моменты соответ-
ственно равны:
567

Ко = M27O = +0,049Q,fl,
A33)
М, =-0,053OR.
A34)
В табл. 8 приведены результаты вычислений поперечно направленных изги-
бающих моментов.
Как было указано, при принятом условном направлении изгибающих мо-
ментов действие положительных уменьшает кривизну кольца, а отрицатель-
ных — увеличивает ее. На основании этого, а также приведенных в табл. 8
результатов вычислений заключаем, что под действием поперечно направлен-
ных моментов сечения корпуса, расположенные посредине между опорами,
вытягиваются вдоль вертикального диаметра и сплющиваются вдоль горизон-
тального.
Наибольшего значения поперечно изгибающие моменты достигают в ниж-
нем вертикальном сечении кольца. Под действием этих моментов волокна ме-
талла здесь растягиваются. Они растягиваются также и под действием про-
дольно направленных межопорных моментов. Следовательно, кольцевые и
меридиональные нормальные напряжения в нижней части сечения корпуса,
расположенные посредине между опорами, максимальны по величине и оди-
наковы по знаку.
Деформация корпуса в сечениях между опорами. По длине между опора-
ми корпус деформируется под действием продольно направленных и попереч-
но направленных изгибающих моментов.
Под действием продольно направленных моментов корпус прогибается между
опорами, а в результате действия поперечно направленных моментов изменя-
ется форма его сечений.
Интерес к деформациям корпуса печи вызывается главным образом необхо-
димостью определения их влияния на стойкости футеровки печи. При дефор-
мациях, превышающих определенные пределы, прочность огнеупорного фу-
Таблица 8
Поперечно направленные изгибающие моменты
в сечениях корпуса посредине между опорами
Место действия изгибающего
момента
Верхнее вертикальное сечение
Нижнее вертикальное сечение
Левое горизонтальное сечение
Правое горизонтальное сечение
Изгибающий момент
от собственного веса
кольца
+0,01112,/!
-О,О1110|Й
0
0
Изгибающий момент
от веса футеровки
-0,03 \Q2R
-0,053Q2R
+0,049Q2R
+0,049Q2R
Суммарный изгибающий
момент
-«@,03122 -0,01HQi)
-«@,01116,-0,05322)
+0,04922«
+0,0A9Q2R
568

теровочного кольца, лежащего на внутренней поверхности корпуса, наруша-
ется.
Для вычисления стрелы прогиба корпуса между опорами и определения ве-
личин перемещения точек его поперечного сечения воспользуемся, как это было
сделано и при определении деформации бандажа, уравнением Максвелла-Мора.
Изгибающий момент в сечении рассматриваемого пролета, отстоящем на рас-
стоянии х от его левой опоры, равен [уравнение A15)]:
qx
A35)
Корпус между опорами прогибается вниз, поэтому момент от единичной силы
Р=\ равняется:
М, = -Ijc.
Подставляя в уравнение Максвелла-Мора полученные выражения для мо-
ментов Мп+] и Мп, имеем:
qx
(-x)dx
или
-Мпх-Ап+Хх +
qx
dx,
A36)
где А/ — изгибающий момент в сечении, проходящем через опору; Ап+] —
составляющая реакции опоры п; х — расстояние от опоры п до сечения, для
которого определяется стрела прогиба.
Интегрируя уравнение A36), получаем:
f- X
М„х2
qxA
A37)
У печи 3,6/3,3/3,6x150 м длина пролетов равна в среднем 18 м, опасные се-
чения расположены приблизительно посредине пролета, опорные моменты рав-
ны в среднем 250 т-м, а составляющие Ап+1 = 80 т. Определим прогиб корпуса
по длине пролета печи, расположенного в ее узкой части.
Подставив в уравнение A37) приведенные числовые величины, находим, что
прогиб равняется:
569

250-105-9002 8-104-9002 . 85-9004
^ 2-Ю6 -31-Ю6
или, после вычислений,
/=2,1 мм.
Полученная величина прогиба составляет лишь 0,00015 часть пролета. При-
близительно с таким прогибом корпуса между опорами работает большин-
ство вращающихся печей, в том числе и печей современных конструкций.
Прогиб так мал, что он не может оказывать отрицательного влияния на стой-
кость футеровки.
Для определения деформаций поперечных сечений обечайки, расположен-
ной посредине между опорами, которые вызываются поперечно направлен-
ными моментами, условно выделим из нее кольцо длиной 1 м.
Кольцо деформируется под действием собственного веса и веса футеровки.
Вначале определим величину деформации кольца от действия собственного
веса.
Так как изгибающие моменты от действия собственного веса в продольных
сечениях кольца, расположенных вдоль горизонтального диаметра, Af90 и Мш
равны нулю, перемещения точек этих сечений а, и а2 (рис. 5, а) также равны
нулю.
Определим перемещения точки Ьх, расположенной в верхнем вертикальном
сечении кольца.
Изгибающий момент от собственного веса в сечении кольца /-/, располо-
женном по дуге от 0 до 90°, равен A21):
MIt = Мо + Л^?A - cos ф) - qR2 ((psin <p + cos ф - 1),
Подставляя в это уравнение значение для
Л/О = О,О1110,Л; JV0 = 0,07950,; q = Q/2nR,
имеем:
Мы = 0,01110,7? + О,О7950,ЛA - cos <р) - O.lSeS^fosin ф + cos ф - 1).
Вес верхней половины кольца направлен вниз, предполагаем поэтому, что
она и прогибается вниз. При таком предположении единичная сила Р = \ так-
же направлена вниз и, следовательно, момент от действия этой силы относи-
тельно сечения /-/ равен:
Мх = -Rsin ф.
570

Вводя в уравнение Максвелла-Мора момент от собственного веса кольца Mt p
момент от единичной силы А/, и заменяя значение ds равной ему величиной
Rdq>, имеем:
190
bJ о
После преобразований и интегрирования получаем:
.. _ qr3
-0,2491со8ф + 0,119со82ф-0,0396- ф2 - + ф8т2ф
EJ \_ { 2 )
Подставляя пределы, находим, что точка Ьх перемещается на величину:
v, =0,007^-. A38)
EJ
Так как верхняя и нижняя части кольца симметричны и нагружены одинако-
вой по величине равномерно распределенной нагрузкой, их деформации так-
же одинаковы. Следовательно, точка Ъу расположенная в нижнем вертикаль-
ном сечении кольца, перемещается также на величину
v, =-0,007^-* A39)
но не к центру, а от центра кольца по направлению действия нагрузки.
Значительнее, чем от действия собственного веса, кольцо деформируется под
действием веса футеровки. Определим вызываемое весом футеровки переме-
щение точки ах вдоль горизонтального диаметра (рис. 5, б).
Изгибающий момент от действия футеровки в сечениях по дуге кольца от 0
до 90° имеет вид A29):
Mj j = Мо + NDR(\ - cos ф).
После подстановки в него значений для
имеем
Мн = -0,03102Л + 0,08бД1 - cos ф).
571

Ранее было выяснено, что под действием веса футеровки условно выделен-
ное кольцо корпуса сплющивается вдоль горизонтального диаметра. Следова-
тельно, единичная сила Р = 1, действующая в сторону прогиба, направлена
внутрь кольца. Поэтому изгибающий момент от единичной силы равен:
Мх = -/?cos
Вводя в уравнение Максвелла-Мора значение момента от внешней нагрузки
Мы и момента от единичной силы Мх, находим, что перемещение точки ах
равно:
190
щ =— f- [0,03 IQ2R-0,OSQ2RA- cos <р)](Л cos <р)&Лр,
EJ
EJ
и
или, после раскрытия скобок и приведения подобных членов,
390_
е!
О R3 9°г
щ =^1— [-[0,049 cos ф-0,08 cos2 ф]й?ф.
EJ J
Интегрируя и подставляя пределы, получаем:
и, =0,0137^-. A40)
Так как правая и левая части кольца симметричны и по форме, и по распре-
делению нагрузки, заключаем, что на такую же величину внутрь кольца пере-
мещается и точка а2 правого горизонтального сечения кольца.
Чтобы определить перемещение точки Ьх вдоль вертикального диаметра, в
уравнение Максвелла-Мора вводим изгибающий момент от внешней нагруз-
ки Mj_j A29) и момент от единичной силы. Так как вдоль вертикального диа-
метра кольцо растягивается, то единичную силу направляем наружу кольца.
Поэтому момент от единичной силы М{ = RQsm ф.
После подстановки в уравнение Максвелла-Мора моментов Mt[ и Л/,, име-
ем:
1 90
V! =— [- [0,03 lg2i? + 0,0Щ1 - cosф)](Д sin ф)Лйр.
EJ о
Интегрируя и подставляя пределы, находим, что перемещение точки Ь{ на-
ружу кольца равно:
572

Vl =0,009^-. A41)
EJ
Для определения перемещения точки Ь2, расположенной в нижнем верти-
кальном сечении кольца, в уравнение Максвелла-Мора вводим момент от внеш-
ней нагрузки Мп_п A30) и момент от единичной силы, равный М[ = i?sin <p.
Перемещение, следовательно, равно:
180
->2
1
=— HM0+N0R(l-cosq>)-q0R
sincp +—coscp
4 ) 2
-TR(l- sin <p) \(R sin q>)Rdq>.
Подставив значения
qo = 2Q/nR; T=Q2/2,
после интегрирования и подстановки пределов находим, что перемещение точ-
ки наружу кольца равно:
v2 =-0,022 ^_. A42)
EJ
Суммируя перемещение точек а, и а2, расположенных в горизонтальных се-
чениях кольца, находим, что в результате действия поперечно направленных
изгибающих моментов, вызванных собственным весом и весом футеровки,
поперечные сечения корпуса в средней части пролета между опорами дефор-
мируются таким образом, что горизонтальный диаметр сечения уменьшается
на величину
Ъх =-0,0274^^, A43)
EJ
а вертикальный диаметр под действием этих же поперечно направленных мо-
ментов удлиняется на величину
5 у = (-0,008 + 0,008)^- + @,009 + 0,022)^-
EJ EJ
573

или
г3
EJ
8, =+0,031^*-. A44)
Знак минус перед первым результатом условно обозначает укорочение диа-
метра поперечного сечения корпуса.
При деформации обечайка, вытягиваясь сверху вниз, производит давление
на футеровку, которая выложена из огнеупорных кирпичей в виде отдельных
колец, свободно опирающихся на внутреннюю поверхность корпуса.
Практически футеровочные кольца не обладают упругостью, поэтому при
большой деформации обечайки, сильно сжимаясь, постепенно разрушали бы
их. Чтобы этого не происходило, обечайки, расположенные посредине между
опорами и под бандажами, должны обладать такой жесткостью, при которой
укорочение их диаметров при деформации (горизонтального у межопорных и
вертикального у подбандажных) должно быть минимальным.
Нам кажется, что по длине горячего конца корпуса оно не должно превы-
шать 5 мм для первых и 10 мм для вторых.
Полученные уравнения A43) и A44) позволяют определить напряжения и
деформации обечаек, расположенных посредине между опорами. Вычислим,
например, числовые значения напряжений и деформаций, которые испытыва-
ет обечайка, находящаяся между опорами горячего конца печи 4,5x170 м кон-
струкции Сибтяжмаша.
Среднее давление на опору этой печи равно 400 т, а межопорный изгибаю-
щий момент составляет приблизительно 1500 т-м.
Вес обечайки (кольца) длиной 1 м:
Qx = 10-0,45-7,8-3,14-45 = 4900 кг.
Вес хромомагнезитовой футеровки (кольца толщиной 200 мм и длиной 1 м):
?ф=10-2-2,2-3,14-43 = 6950кг.
Вес футеровки вместе с обжигаемым материалом (вес обжигаемого матери-
ала принимаем равным 12 % от общего веса вращающейся части печи):
Q2 = 6950 + [D900 + 6950)-12]/100 = 8500 кг.
Момент инерции продольного сечения обечайки
у = A00-4,5)/12 = 760см4.
Момент инерции поперечного сечения обечайки
574

У (ЛД)
Кольцевые нормальные напряжения в поперечном сечении корпуса
а, = MJW= A500-105-229,5)/( 154-106) = 224 кгс/см2.
Наибольший поперечно направленный изгибающий момент от собственно-
го веса в нижнем сечении обечайки A27):
М = 0,0111-4900-227 = 12500 кгс-см.
Меридиональные напряжения от собственного веса в нижнем сечении обе-
чайки:
а/ = MIW= A2500-2,25)/760 = 37 кгс/см2.
Наибольший поперечно направленный изгибающий момент от футеровки в
нижнем сечении обечайки A34):
М" = 0,053-8500-227 = 100000 кгс-см.
Меридиональные нормальные напряжения от действия футеровки в нижнем
сечении кольца:
а2" = M'IW= A00000-2,25)/760 = 300 кгс/см2.
Суммарные меридиональные напряжения в нижнем сечении кольца
а2 = а/ + а2" = 37 + 300 = 337 кгс/см2.
Приведенные нормальные напряжения в нижнем сечении обечайки:
2242 224 337 337 285 кгс/см2
Удлинение вертикального диаметра A94):
0,031х8500х2273
2 мм
2хЮ6х760
Полученные числовые значения для напряжений и деформаций свидетель-
ствуют о том, что обечайка горячего конца печи 4,5x170 м, расположенная
посредине между опорами, обладает и большой жесткостью, и большим запа-
сом прочности. Еще большую прочность и меньшие деформации имеют ос-
тальные межопорные обечайки горячего конца печи, которые изготовлены из
575

толстого стального листа. Однако это приводит к увеличению расхода метал-
ла на изготовление корпуса.
Усилить жесткость корпуса можно и другим путем, путем посадки на обе-
чайки колец жесткости, что и сделано, например, для печей 3,6/3,3/3,6x150 м и
4,5/5x135 м.
Если на холодный корпус кольцо насажено с таким зазором, что после пуска
печи в работу и разогрева корпуса оно, охватывая корпус, плотно сидит на
нем, то обечайка деформируется вместе с кольцом. При этом величина дефор-
мации определяется главным образом жесткостью кольца, поскольку она обыч-
но в несколько раз превышает жесткость обечайки.
Определим деформацию обечайки, расположенной посредине между опора-
ми горячего конца печи 4,5/5x135 м.
Вес обечайки длиной 3800 мм:
Qx = 38-0,3-7,8-3,14-45 = 12500 кг.
Вес футеровки обечайки:
4ф = 38-2-2,2-3,14-43 = 22600 кг.
Вес футеровки вместе с обжигаемым материалом:
Q2 = 22600 + [A2500 + 22600)-12]/100 = 27000 кг.
Вес кольца жесткости приблизительно равен 1,5 т. Момент инерции обечай-
ки:
J=C80-33)/12 = 860cm4.
Момент инерции кольца жесткости равен 24600 см4. Суммарный момент
инерции:
7=860 + 24600 = 25500 см4.
Уменьшение горизонтального диаметра при деформации:
0,0274-27000-2443
ог = -, = -2,1 мм.
2-Ю6 -25500
Ввиду того, что момент инерции продольно направленного сечения обечайки
очень мал по сравнению с моментом инерции сечения кольца жесткости, в пос-
леднее уравнение введен не радиус окружности, соединяющий центр сечения
печи с центральной осью сечения обечайки, а радиус окружности, соединяю-
щий центр сечения печи с центральной осью сечения кольца жесткости.
576

Деформация обечайки очень мала, несмотря на то, что ее толщина и, следова-
тельно, ее вес приблизительно на 30 % меньше веса обечайки печи 4,5x170 м.
Большая положительная роль колец жесткости в конструкции корпуса еще
более убедительно подтверждается следующим примером.
Предположим, что обечайка, расположенная посредине между // и /// опора-
ми печи 3,6C,3K,6x150 м, не оборудована кольцом жесткости. Определим при
этих условиях деформацию этой обечайки — укорочение ее горизонтального
диаметра.
Вес футеровки и обжигаемого материала при длине обечайки 1 м равен при-
близительно 6340 кг.
Момент инерции сечения обечайки с заклепочным поясом:
. 3,14 100-2,23 1 100-4,63 .., 4
J= 1 = 253 см.
4,4 12 4,4 12
Уменьшение горизонтального диаметра при деформации:
0,0274-6340-181Д3
а = -—— = 25,5 мм.
2-Ю6 -253
Такая значительная деформация обечайки не может не сказаться на стойкос-
ти футеровки. Работа обечайки без кольца жесткости при выбранной малой ее
толщине 22 мм невозможна.
Однако, как это уже было отмечено, большая положительная роль колец же-
сткости проявляется лишь при условии, когда они правильно посажены на
корпус. Если же кольцо не на жесткой обечайке сидит с большим зазором, то
она, не встречая препятствий, деформируется на величину зазора между нею
и кольцом.
Деформация подбандажных обечаек. Из всех звеньев корпуса печи его
подбандажные обечайки подвержены наибольшим внешним нагрузкам: в их
сечениях действуют профильные и поперечные изгибающие моменты, обе-
чайки сминаются башмаками, через которые они опираются на бандажи, и
весом корпуса с футеровкой эти обечайки срезаются по сечениям, совпадаю-
щим с торцовыми поверхностями бандажей. При этом должно быть отмечено,
что опорные изгибающие моменты, действующие в поперечных сечениях бан-
дажных обечаек, приблизительно в 2 раза превышают изгибающие моменты,
под действием которых находятся обечайки рядовые, расположенные посре-
дине между опорами.
Деформация подбандажной обечайки зависит от того, как на нее посажен
бандаж: плотно, без зазора, или слабо, с зазором. При нормальной, т.е. плот-
ной посадке бандажа, обечайка может деформироваться лишь вместе с банда-
577

жом потому, что ее жесткость, даже при значительной толщине листа, из кото-
рого она изготовлена, в несколько раз меньше жесткости бандажа. Так как бан-
дажи современных вращающихся печей очень жестки и при работе почти не
деформируются, то также незначительно по форме изменяются и подбандаж-
ные обечайки. Сильно деформируется подбандажная обечайка тогда, когда
бандаж на нее посажен слабо. Практическим подтверждением этого служит
тот факт, что у работающей печи со слабо посаженными на ее корпус бандажа-
ми нет боковых зазоров между бандажами и башмаками, но они имеются меж-
ду этими деталями в верхней части печи.
Чтобы усилить жесткость подбандажных обечаек, их изготовляют из сталь-
ных листов, в полтора-два раза более толстых, чем листы рядовых обечаек, и,
кроме того, снабжают двумя кольцами жесткости, расположенными по обе
стороны бандажа.
На рис. 6 показано сечение подбандажной обечайки горячего конца печи 4,5/
5x135 м.
Принимая ее длину (длину, на которую распространяется действие колец
жесткости) равной диаметру, находим, что момент инерции такой обечайки
составляет
У6 = D5ОЗ,83)/12 + 2-24600 = 51500 см4,
а момент инерции сидящего на обечайке бандажа равен
J6aH = (900-36,53)/12 = 400000 см4.
Следовательно, жесткость подбандажной обечайки горячего конца печи
4,5x135 м составляет приблизительно У8 часть жесткости бандажа. Подобную
же конструкцию имеют подбандажные обечайки вращающихся печей 5x185 и
4,5x175 м. При этом отношение момента инерции сечений обечаек к моменту
инерции сечения посаженных на них бандажей находится в пределах Vg-V .
Исходя из этих соотношений, можно производить выбор необходимого сече-
ния подбандажных обечаек.
п
3360-
h>—900-
Рис. 6. Сечение подбандажной обечайки печи 4,5/5x135 м
578

Кольцевые напряжения в опасном сечении подбандажной обечайки опреде-
ляются обычным путем, исходя из величины опорного изгибающего момента.
Определение же меридиональных напряжений из-за меняющихся условий ра-
боты обечайки, от которых зависит ее прочность, связано с длинными, слож-
ными и не отличающимися большой точностью расчетами. По этой причине
эти расчеты здесь не приводятся.
Практикой эксплуатации вращающихся печей установлено, что, несмотря
на большие меридиональные напряжения в сечениях корпуса по сравнению с
напряжениями кольцевыми, образование трещин в корпусе, направленных
вдоль его оси, происходит очень редко, а появление поперечно направленных
трещин — весьма частое явление. Кроме того, поперечно направленные тре-
щины в корпусе образуются в основном над его опорами, а не между опорами.
Объясняется это тем, что из-за неправильного расположения опорных роли-
ков по высоте одни подбандажные обечайки сильно перегружаются за счет
недогрузки других.
Таким образом, сохранение в целостности в течение длительного периода
эксплуатации всех обечаек современной вращающейся печи зависит в основ-
ном от правильности сборки как самого корпуса, так и его вспомогательных
устройств, и от ухода за корпусом, а не от первоначальной прочности его обе-
чаек, выбираемой с большим запасом.
579

Приложение 8.
РАСЧЕТ МОЩНОСТИ, НЕОБХОДИМОЙ
ДЛЯ ВРАЩЕНИЯ ПЕЧИ
При вращении правильно собранной и нормально работающей печи мощ-
ность ее приводного электродвигателя расходуется в большей мере на полез-
ную работу: подъем материала на определенную высоту, сползая с которой, он
перемешивается и постепенно перемещается к разгрузочному концу, и в мень-
шей мере — на преодоление вредных сопротивлений. К последним относятся:
трение скольжения между поверхностями цапф опорных роликов и вклады-
шей подшипников, трение качения бандажей по опорным роликам, трение в
приводном механизме и трение концов корпуса печи о поверхности деталей
уплотнительных устройств.
Мощность, необходимая для вращения печи, может быть выражена уравне-
нием:
Nn=-(Nl+N2),vBi. A45)
Л
где N{ — мощность, расходуемая на подъем материала; N2 — мощность, по-
требная на преодоление трения в подшипниках опорных роликов и трения
бандажей по опорным роликам; г| — коэффициент, учитывающий мощность,
которая расходуется на преодоление трения в приводном механизме и в уплот-
нительных устройствах.
Обжигаемый материал располагается несимметрично относительно вертика-
ли, проходящей через центр сечения печи, поэтому он вызывает постоянно дей-
ствующий и направленный в сторону, противоположную вращению печи, мо-
мент силы Gu веса материала (рис. 7). Плечом этой силы является расстояние от
центра тяжести материала до вертикали, проходящей через центр сечения печи.
Следовательно, мощность, необходимая для подъема материала, равна:
lOOOG^
1 102
или
A46)
580

Рис. 7. Схема расположения
материала в печи
где F — площадь сечения материала (кругового сег-
мента), м ; L — длина корпуса или его части одного
диаметра, м; ум — объемный вес материала, т/м3; v0
— окружная скорость центра тяжести площади се-
чения материала, м/с.
Чтобы по приведенному уравнению можно было
определить полезно расходуемую мощность, необ-
ходимо знать количество находящегося в печи мате-
риала или его среднюю площадь сечения, объемный
вес материала и его угол естественного откоса при
движении.
Так как по мере перемещения материала вдоль печи
его физические свойства непрерывно изменяются и у теплообменников, а так-
же у порога, если корпус печи составлен из частей разного диаметра, происхо-
дит скопление материала, определение средней скорости его движения и пло-
щади сечения теоретическим путем связано с очень большими трудностями.
При излагаемом ниже выводе уравнения, определяющего мощность, необхо-
димую для подъема материала, принимаем, исходя из практических данных,
что:
1) коэффициент заполнения печи материалом къ = 0,09 при ее наклоне к го-
ризонту, равном 4,5 %; к3 = 0,10 при наклоне 4 %; къ = 0,11 при наклоне 3,5 % и
/с3 = 0,12 при наклоне 3 %;
2) средний объемный вес материала ум = 1,2 т/м3;
3) угол естественного откоса материала при движении ф = 42°.
Так как площадь сечения материала в печи по форме является круговым сег-
ментом, окружная скорость его центра тяжести при вращении печи равна:
таг 2 #isin3a .
— г—sincp м/с.
30 3 k3nRl
A47)
Подставляя в уравнение A46) принятые значения для объемного веса мате-
риала у , угла естественного откоса при движении и окружной скорости v0, и
произведя сокращения числовых величин, получаем:
N = 0,55nLR Wa.
A48)
Неизвестной величиной в приведенном уравнении является лишь угол а,
равный половине центрального угла, опирающегося на хорду кругового сег-
мента. Однако он легко находится из уравнения
F. .=¦
Rjfn-2a
180
-sin2a \,
581

которое выражает площадь кругового сегмента. Подставляя в это уравнение
вместо Fm принятую для нее числовую величину, соответствующую наклону
печи, например, 4,5 %, получаем:
Rl(K-2a
-sin 2a ,
180 )
откуда
а = 44°.
Определенные таким же путем центральные углы равны:
а = 46° при наклоне печи 4,0 %;
а = 48° при наклоне печи 3,5 %;
а = 50° при наклоне печи 3,0 %.
Трение качения бандажа по роликам незначительно по сравнению с трением
скольжения цапф роликов о вкладыши подшипников, поэтому нет необходи-
мости его вычислять отдельно, а целесообразнее учитывать повышением ко-
эффициента трения скольжения. Тогда мощность, необходимая на преодоле-
ние трения в подшипниках роликов и бандажей о ролики, может быть найдена
из уравнения:
A49)
Сила трения и окружная скорость цапф соответственно равны:
Ртр = A00Q/G)/cosC0°) = 1160/7
30 Z)p "
Подставив в уравнение A46) приведенные значения для силы трения Р ок-
тр
ружной скорости цапфы v и произведя сокращения, имеем:
?3-. A50)
После подстановки значений ^и^в уравнение A45) оно принимает окон-
чательный вид:
582

Nn=-\ 0,55LRlnsin* a +1,19fruGn^- , A51)
где/— коэффициент скольжения между цапфами роликов и вкладышами под-
шипников; г — радиус цапф роликов, м; п — число оборотов печи в минуту;
D6 — диаметр бандажей, м; Z)p — диаметр опорных роликов, м; G — общий
вес вращающейся части печи, т.
По этому уравнению определяется общая мощность, потребная для враще-
ния печи с корпусом одного диаметра по всей длине. Если корпус состоит из
зон разного диаметра, то потребная мощность вычисляется для каждой зоны
отдельно и затем суммируется.
Для подшипников опорных роликов картерного типа с бронзовыми вклады-
шами и непрерывной подачей масла на цапфы рекомендуется коэффициент
трения выбирать равным 0,02-0,04. С учетом трения качения бандажей по ро-
ликам приведенные значения необходимо повысить до 0,03-0,06.
Расход мощности на преодоление трения в приводном механизме и уплот-
нительных устройствах учитывается в КПД установки. Величина его зависит
от конструкции приводного механизма, правильности его монтажа и эксплуа-
тации, и в среднем равна 0,9 для механизма закрытого типа, 0,85 — для сме-
шанного и 0,8 — для открытого.
При определении необходимой мощности для вращения печи в расчетное
уравнение A51) подставляют нормальное число оборотов. Но при эксплуата-
ции печь часто вращается с повышенным числом оборотов, на что требуется и
повышенная мощность. В момент пуска печи также необходима мощность
выше нормальной на преодоление силы инерции вращающейся части печи.
Учитывая это, мощность электродвигателя печи следует выбирать на 20-25 %
выше той, которая определяется по уравнению A51).
Наблюдения за работой вращающихся печей показывают, что мощность,
потребляемая ими, с увеличением срока их эксплуатации значительно возрас-
тает. Если производительность печи постоянна, то мощность может возрас-
тать вследствие плохого ухода за подшипниками опорных роликов, что вызы-
вает повышение коэффициента трения между вкладышами подшипников и
цапфами роликов; перекашивания опорных роликов относительно оси печи;
искривления корпуса печи из-за неправильной установки опорных роликов по
высоте, неравномерного износа вкладышей подшипников, неправильного со-
единения отдельных звеньев корпуса между собой и неравномерного нагрева
корпуса при эксплуатации; плохого ухода за приводным механизмом и трения
в контрольных роликах, что имеет место при неустойчивом положении корпу-
са на опорных роликах, когда он, перемещаясь, производит давление то на
верхний, то на нижний контрольный ролик.
583

Вращающаяся печь не является энергоемкой установкой, поэтому на повы-
шенный расход мощности ее приводным механизмом в большинстве случаев
не обращается должного внимания. Контроль же за мощностью, расходуемой
на вращение печи, помогает вести наблюдение за исправностью ее корпуса,
работой опорных роликов, их подшипников и других узлов печи. Повышение
или понижение роликов опоры относительно нормального уровня приводит,
например, к постоянной перегрузке приводного электродвигателя, что отме-
чается амперметром, а вращение искривленного корпуса (из-за неправильно-
го соединения его звеньев между собой или тепловых деформаций) сопровож-
дается колебаниями стрелки амперметра, следующими одно за другим через
каждый оборот печи и т.д.
584

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Вельский В. И., Гора А. П., Молчанов Н. Г., Чернов А. В. Строительство и ремонт
металлургических печей. — М.: Металлургиздат, 1959. — 448 с.
2. Вельский В. И., Чернов А. В. Строительство промышленных печей. — М.: Госу-
дарственное издательство литературы по строительству и архитектуре, 1953. — 412 с.
3. Богданов А. И. Вращающиеся печи цементной промышленности. — М.: Машино-
строение, 1965. — 320 с.
4. Болдырев А. С, Хохлов В. К. Пути экономии топлива в цементной промышленнос-
ти. — М: Стройиздат, 1983. — 88 с.
5. Вишняков Д. Я., Ростовцев Г. Н., Неуструев А. А. Оборудование, механизация и
автоматизация в термических цехах. — М.: Металлургия, 1964. — 468 с.
6. Воителев В. В., Могилевский Е. И. Механическое оборудование печей. — М.: Ме-
таллургия, 1991. — 148 с.
7. ГОСТ 21436-75. Изделия огнеупорные и высокоогнеупорные для футеровки вра-
щающихся печей. Технические условия.
Ъ.Дашко Ю. И, Креймер М. В., Огарков М. Наладка и теплотехнические испытания
вращающихся печей на цементных заводах. — М.: Издательство литературы по стро-
ительству, 1966. — 248 с.
9. Диомидовский Д. Ж. Металлургические печи цветной металлургии. — М.: Метал-
лургия, 1970.— 704 с.
10. Древищий В. В., Добровольский А. Г., Коробов А. А. Повышение эффективности
работы вращающихся печей. — М.: Стройиздат, 1990. — 224 с.
11. Ижорин М. Н. Футеровка теплотехнических агрегатов для производства цемента.
Высшая школа, 1984. — 160 с.
12. Исламов М. Ш. Печи химической промышленности. — Л.: Химия, 1969. — 176 с.
13. Исламов М. Ш. Пуск и наладка печей химических заводов. —Л.: Химия, 1980. —
232 с.
14. Копелиевич В. М., Авраменко О. И., Здоров А. И. Топливо цементной промыш-
ленности. — М.: Стройиздат, 1984. — 160 с.
15. Мамыкин П. С, Левченко П. В., Стрелов К. К. Печи и сушила огнеупорных за-
водов. — Свердловск: Металлургиздат, 1963. — 472 с.
16. Металлургические печи. Атлас. — М.: Металлургия, 1987. — 384 с.
17. Металлургические печи / Под ред. М. А. Глинкова. — М.: Государственное науч-
но-техническое издательство по черной и цветной металлургии, 1951. — 976 с.
18. Минкевнч НА. Печи и оборудование термических цехов. — М.-Л.: Глав, редак-
ция литературы по черной металлургии, 1937. — 476 с.
19. Рустем О. Л. Оборудование термических цехов. — М.: Машиностроение, 1971.
288 с.
20. Сатановский Л. Г., Мирский Ю. А. Нагревательные и термические печи в маши-
ностроении. — М.: Металлургия, 1971. — 384 с.
21. Справочник по огнеупорной кладке промышленных печей. — М.: Гос. изд-во ли-
тературы по строительству, архитектуре и строительным материалам, 1960. — 349 с.
585

22. Справочник по специальным работам. Сооружение промышленных печей / Под
ред. инженера А. В. Чернова. — М.: Издательство литературы по строительству, 1969.
— 512 с.
23. Строительство промышленных печей и дымовых труб. Вып. 5. — М.: Централь-
ное бюро технической информации, 1963.
24. Лисиенко В. Г., Щелоков Я. М., Ладыгичев М. Г. Хрестоматия энергосбережения.
Справочное издание в 2-х книгах/ Под ред. В. Г. Лисиенко. — М.: Теплоэнергетик,
2002. — 688 с. (кн. 1); 768 с. (кн. 2).
25. ВНИПИТЕПЛОПРОЕКТ. Печи и сушила машиностроительной промышленнос-
ти. Сборник трудов. Вып. 45. — М., 1978.
26. Ходоров Е. И. Печи цементной промышленности. — Л.: Изд-во литературы по
строительству, 1968. — 456 с.
27. Шварцман И. Ш. Радиальная кладка металлургических печей. — Свердловск-Мос-
ква: Металлургиздат, 1951. — 100 с.
28. Юсфин Ю. С, Гиммельфарб А. А., Пашков Н. Ф. Новые процессы получения
металла (металлургия железа): Учебник для вузов. — М.: Металлургия, 1994. — 320 с.
29. Детков С. П., Еринов А. Е. Тепловые процессы в печных агрегатах алюминиевой
промышленности. — Киев: Наукова думка, 1987. — 272 с.
30. Тимонин А. С. Инженерно-экологический справочник. Том 1. — Калуга: Изд-во
Н. Бочкаревой, 2003. — 917 с.
31. Равич М. Б. Топливо и эффективность его использования. — М.: Наука, 1971. —
358 с.
32. Корозо В. И. Вращающиеся печи и их техническое обслуживание. — М.: Цветме-
тинформация, 1963. — 18 с.
33. Кобахидзе В. В. Тепловая работа и конструкции печей цветной металлургии. —
М.:МИСиС, 1994. —355 с.
34. Коровкин Е. В. Вращающиеся печи для химических производств. Обзорная ин-
формация. — М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1984. — 22 с.
35. Международный конгресс. Пече-трубостроение: тепловые режимы, конструкция,
автоматизация и экология. — М.: Теплотехник, 2004. — 279 с.
36. Коровкин Е. В., Нестеров Б. М., Нехамкин Ю. 3. Теплотехнические исследова-
ния обжиговой муфельной печи // Лакокрасочные материалы и их применение. 1982.
№ 2. С. 45^6.
37. Винтовкин А. А., Ладыгичев М. Г., Гусовский В. Л., Усачев А. Б. Современные
горелочные устройства (конструкции и технические характеристики). Справочное из-
дание. — М.: Машиностроение-1, 2001. — 496 с.
38. Михайлов-Вагнер А. Конструктивное развитие газовых горелок для вращающих-
ся печей // Цемент и его применение. 1997. № 3. С. 7-11.
39. Лидерер X. Горелка нового поколения для вращающихся печей // Цемент и его
применение. 1997. № 3. С. 12-14.
40. Арутюнов В. А., Бухмиров В. В., Крупенников С. А. Математическое моделиро-
вание тепловой работы промышленных печей. Учебник для вузов. — М.: Металлур-
гия, 1990. — 239 с.
41. Семенова Л. А., Боярская Т. П., Бурдакова Н. Б. Пути снижения удельного расхо-
да топлива на вращающихся печах ИДП ОАО "ММК" // Энергосбережение на про-
586

мышленных предприятиях: Материалы второй Международной научно-технической
конференции. Магнитогорск, 2000. С. 219-226.
42. Лисиенко В. Г., Волков В. В., Маликов Ю. К. Улучшение топливоиспользования и
управление теплообменом в металлургических печах. — М.: Металлургия, 1988.
43. Балансовые методы в исследовании и автоматизации печей / Под ред. В. С. Кочо.
— Киев: Техника, 1966.
44. Авербух Т.Д., Павлов П. Г. Технология соединений хрома. — Л.: Химия, 1967.
45. Тройб С. Г. Контроль коэффициента избытка воздуха. — Свердловск: Металлур-
гиздат, 1955.
46. Трембовля В. И., Фигнер Е. Д., Авдеева А. Л. Теплотехнические испытания ко-
тельных установок. — М.: Энергоатомиздат, 1991.
47. Теплотехнические расчеты металлургических печей / Под ред. А. С. Телегина. —
М.: Металлургия, 1993.
48. Краткий справочник физико-химических величин / Под ред. К. П. Мищенко и А. А.
Равделя. — Л.: Химия, 1974.
49. Совешкин В. Л., Федяева А. А. Теплофизические свойства веществ. — Свердловск:
УПИ, 1990.
50. Казанцев Е. Л. Промышленные печи. Справочное руководство для расчетов и про-
ектирования. — М.: Металлургия, 1975.
51. Казяев М. Д., Шаврин В. С, Ренжин И. П., Воронов Г. В., Гущин С. Н. Констру-
ирование и расчет сушильных агрегатов. — Свердловск: УПИ, 1989.
52. Тарасов А. В., Уткин Н. И. Общая металлургия. — М.: Металлургия, 1997. —
280 с.
53. КудиновД. 3., Субботина Н. А., Шаврин С. В. Изменение параметров газа по вы-
соте доменной печи при выплавке чугуна из бедных силикатно-никелевых руд // Изве-
стия вузов. Черная металлургия. 1999. № 1. С. 72-73.
54. Согех (R), Revolution of Ironmaking. Voest Alpine Industrianlagenbau. Linz, 1994. p. 21.
55. Лисиенко В. Г., Роменец В. А., Пареньков А. Е. и др. Способ бескоксовой перера-
ботки ванадийсодержащего рудного сырья с получением легированной ванадием ста-
ли. Патент на изобретение № 2167944 по заявке № 98115858 от 11.08.98.
56. Леонтьев Л. И., Ватолин Н. А., Шаврин С. В., Шумаков Н. С. Пирометрическая
переработка комплексных руд. — М.: Металлургия, 1997. — 432 с.
57. Салихов 3. Г., Арунянц Г. Г., Рутковский А. Л. Системы оптимального управле-
ния сложными технологическими объектами. — М.: Теплоэнергетик, 2004.
58. Кузякин В. И., Лисиенко В. Г., Богомолов В. П. Информационно-измерительная
техника и технологии: Учебное пособие. — Екатеринбург: Изд-во УГТУ, 2001. —133 с.
59. Лисиенко В. Г., Гущин С. П., Казяев М. Д., Лошкарев Н. Б., Попов Б. А., Горяи-
нов В. Э., Жильцов Ю. А. Комплексное исследование тепловой работы вращающейся
печи для окислительного обжига хромистой руды // Химическая промышленность.
1996. №2. С. 48-50.
60. Лисиенко В. Г., Щелоков Я. М., Ладыгичев М. Г. Топливо. Рациональное сжига-
ние, управление и технологическое использование: Справочное издание в 3-х книгах.
Кн. 1,2/ Под ред. В. Г. Лисиенко. — М.: Теплотехник, 2004. — 608 с. (кн. 1); 832 с.
(кн. 2).
587

61. Щелоков Я. М., Аввакумов А. М., Сазыкин Ю. К. Очистка поверхностей нагрева
котлов-утилизаторов. — М.: Энергоатомиздат, 1984. — 160 с.
62. Матвеева И. И., Новицкий Н. В., Вдовченко В. С. и др. Энергетическое топливо
СССР: (ископаемые угли, горючие сланцы, торф, мазут и горючий газ). Справочник.
— М.: Энергия, 1979. 128 с.
63. Степанов В. В., Масленников Г. К., Лазерко Н. Ю. Методическое пособие для
специалистов энергонадзора и энергослужб предприятий. — М.: Мособлгосэнерго-
надзор, 2000. — 47 с.
64. Кащеев И. Д. Свойства и проименение огнеупоров. Справочное издание. — М.:
Теплотехник, 2004. — 352 с.
65. Хорошавин Л. Б. Форстерит 2Mg-SiO2. — М: Теплотехник, 2004. — 368 с.
66. Ладыгичев М. Г., Бернер Г. Я. Зарубежное и отечественное оборудование для очи-
стки газов. Справочное издание. — М.: Теплотехник, 2004. — 696 с.

Справочное издание
Лисиенко Владимир Георгиевич
Щелоков Яков Митрофанович
Ладыгичев Михаил Григорьевич
ВРАЩАЮЩИЕСЯ ПЕЧИ:
теплотехника, управление и экология
Книга 2
Компьютеная верстка А. Г. Борисова
Корректор Л. Г. Смирнова
Сдано в набор 15.06.04. Подписано к печати 06.12.04.
Формат 70x100 1/16. Бумага офсетная. Печать офсетная.
Усл. печ. л. 48,1- Усл. кр-отт. 48,1. Уч.-изд. л. 46,18.
Тираж 1000 экз. B-й з-д 800 экз.). Заказ № 11287
Издательство "Теплотехник"
103064 Москва, ул. Земляной Вал, 27, стр. 3
Отпечатано с оригинал-макета в ППП "Типография "Наука"
121099 Москва, Шубинский пер., 6
ISBN 5-98457-018-1
II
785984
570183