Автор: Кучеренко А.А.
Теги: каменная кладка и подобные строительные работы строительное производство учебное пособие
Год: 1977
Текст
А.А.Нучеренко
ТЕПЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
ЗАВОДОВ СБОРНОГО
ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Проектирование
и примеры расчета
Допущено Министерством высшего и
среднего специального образования
УССР в качестве учебного пособия для
студентов вузов, обучающихся по спе-
циальности «Производство строитель-
ных изделий и конструкций»
I
I
Издательское объединение
«Вища школа»
Головное издательство
вез
К95
УДК 693.557-693.547
Тепловые установки заводов сборного железобетона.
Проектирование и примеры расчета. Кучеренко А. А.
Издательское объединение «Вища школа», 1977, с. 280.
В учебном пособии освещены основные положения
по проектированию тепловых установок заводов сборно-
го железобетона. Приведены сведения по вопросам тепло-
обмена, аэро- и гидродинамики тепловых установок, а
также по теоретическим основам и режимам тепловой
обработки, проектированию топочных устройств и тепло-
вых установок и теплоснабжению заводов. Значительное
внимание уделено методике выявления технико-эконо-
мических показателей работы рассматриваемых уста-
новок.
Книга содержит примеры с подробными решениями
и задачи для самостоятельного решения. Справочные и
нормативные данные для проектирования тепловых уста-
новок приведены в приложениях.
Книга предназначена в качестве учебного пособия
для студентов вузов специальности «Производство строи-
тельных изделий и конструкций». Может быть использо-
вана инженерами проектных организаций и заводов сбор-
ного железобетона.
Табл. 9. Ил. 52. Список лит. 46 назв. Прилож. 51.
Редакция литературы по строительству, архитектуре
и коммунальному хозяйству.
Зав. редакцией В. В. Гаркуша.
30209-101
Л М211(04)—77
С) Издательское объединение «Вища школа», 1977
ПРЕДИСЛОВИЕ
Масштабы намеченного XXV съездом КПСС развития
жилищного и промышленного - строительства требуют
увеличения мощности производственной базы, строитель-
ства новых предприятий и реконструкции действующих,
причем основное внимание уделяется интенсификации
производства, повышению качества продукции и сниже-
нию ее стоимости.
При всем многообразии методов изготовления железо-
бетонных изделий и деталей общим технологическим при-
емом, обеспечивающим ускорение твердения бетона, яв-
ляется тепловая обработка, длительность которой дости-
гает 70—80% всего цикла изготовления изделий. Поэтому
совершенствование процессов тепловой обработки является
одним из важнейших резервов увеличения производства
сборного железобетона.
Свойства железобетонных конструкций, особенно их
долговечность, в большой мере зависят от режимов тепло-
вой обработки, вида и работы тепловых установок.
В связи с этим важное значение приобретают вопросы
выбора наиболее экономичных и эффективных способов
тепловой обработки бетона. Разрабатываются эти вопро-
сы на стадии проектирования. Они требуют глубокого
знания теоретических основ тепловой обработки бетона,
характеристик тепловых установок и методов определе-
ния минимальных удельных расходов тепла.
Настоящее учебное пособие предназначено для сту-
дентов, изучающих курс «Тепловые установки в произ-
водстве строительных материалов и изделий». В книге
изложены основы проектирования топочных устройств и
тепловых установок периодического и непрерывного
действия, систем их автоматизации и теплоснабжения
заводов сборного железобетона.
3
Текст сопровождается примерами расчета и задача-
ми для самостоятельного решения, которые будут полез-
ны студентам при курсовом и дипломном проектиро-
вании,
Автор выражает благодарность доктору техн, наук
профессору Киевского инженерно-строительного инсти-
тута Б. В. Стефанову и канд. техн, наук доценту
Харьковского инженерно-строительного института
В. Д. Мурашко за помощь, оказанную в процессе под-
готовки рукописи.
Глава I. ТЕПЛОСНАБЖЕНИЕ ЗАВОДОВ
§ 1. ВЫБОР ВИДА ТОПЛИВА И ЕГО ХРАНЕНИЕ
При проектировании топочных устройств вид топлива
выбирают с учетом его технико-экономических показа-
телей — теплотворной способности, калориметрической
температуры горения, содержания балласта, экономич-
ности хранения и др. Очень важно, чтобы топливо
было недорогим и выделяло большое количество тепла
при сгорании. Наиболее рационально использовать при-
родный газ и мазут. Но при выборе нередко отдают пред-
почтение местным видам топлива, что обеспечивает бес-
перебойность работы предприятия и независимость от
дальности снабжения.
При определении емкости складов за расчетный при-
нимают расход топлива, соответствующий тепловой на-
грузке установки при средней температуре самого хо-
лодного месяца. Запас топлива на складе заменяют новым
не реже двух раз в год.
Твердое топливо доставляют на склад автомобильным
или железнодорожным транспортом; при дальности
перевозок до 10 км рациональнее использовать авто-
транспорт. Емкость расходных складов при регулярной
доставке твердого топлива автотранспортом принимают
не более недельного, а железнодорожным транспортом —
не более двухнедельного запаса [31]. При специальном
обосновании емкость складов может быть увеличена.
Уголь складируют в штабеля высотой до 2,5 м и ши-
риной до 20 м. Расстояние между смежными штабеля-
ми — не менее 1 м. Торф и дрова хранят в штабелях
высотой до 4 м при расстоянии между ними не менее
2 м. Штабелирование производят бульдозерами или авто-
погрузчиками.
5
Площадь расходного склада в м2 определяют по фор-
мул г. 24Вп ...
* скл — ; 7“ , (’)
птуу
где В — расход топлива, кг/'ч; п — число суток работы
установки, обеспечиваемое запасом топлива; h — допус-
тимая высота штабеля, м\ ту — объемная насыпная
масса топлива, кг1м3\ <р— коэффициент, учитывающий
откосы штабелей и проезды между ними.
Со склада в расходные бункера установок топливо
подают конвейерами (ленточными или скребковыми),
скиповыми подъемниками, ковшовыми элеваторами и дру-
гими транспортными средствами. Емкость расходных
бункеров зависит от вида топлива: для высокосортного
топлива расчет ведут, исходя из 12—18-часового, для
низкосортного— менее 10-часового запаса [8]. Емкость
сборных бункеров шлака и золы при механических
системах их удаления принимают не более суточного
запаса [31].
Жидкое топливо поступает на заводы по специальным
трубопроводам, а также в автомобильных или железно-
дорожных цистернах. Сливают и хранят его в резервуа-
рах — наземных или подземных (железобетонных или
металлических). На каждом заводе должно быть не ме-
нее двух резервуаров емкостью от 100 до 50.00 м3, рассчи-
танных на 5-суточный запас при доставке топлива авто-
транспортом и 10-суточный — при доставке железно-
дорожным транспортом.
Транспортировать, сливать и хранить мазут надо
при 60—80° С, чтобы избежать его застывания. Подогре-
вают мазут паром или горячей водой. В подземные резер-
вуары его можно сливать без дополнительной перекачки.
Природный газ поступает на заводы очищенный и
обезвоженный. Перед распределительными заводскими
сетями давление газа снижают до величины, близкой
к атмосферному давлению (0,01—0,3 Мн/м2) [4].
§ 2. СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
В процессе сжигания топлива различают три ста-
дии — зажигание, горение и дожигание. Во времени они
протекают последовательно, но в ряде случаев одна ста-
дия накладывается на другую.
6
Стадия зажигания характеризуется тепловой п о д-
готовкой топлива — подогревом, подсушкой,
выделением летучих веществ — и собственно
зажиганием. При повышении температуры ослаб-
ляются и разрушаются молекулярные связи реагирую-
щих веществ: появляются летучие вещества, молекулы
которых при столкновении вступают в реакцию. Ско-
рость и полнота реакции зависят от величины энергии
молекул, которая должна быть не ниже энергии их акти-
вации и частоты их столкновений. Молекулыреагирую-
щих веществ приобретают энергию активации в процессе
подогрева топлива.
Твердое топливо при подогреве вначале теряет влагу,
затем разлагается на летучие вещества и твердый оста-
ток — кокс. Дальнейшее повышение температуры приво-
дит к воспламенению сначала летучих веществ, затем
кокса.
Жидкое топливо, закипая, переходит в парообразное
состояние. Температура кипения его ниже температуры
воспламенения, поэтому возгорается сначала парообраз-
ное топливо.
В стадии зажигания топливо требует подвода тепла..
В стадии горения воспламеняются летучие горючие
вещества, затем кокс. При этом выделяется большое коли-
чество тепла и развивается высокая температура. Одно-
временно в топке происходит процесс золо- и шлако-
образования.
Основные реакции горения твердого топлива, которое
нуждается в значительном количестве кислорода, проис-
ходят на поверхности. Характер горения определяется
подводом (диффузией) окислителя к поверхности и сте-
пенью ее развития. Топливо покрывается пограничным
слоем малоподвижных газообразных продуктов горения,
препятствующих диффузии окислителя. Поэтому увели-
чение скорости прохождения окислителя у поверхности
кусков топлива приводит к уменьшению толщины инерт-
ной пленки газов, ускорению реакций на поверхности
горящего топлива и к интенсификации процесса в целом.
В стадии горения жидкого топлива сначала испаря-
ются и воспламеняются легкие фракции, затем тяжелые.
При повышении температуры из капель жидкости выде-
ляются легкие и тяжелые углеводороды. Тяжелые разла-
гаются на промежуточные соединения, которые и воспла-
7
меняются. Поэтому для интенсификации процессов горе-
ния жидкое топливо надо предварительно распылять.
При этом поверхность капли диаметром 1 мм может
быть увеличена в 600 раз [12].
При горении топлива продолжительность реакции
слагается из времени, требуемого на подвод окислителя
и на химическую реакцию.
При относительно низкой температуре
полное время горения определяется в основном кинети-
кой химических реакций, т. е. химической активностью
горючих элементов топлива по отношению к окислителю,
и концентрацией реагирующих веществ. Такой вид
горения называется гетерогенным и происходит
в кинетической фазе. Он характеризуется незначитель-
ным временем на подвод окислителя и относительно боль-
шим— на химическую реакцию. Поэтому интенсифици-
ровать процесс горения можно только сокращением дли-
тельности химических реакций в результате увеличения
концентрации и температуры реагирующих веществ (горя-
чее дутье), применения топлива с большей реакционной
способностью и быстрого удаления продуктов горения.
При высокой температуре скорость
реакций так велика, что полное время горения опреде-
ляется в основном физическими факторами — длитель-
ностью подвода окислителя к продуктам горения и их ин-
тенсивного смешения. Время протекания химических
реакций значительно меньше продолжительности под-
вода окислителя. Процесс горения в этом случае проис-
ходит в диффузионной фазе.
Скорость горения зависит не только от температуры,
но и от скорости подвода воздуха. Дальнейшее повыше-
ние температуры может привести к возникновению вос-
становительных реакций.
Расчет процесса горения топлива заключается в опре-
делении расхода воздуха, температуры горения и состава
газообразных продуктов горения.
Теоретическое количество воз-
духа для полного сгорания твердого и жидкого топ-
лива по объему в м91кг
Уо = 0,0899 (Ср + 0,375Sp+K) + 0,265Нр — 0,03330”, (2)
а по массе в кг[-кг
Lo = l,293Vo, (3)
8
где Cp, Sp, НР,ОР —рабочая масса топлива, % (при-
лож., табл. 1); числовые коэффициенты перед Ср, Sp,
JFF, Qp — количество кцслорода для сгорания 1 кг этих
‘'элементов, мл!кг\ 1 .^ЭЗ^плотность воздуха при нор-
мальных условиях, кг!м\
Полный объем продуктов сгорания топлива (газов)
в мъ1кг при а > 1
Vr = 0,01855Ср + 0,007Sp + 0,112НР + 0,0124 (Гр +
+ 100ш»п) + 0,0016dBaVo + 0,79aVo + 0,008Np +
+ 0,21 (а—1)VO, (4)
где +р — содержание влаги в топливе, %; wn — мас-
совое количество пара, вводимого для распыления жид-
кого топлива, кг!кг\ dB —влагосодержание воздуха,
г/кг (рис. 1, см. с. 16, 17); а—коэффициент избытка воз-
духа, при сжигании твердого кускового топлива равный
1,3-ъ2; твердого пылевидного—1,2-5-1,25; жидкого —
1,15-4-1,25; газообразного— 1,05-5-1,2 [12].
При полном сжигании топлива коэффициент избытка
воздуха определяют по формуле
Og — 0,5 (СО + Нг) — 2СНа
100 - (ЯЭ2 + О2 + со + Н2 + СН4)
Теоретическое количество воздуха для полного сго-
рания газообразного топлива в мЧм3
Vo = 0,0476 [0,5Н2 + 0.5СО + 2СН4 + 3,5С2Нв +
+ (m + 0,25n)CmH„+ 1,5H2S — О2]. (6)
Действительное количество воздуха
для полного сгорания топлива в м^/кг или Л43/л®
= «К. (7)
Низшая теплота сгорания рабочей массы
твердого и жидкого топлива в кдж!кг
<2Р = 339СР + 1030,7НР — 108,9 (Ор — Sp) - 25,1 Wp, (8)
где 339; 1030,7 и^т._д —к^эффиди^нтг^^в^мжаюдше.
величины теШж..сгорания-соажет^
элементов, деленные на 100, кдж’кг.
Низшая теплота сгорания газообразного топлива
в кдж/м5
QS = 0,01 [Qh2s • H2S + Qco • СО + QH, Н2 +
+ 2(QcmH„-CmH„)L (9)
где H2S, СО, Н2, CmHn — содержание компонентов газо-
образного топлива, % (прилож. табл. 2); Qh2s, Qco
и т. д.— теплота сгорания компонентов газообразного
топлива, кдж!м? (прилож., табл. 3).
В стадии дожигания количество золы преобладает
над количеством кокса, а при сжигании газообразного
топлива количество негорючих газов преобладает над
количеством недогоревших газообразных веществ.. В этой
стадии требуется, значительно меньшее количество воз-
духа, чем в предыдущей. Длительность дожигания зави-
сит от содержания золы в топливе и температуры ее
плавления: чем больше золы и ниже температура плавле-
ния, тем длительнее стадия дожигания. Теплоротери от
неполноты сгорания определяются степенью Завершен-
ности процесса горения.
Особенности отдельных стадий процесса сжигания
топлива следует учитывать при расчете и конструиро-
вании топочных устройств.
Пример 1. Продукты горения топлива содержат следующее
количество компонентов в %: СО2 = 14,2; СО = 0,8; О2 = 4,3;
Н2 = 0,3; СН4 = 0,1.
Определить коэффициент избытка воздуха.
Решение. По формуле (5) коэффициент избытка воздуха
4,3-0,5(0,84-0,3)-2-0,1
100 - (14,2 4- 4,3 4- 0,8 + 0,3 + 0,1)
Пример 2. Для более полного сгорания донецкого угля марки
АРШ (состав его приведен в прилож., табл. 1), подается воздух
влагосодержанием ds = 5 г/кг. Коэффициент избытка воздуха
а =1,25. Определить полный объем сухих продуктов и низшую
теплоту сгорания топлива.
Решение. По формуле (2) теоретическое количество воздуха
для сгорания топлива
Vo = 0,0899 (71,7 4- 0,375-1,8) 4- 0,265-1,4 — 0,0333-1,4 =6,84 м3/кг.
Согласно формуле (4), полный объем продуктов сгорания топ-
лива
10
Vr = 0,01855 -71,7 + 0,007 • 1,8 + 0,112-1,4 + 0,0124 (6 + 0) +
+ 0,0016 • 5 • 1,25 • 6,84 4- 0,79 1,25 • 6,84 + 0,008 • 0,8 +
+ 0,21 (J,25 - 1) 6,84 = 8,758 л3/кг.
По формуле (8) низшая теплота сгорания рабочей массы топ-
лива
QP = 339-71,7+ 1030,7-1,4 — 108,9 (1,4 — 1,8)'—25,1-6 =
— 25541 кдж/кг.
Задача 1. Анализ продуктов горения топлива показал сле-
дующее содержание компонентов в %: СО2 = 18,2; Os = 4,8.
Определить коэффициент избытка воздуха для полного сгорания
топлива.
Ответ: а = 1,3.
Задача 2. Рабочая масса донецкого антрацита АП имеет со-
став в %: Ср = 85; Нр = 1,6; Sp = 1,7; Ор = 1,1; Np = 0,9 (при
зольности Ар = 5,7 и влажности 1ГР = 4%). Определить полный
объем продуктов сгорания топлива при а = 1,25 и влагосодержа-
нии a) dB = 5 г/кг; б) d'B = 10 г/кг; в) d" = 20 г/кг.
Ответ: a) Vr — 10,88 м3/кг, б) V? = 10,96 м3/кг, в) V"=
= 11,14+3/кг.
Задача 3. Определить низшую теплотворную способность угля
марки Д, добываемого в Кузнецком бассейне и имеющего следу-
ющий состав в %: = 10; Ар = 5; Зо-рк = 0,4; Ср = 67,2;
Нр = 4,7; № = 2; Ор = 10,7.
Ответ: Qp = 26251 кдж/кг.
§ 3. ТОПКИ СЛОЕВОГО СЖИГАНИЯ
Тип топки для слоевого сжигания выбирают в зави-
симости от вида топлива и паропроизводительности ко-
тельного агрегата, а также в соответствии с рекоменда-
циями прилож., табл. 4 [39]. Расчет топки заключается
в определении площади зеркала горения (произведения
длины топки и ширины), объема и средней высоты то-
почного пространства.
Требуемую площадь зеркала го рщ н и я
R в м2 рассчитывают по известной тепловой мощности
топки Q в вт и принятому (прилож., табл. 9) значению
нормативного теплового.напряжения зеркала горения
7? = 0,278Q :((?/£)„. (10)
11
Здесь
Q = 0,278<, (11).
где 0,278 — коэффициент перевода единиц измерения
в СИ; В —расход топлива, кг/с (м3/с); — располагае-
мое рабочее тепло, кдж/кг, вычисляемое по формуле
Qp = (Qh + Qb + Qr + Q:i — Qk)'
Здесь Qb + Qt — тепло, принесенное воздухом
и топливом, кдж/кг', Qu—тепло, вносимое
с паровым дутьем, кдж/кг', QK — тепло, затра-
ченное на разложение карбонатов, кдж/кг.
Объем топочного пространства в м3 опре-
деляют по формуле
VT = 0,278Q:(Q/VT)H, (12)
где (Q/VT)n — нормативное тепловое напряжение топоч-
ного объема, вт/м3 (прилож., табл. 9).
Средняя высота топочного простран-
ства в м
//. = ад. (13)
Средняя высота слоевых топок небольшой мощно-
сти — 1,5-дЗлг. Опа должна быть тем больше, чем форси-
рованнее подается дутье и чем мельче топливо. Высоту
топок для котлов паропроизводительностыо 4—10 и
20—25 т/ч рекомендуется принимать (соответственно)
2,5—4 и не менее 4 м.
Активная длина колосникового полотна при ручной
загрузке топлива не должна превышать 2,3 м, при меха-
низированной загрузке на неподвижную решетку —
не более 3,5 м, а на подвижную — не менее 4,5 м.
Коэффициент полезно го действия
топки определяют по формуле
т]т = 1 — (Qx + QM + Qo. с): Q- (14)
Потери тепла от химической неполноты сгорания
топлива в кдж/ч
Qx = Ус ГВ (126СО + Ю7,ЗН2 + 357СН4 + 200H2S), (15)
где Ус. г — объем сухих газов, м3/кг твердого топлива
или м3/м3 газа; 126; 107,3 и т. д.—коэффициенты, вы-
12
ражающие величины низшей теплоты сгорания соответ-
ствующих химических элементов, деленные на 100, кдж/кг.
В топках рациональной конструкции при нормальной
эксплуатации Qx составляет менее 1 % всех потерь
тепла [45].
Потери тепла от механической неполноты сгорания
топлива в кдж/ч
<2м = 327ЛРВ (ашл+пр 1Оо°шл+пр + аУн .......), (16)
\ ишл+пр иун'
где 327 — коэффициент, выражающий величину низшей
теплоты сгорания топлива, оставшегося в шлаке, провале
и уносе, кдж/кг‘, Ар— зольность рабочей массы топ-
лива, %;- бшл, Gnp, GyH — содержание горючего в шлаке,
провале и уносе, кг/ч; ашл, апр, аун— доля шлака,
провала и уноса в общем количестве очаговых остатков
(прилож., табл. 9).
Потери QM зависят от свойств топлива, режима про-
цесса сжигания, общей суммы потерь и составляют 1—'
2% для крупных камерных топок и 10—15% для мел-
ких топочных устройств [45].
Тепло, отдаваемое в окружающую среду, в кдж!ч
Q0.c = 3,6SFA(/r-f0.c), (17)
где k£ — коэффициент теплопередачи обмуровки, втКм1 х
X °C); tr— температура газов, °C.
Эта статья потерь обусловлена тем, что наружная
поверхность обмуровки Д имеет температуру, которая
выше температуры окружающего ее воздуха t0. с. Для
мощных агрегатов Qo. с = 0,2 -т- 0,3%, а для мелких —
З-т-4% общей суммы потерь [45].
Пример 3. В топке объемом Рт = 20 м3 и площадью зеркала
горения R = 8 м2 расход топлива В = 500 кг/ч. Раполагаемое
тепло его Qp = 30300 кдж/кг. Определить тепловое напряжение
топочного объема и зеркала горения и среднюю высоту топочного
пространства.
Решение. По формуле (11) тепловая мощность топки
Q = 0,278 • 500 • 30300 = 1167600 вт.
Тепловое напряжение топочного объема
Q/VT = 1167600: 20 = 58380 вт/м3.
13
Тепловое напряжение зеркала, горения
Q/R = 1167600: 8 = 145950 вт/м*
Согласно формуле (13), средняя высота топочного пространства
НТ = 20 : 8 = 2,5 м.
Задача 4. Расход в топке топлива В = 150 кг/ч. Располагаемое
тепло его = 20210 кдж/кг. Активная площадь зеркала горения
топки R — 5 л2, тепловое напряжение топочного объема QJVт =
= 80620 вт/м*. Определить среднюю высоту топочного простран-
ства.
Ответ: НТ ~ 2 м.
§ 4. КАМЕРНЫЕ ТОПКИ
Тип камерных топок, зависящий от вида сжигаемого
топлива и паропроизводительности котельного агрегата,
рекомендуется выбирать по данным прилож., табл. 5.
Расход топлива паровыми котлами в кг/ч определяют
по формуле
где D — паропроизводительность котельного агрегата,
кг/ч; i„, ia —теплосодержание пара и питательной воды,
кдж/кг (прилож., табл. 50); т]к.у — к. п. д. котельной
установки, принимаемый равным 0,75—0,9 [4].
Коэффициент полезного действия котельной уста-
новки представляет собой отношение тепловой мощно-
сти котла к тепловой мощности его топки и определяется
по формуле (14) с учетом потерь тепла с отходящими
газами Qo. г-
Расход топлива водогрейными котлами в кг/ч
B = _£d_
<?НЧ. у
(19)
где Нл — площадь поверхности нагрева котла, л2;
q — теплосъем с 1 м2 котла, кджЦм2 ч) (прилож.,
табл. 9).
По расходу топлива подбирают тип и количество
горелок [39]. Обычно одну горелку конструируют на
расход природного газа в пределах 10—20 м3/ч [7].
14
По конструктивным соображениям в котле устанавли-
вают не менее трех горелок. При двухрядном располо-
жении горелки размещают треугольником вершиной
вверх или вниз. Длину факела горелок выбирают не
менее 7—10 м для котлов паропроизводительностью
20—50 т/ч. Глубина топки равна 4 и 4,5 м при паро-
производительности (соответственно) 12 и 20 т/ч.
Если мазутные форсунки производительностью 500—
1000 кг/ч расположены на фронтовой стене топки, рас-
стояние от их осей до боковых стен должно быть не менее
1—1,2 м, а от нижнего ряда форсунок до пода — не
менее 1 м. Глубина топки при производительности форсу-
нок 200—250 кг!ч составляет не более Зм, а при произ-
водительности 500 кг/ч и больше — не менее 4 м.
В зависимости от располагаемого давления топлива
скорость воздуха в мазутных и газовых горелках прини-
мают в пределах 20—150 м/с.
Пример 4. Паропроизводительность двух паровых котлов
котельной завода D = 10 т/ч насыщенного пара при давлении
р = 618 кн/м2. К. п. д. котельной т)к = 0,85. Теплотворная спо-
собность газа QJJ = 34964 кдж/м3. Температура питательной воды
tB = 100° С. Подобрать нужные горелки.
Решение. По формуле (18) расход газа одним паровым
котлом
Вг =
5000 (2758—419)
34964 • 0,85
= 394 м3/ч.
Здесь значения гп и iB находим по данным прилож., табл. 50.
Тепловая мощность котла ,
Q = 0,278(?РВг = 0,278 34964 • 394 = 3 25 30 вт.
'Для каждого котла подбираем три горелки типа ИГК-250
(прилож., табл. 6).
Примерб. Производительность паромазутной форсунки В =
= 300 кг/ч. Давление пара р = 1,4 Мн/м2. Подобрать тип форсунки.
Решение. По данным прилож., табл. 7 находим две марки
форсунок, отвечающих заданной производительности: длиннофа-
кельную марки ОН-549-04 и короткопламенную марки ОН-549-11.
Если позволяют условия, выбираем форсунку марки ОН-549-11,
так как она обеспечивает более качественное перемешивание и
высокое напряжение топочного объема.
15
Зчгпопьш I, ндж на 1нг сухого Ыуха
Рис, 1. / -d-диаграмма для влажного воздуха при барометрическом давлении 99,4 кн/м*.
Зздача 5. В топку парового котла поступает природный газ
с QJJ = 39400 кдж/мъ. Паропроизводительность котла D = 6,5 т/ч
при давлении р=1,ЗЛ1«/ла и к. п. д. и; = 0,9. Подобрать
горелки.
Ответ: четыре горелки типа ИГК-250.
ч
§ 5. ТЕПЛОВАЯ НАГРУЗКА
На заводах по производству сборного железобетона
теплоноситель подается к различным тепловым потре-
бителям, которые могут работать круглогодично или
периодически. В зависимости от этого различают сезон-
ную и круглогодовую тепловые нагрузки.
К сезонной нагрузке относятся отопление и венти-
ляция. Величина сезонной тепловой нагрузки зависит
в основном от наружной температуры.
Теплоснабжение нагревательных
приборов осуществляется следующим образом.
В котельном агрегате вода подогревается до температуры
выше 100° С и превращается в пар, который перемеща-
ется по трубопроводам в нагревательные приборы. Со-
прикасаясь с холодными стенками прибора, пар конден-
сируется, а скрытая теплота парообразования через
стенки приборов передается в помещение. Образовав-
шийся конденсат по трубопроводу возвращается самоте-
ком в котельную установку для повторного использо-
вания. Перемещается теплоноситель вследствие раз-
ности давлений пара в котле и перед нагревательными
приборами.
Систему теплоснабжения рассчитывают так, чтобы
пар, поступающий в нагревательные приборы, полностью
сконденсировался. Количество подаваемого пара регу-
лируют вентилем, установленным на горячем подводе
к каждому нагревательному прибору. В паровых систе-
мах высокого давления (0,17—0,40 Мн!мг) температура
конденсата практически равна температуре пара, на-
ходящегося в приборах.
Расход тепла на отопление зданий в кдж!ч опреде-
ляют по формуле
Q"7 = 3,6xVH(/B-^p.o), (20)
где х — тепловая отопительная характеристика зданий,
е/п/(.и3 • ®С) (прилож., табл. 11); — объем здания по
18
наружному обмеру, м3; fB — температура внутри помеще-
ния, °C; /р.о—расчетная для отопления температура
наружного воздуха, °C (прилож., табл. 12, 13).
Внутреннюю температуру для жилых зданий и столо-
вых принимают 18° С, для клубов — 16, для складов —
5-S-15, для гаражей и пожарных депо— 10° С [36].
Расчетную для отопления температуру наружного воз-
духа назначают согласно СНиП П-А. 6-62 «Строительная
климатология и геофизика. Основные положения проек-
тирования». Расчетную зимнюю температуру наружного
воздуха при проектировании систем отопления прини-
мают равной средней температуре наиболее холодной
пятидневки. При температуре наружного воздуха ta,
отличающейся от расчетной, в том числе при средней
за отопительный сезон ta, ср, расход тепла в кдж!ч
(21)
‘в *р. о
Удельная тепловая отопительная характеристика зда-
ния в вт/(м3 • °C)
2С_Ж-*р.о) ,991
V(*B-*p.o) - VH ’
где 2Q—потери тепла зданием, кдж/ч.
Величина удельной тепловой характеристики служит
теплотехйическим показателем проектируемого здания.
С уменьшением ее сокращаются первоначальные
и эксплуатационные расходы на отопление. Она зави-
сит от конструктивно-планировочного решения здания
(этажности, степени остекления, климатических усло-
вий и т. д.).
В системах отопления осуществляется регулирова-
ние теплоотдачи нагревательных приборов (качествен-
ное — изменением температуры теплоносителя, количе-
ственное — изменением его расхода). В паровой системе
отопления с избыточным давлением качественное регули-
рование теплоотдачи нагревательных приборов практи-
чески неосуществимо, так как температура насыщенного
пара с изменением давления меняется незначительно.
Расход теплоносителя изменяется кранами двойной
регулировки на горячих подводках к приборам.
19
Выбор системы вентиляции определя-
ется предъявляемыми к ней требованиями, назначением
и объемом здания и характером вредных выделений.
' Расход тепла на вентиляцию определяют на основании
проектных данных. Ориентировочно расчетный расход
в кдж/ч на приточную вентиляцию можно определить
по формуле
Свен — 3,6//Vh (/в — ^р. в) ~ СПУ ъ (/в— /р в), (23)
где у — вентиляционная характеристика здания,
вт/(м3 • 0 С) (прилож., табл. 11); Рн — наружный объем
здания, м3; tB — температура воздуха внутри помеще-
ния, ° С; /р. в — расчетная температура наружного воз-
, духа для вентиляции, ° С (прилож., табл. 12); с —объем-
ная теплоемкость воздуха, кджЦм3 - °C); п — крат-
ность часового обмена воздуха (прилож., табл. 11);
VB — внутренний объем здания, м3;
Для нагревания воздуха широкое применение полу-
чили металлические пластинчатые калориферы; они
компактны и имеют небольшую массу.
К круглогодовой тепловой нагрузке относятся горя-
чее водоснабжение и технологическая нагрузка.
Для горячего водоснабжения на заво-
дах сборного железобетона применяют в основном цен-
трализованную систему. Расчетный расход тепла на бы-
товое горячее водоснабжение в кдж/ч определяют по
формуле
Сбыт — [4,2yz (/г. в в)]; Тбыт, (24)
где v — норма потребления горячей воды на 1 чел., л/сут
(прилож., табл. 14); z— количество людей, чел.; tr. в —
расчетная температура горячей воды (обычно tr. в = 65° С);
tK. в — средняя температура водопроводной воды (зимой
tK. в = 5° С, летом 10° С); тбЫТ — продолжительность под-
готовки горячей воды (12—24 ч при наличии аккумуля-
торов воды’ большой емкости и 2—5 ч при их отсутст-
вии) в зависимости от сменности и режима работы пред-
приятия.
Расчетный часовой расход горячей воды определяют
по ее суточному расходу. Суточный график строят в за-
висимости от режима водопотребления с выявлением
часов максимального разбора воды в характерные дни ра-
20
боты системы горячего водоснабжения. При отсутствии
централизованной системы на основании графиков рас-
хода горячей воды и тепла на ее приготовление опреде-
ляют емкость баков-аккумуляторов, мощность водо-
нагревателей и генераторов тепла [361.
Расчетную емкость аккумулятора тепла в л вычис-
ляют по формуле
Уакк=ЖЖв-^.в). (25)
Емкость открытых баков и герметически закрытых
водонагревателей со змеевиками принимают с запасом
20—25%.
Требуемая площадь поверхности нагрева змеевиков
водонагревателей в м2
F3M = (l,14-l,2)Q6bIT/(^A0. (26)
где Сбыт — расчетный часовой расход тепла на горячее
водоснабжение, em; k — коэффициент теплопередачи,
равный 696 вт/(л2-°С) при теплоносителе-паре
и 310 вт/(м2 • 0 С) при теплоносителе-воде.
Расчетную разность средних температур теплоноси-
теля и нагреваемой воды в 0 С определяют по формуле
Д^ = 0,5 [(/и. т 4" А<. т)— (fa. в 4~ (к. в)], (27)
где t„, т, /к. т — начальная и конечная температуры при
теплоносителе-воде, ° С; /н. в, tK. в — начальная и конеч-
ная температуры нагреваемой воды, °C.
При теплоносителе-паре температура насыщенного
пара в °C -
/п == 0,5 (/н. Т 4~ 4<. т).
На технологические нужды исполь-
зуется 95—100% общего расхода тепла в летний период
и 40—50% — в зимний [14]. Общий расход тепла по
заводу включает, кроме технологических нужд, отопле-
ния, вентиляции и горячего водоснабжения, еще и по-
тери тепла при транспортировке от источника до потре-
бителей. Эти потери зависят от протяженности паропро-
водов, их диаметра, качества теплоизоляции и состав-
ляют около 5—20%.
Наиболее рационально применять единый теплоно-
ситель для всех тепловых нужд предприятия. Это дает
возможность не только принять единую систему тепло-
21
•снабжения, но и выбрать оптимальные параметры тепло-
носителя. Следует выбирать высокие параметры, допус-
тимые по условиям техники транспортировки тепла по
сети и использования его в абонентных установках.
Повышение параметров теплоносителя позволяет умень-
•шйть диаметры тепловой сети и снизить расходы на тран-
спортировку. Давление пара в регулируемой системе
пароснабжения диктуется давлением, допускаемым те-
пловыми установками.
Пример 6. Здание длиной 144, шириной 54 и высотой 12 м
«выполнено с коэффициентом остекления ср = 0,35. Коэффициент
теплопередачи в вт/(м2-° С) стен &ст = 0,985; потолка йпот = 0,8;
пола кпол = 0,7 и окон kQK = 2,7. Коэффициент снижения расчет-
ной разности температур для потолка фпот = 0,8, для пола Фпол=
= 0,6. Температура внутреннего воздуха /в = 20° С, наружного
•ip 0 = —15° С. Определить расход тепла на отопление здания.
Решение. Определяем площади поверхностей потолка, пола,
стен и окон:
^=^=144-54 = 7776
F„ = (144 + 54) 2 • 12 • 0,65 = 3088,8
F0K = (144 + 54) 2 • 12 • 0,35 = 1663,2 лА
Наружный объем здания
VH = 144 • 54 12 = 93312 м\
Отопительная характеристика здания
Х (^ст^ст “Ь W+к ^ПОТ^ПОтФПОТ “1” ^пол^пол^пол) Уц ~
= (0,985-3088,8 + 2,7-1663,2 + 0,8-7776-0,8+0,7-7776-0,6) : 93312=
= 0,168 втЦм3-° С).
По формуле (20) расчетный расход тепла
= 3,6- 0,168- 93312 (20 + 15) = 1975000 кдж/ч.
Пример 7. Административное здание имеет внутренний объем
Кв = 7550 я3 и наружный VH = 8000 «и3. Расчетная температуру
наружного воздуха для вентиляции /р в = —15° С, в помещении
tB = 18° С. Определить расчетный расход тепла на вентиляцию и
•кратность обмена воздуха.
Решение. Приняв по табл. 11 прилож. у = 0,33 вт/(м3-° С),
по формуле (23) определяем расчетный расход тепла на вентиляцию
QBeH = 3,6-0,33-8000 (18+ 15) = 313500 кдж/ч.
22
Из формулы (23) кратность обмена воздуха
313500 _
П~ 1,26-7550(18+ 15) ~ L
Пример 8. Определить расход тепла и емкость аккумулятора
на горячее водоснабжение для купания 10 чел. под душем про-
мышленного предприятия в зимнее время при температуре сме-
шанной воды /см = 35° С. Время подготовки горячей воды тбыт =
= 2 ч. Всего душевых сеток — 10. Время работы душевых — 0,5 ч.
Решение. По табл. 14 прилож. находим расход воды на
1 душевую сетку в 1 ч: Ио = 270 л/ч. Следовательно, на 10 душе-
вых сеток V = 270 • 10 = 2700 л/ч. Расход воды на купание в тече-
ние 0,5 ч V = 2700-0,5 = 1350 л.
Согласно формуле (24), расход тепла на горячее водоснабже-
ние
Сбыт = °-5 ’ 4-2 ' 1350 (35 - 5) = 84750 кдж/ч.
По формуле (25) необходимая полезная емкость бака-аккуму-
лятора, обеспечивающая расход горячей воды при заданном режи-
ме душевых,
VaKK = 84750/(65 - 5) = 1410 л.
Задача 6. Наружный объем заводоуправления VH = 5000 мъ.
Расчетная температура наружного воздуха /р о =—22° С, внут-
ренняя температура tB = 20° С. Длительность отопительного пе-
риода тот = 6000 ч. Определить расчетный расход тепла на отоп-
ление, если средняя за отопительный период температура =
= —1,4° С.
Ответ: £/™д = 1548- 10s кдж/год.
Задача 7. Для условий задачи 6 определить расход тепла на
вентиляцию и кратность обмена воздуха. Расчетная температура
для вентиляции /р в = —10° С. Объемная теплоемкость воздуха
с = 1,26 кдж/(м3-°С). Длина здания — 50, ширина — 10, высота —
10, толщина стен — 0,38 м.
Ответ: = 10368- 105 кдж/год\ п= 1,3.
Задача 8. Для условий примера 8 определить расход тепла
и емкость аккумулятора на горячее водоснабжение в летний период.
Ответ: Q6brr = 59100 кдж/ч1, Уакк = 1070 л.
§ 6. ГРАФИКИ РАСХОДА ТЕПЛА
Тепловые нагрузки завода задаются на основе расче-
тов или данных тепловых испытаний. Определение рас-
четных тепловых нагрузок обязательно сопровождается
построением графиков расхода тепла. Для выяснения
23
режима работы системы теплоснабжения составляют
суточные графики технологической нагрузки QTexH и го-
рячего водоснабжения для ряда характерных дней — ра-
бочего, выходного и т. п. При составлении таких графи-
ков исходят из данных о намечаемом режиме работы
завода. По суточным строят годовые графики нагрузок.
Годовой расход тепла определяют умножением часовых
расходов, приведенных на суточных графиках, на дли-
тельность режима.
В зимний период обязателен учет расхода тепла на
отопительные нужды, для чего надо знать расчетную
Рис 2. Отопительный (/) и отопительно-производствен-
ный (2) графики расхода тепла котельной установки.
наружную температуру, на которую проектируется
отопление (прилож., табл. 12), длительность перепадов
с одинаковой наружной температурой (прилож., табл. 13)
и количество требуемого тепла Qwax при расчетной на-
ружной температуре. По расчетному максимальному
расходу тепла Q™/51 из уравнения (21) можно определить
минимальный расход. В этом случае принимаем /в =
= 16 ч-18° С; /н = 10° С.
Зная тепловые нагрузки QTeXH и Q"Tax, можно
построить график расхода тепла (рис. 2). Для этого
вправо от начала координат по оси абсцисс откладывают
часы работы котельной в течение года при определенных
постоянных наружных температурах (прилож., табл.
13), а влево — температуры наружного воздуха. По оси
ординат откладывают значения 2 (Q-гехн + Qwх) и Q™n.
24
Соединяя эти точки, получают наклонную АВ, соот-
ветствующую расходу тепла в зависимости от наружной
температуры. Из точек, соответствующих количеству
часов работы котельной при определенных постоянных
наружных температурах, восстанавливают перпендику-
ляры до пересечения с горизонтальными прямыми, про-
веденными из отдельных точек а, Ь, с, ... прямой АВ,
соответствующей этим температурам. Получают график
сезонного расхода тепла на отопление. Затем эти сту-
пени пропорционально увеличивают в масштабе ординат
на величину технологической нагрузки QTexH.
§ 7. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА КОТЛОВ
Тип котлов и площадь поверхности их нагрева выби-
рают с учетом графиков расхода тепла, рода сжигаемого
топлива и характера теплоносителя.
Если к установке предлагаются котлы заданной паро-
производительности DK, количество их определяют по
расчетной производительности котельной Dmax в кг/ч:
ь Ь Отах
D™* =....P.-Sg-r-, (28)
(п !в
где kp— 1,2 ч-1,3 — коэффициент резерва с учетом соб-
ственных нужд; krp= 1,05 ч-1,2 — коэффициент, учиты-
вающий потери при транспортировке тепла; Qmax — макси-
мальный расход тепла потребителями, кдж/ч‘, i„, iB —
энтальпии пара и конденсата (воды) у потребителей,
кдж/кг (прилож., табл. 50).
Количество котлов
пк = Dmax/DK. (29)
Если вместо паропроизводительности даны площади
поверхностей нагрева котлов, предварительно задаются
величинами удельного паросъема £)Н//7К в кг/(м2 • ч) для
паровых котлов и теплосъема Q/HK в кджЦм1 • ч) для
водогрейных котлов (прилож., табл. 8). Расчет ведут,
используя график расхода тепла котельной (см. рис. 2).
Последовательным делением величин тепловых нагрузок,
соответствующих отдельным ступеням графика, на
выбранное значение паро- или теплосъема получают
25
ряд суммарных площадей поверхностей нагрева в м2:
SO max
=PW <30>
Зная площади поверхностей нагрева котлов, можно
определить их число, учитывая следующие факторы [8]:
число котлов должно быть не менее 2 и не более 4—5;
устанавливаемые котлы должны иметь одну и ту же
площадь поверхности нагрева; котлы ни на одном
участке графика не должны работать с перегрузкой или
недогрузкой, которые превышали бы среднюю нагрузку
на 25%.
Максимальный часовой расход топлива в котельной
определяют по формуле (18).
В отопительно-производственных котельных приме-
няют чугунные или стальные котлы.
Чугунные котлы устанавливают, если тепловые на-
грузки на один котел не превышают 1160—1400 тыс. вт,
давление вырабатываемого пара менее 0,17 Мн/м2 и тем-
пература нагреваемой воды ниже 115° С.
Во всех остальных случаях применяют стальные
котлы, которые делятся на водогрейные и па-
ровые. Для теплоснабжения заводов железобетонных
изделий применяют паровые котлы двух групп — вер-
тикально-цилиндрические и вертикально-водотрубные.
Вертикально-цилиндрические паровые котлы характе-
ризуются малой производительностью и предназначены
для работы при давлении пара не более 0,8 Мн!м2.
К ним относятся котлы типа АК-1, разработанные Котло-
турбинным ЦНИПКИ им. Ползунова. Из вертикально-во-
дотрубных широко распространены котлы типа ДКВР
паропроизводительностью 2,5—20 т/ч при давлении
1,3 Мн/м2 (прилож., табл. 10).
Пример 9. Паропроизводительность котельного агрегата D —
= 24 т/ч при расходе топлива В = 2 т/ч и QP = 35158 кдж/кг.
Давление пара на выходе р = 618 кн/м2, температура питательной
воды tn в = 80° С. Определить к. п. д. котельного агрегата.
Решение. При р = 618 кн/лР in = 2758 кдж/кг, а при tn =
= 80° С <в = 334,9 кдж/кг (прилож., табл. 50). Тогда из формулы
(18) коэффициент полезного действия котельного агрегата
_ 24000 (2758 — 334,9)
Vy- 2000-35158
п. в
26
Пример 10. Для условий примера 9 определить изменение
расхода топлива при той же паропроизводительности, если в резуль-
тате ряда улучшений к. п. д. котельной установки увеличился да
V у = 0,9.
Решение. Расход топлива до рационализации В = 2 т/ч, а
после рационализации по формуле'(18)
о, 24000(2758-334,9) , о„
6 =------35158-0,9 = 1’84 т/ч-
Процентное уменьшение расхода топлива
АВ = ЮО = ^2-------------21ДУ юо = -—I®4 100 =
В ^к. у
- °’9 -0’83 юо = 8о/о,
2
0,9
т. е. расход топлива изменяется обратно пропорционально значе-
ниям к. п. д. котельной установки.
Задача 9. Котельная вырабатывает D = 13 т/ч пара при дав-
лении р=1,ЗМн/м2. Низшая теплотворная способность топлива
QP = 25500 кдж/кг. Температура питательной воды /в = 30° С.
Определить расход топлива при работе котельной с i|K у = 0,8 и
71к. у = 0’9’
Ответ: В = 1,51 m/ч; В' = 1,38 т/ч,
§ 8. РАСПОЛОЖЕНИЕ КОТЕЛЬНЫХ
В зависимости от рабочего давления паровых котлов
и степени нагрева воды в них котельные подразделя-
ются на установки высокого и низкого давления. Со-
гласно требованиям Госгортехнадзора и СНиП [31], ко-
тельные установки высокого давления, работающие на
воде, нагретой выше 115° С, или при давлении пара в
них более 0,17 Мн/м2, выносят в отдельно стоящие поме-
щения.
При проектировании котельных надо предусмотреть
удобную, простую и экономичную транспортировку
тепла к потребителям, устройство вблизи котельной
складов для топлива и золы, а также наиболее целесо-
образную схему подачи топлива и удаления золы.
Площадку для котельной выбирают с учетом макси-
мального приближения к источникам энергоснабжения.
По отношению к ближайшему жилому району или про-
мышленному объекту котельную располагают с подвет-
ренной стороны.
27
Отдельно стоящие котельные отделяют от ближайших
жилых и общественных зданий озелененными санитарно-
защитными зонами. Минимальную протяженность такой
зоны 25 м принимают для котельных, работающих на
твердом топливе с зольностью Лр < 10% и при расходе
топлива Втах < 3 т/ч; при Др = 30ч-45% и Втах =
— 20ч-25 т/ч протяженность санитарной зоны дости-
гает 200 м. Для котельных, работающих на газе, протя-
женность санитарно-защитной зоны составляет 15 м,
а на жидком топливе — 20 м.
Габариты зданий котельных определяют, руковод-
ствуясь технологическими требованиями к установке
оборудования, в зависимости От типа котлов и вида
сжигаемого топлива.
§ 9. ПАРОВЫЕ СЕТИ
Паровые системы теплоснабжения могут быть двух-
трубными (с возвратом конденсата) и однотрубными
(без возврата конденсата). Пропускную способность
паровых и конденсатных сетей взаимоувязывают. Для
этого учитывают параметры теплоносителя, характерис-
тику сети и потери давления в ней. Выбор параметров
теплоносителя и системы теплоснабжения завода обо-
сновывают технико-экономическими расчетами.
Полные потери давления в системе тепло-
снабжения в н/м2, складываются из линейных Дрл (в пря-
мых участках трубопровода) и местных Арм (в поворотах
трубопровода, фасонных частях и т. п.):
Дрс = Дрл + Дрм. (31)
Линейные потери пропорциональны длине трубопро-
вода на прямых участках и .зависят от их количества:
дрл = Ж/. (32>
где /?л — удельная потеря давления на 1 м длины трубы,
н/{м2 м); I — длина прямых участков трубопровода,
м; У1 — сумма произведений одинаковых удельных по-
терь на отдельных участках и соответствующих длин
участков.
Местные потери давления представляют в виде
участка длины трубопровода, на котором линейная по-
28
теря давления равна местной. Эта расчетная длина
трубопровода называется эквивалентной. С уче-
том ее полная потеря давления в трубопроводе
ДРс = 2/?л(/ + и (зз)
где /э — эквивалентная длина местных сопротивлений, м,
которую для паропроводов определяют по формуле
13 = 76,4 2 Wl’25, (34)
а для конденсатовоздухопроводов по формуле
/Э = 51,11М25. (35)
Здесь 2-Wb25 — сумма произведений коэффи-
циентов местных сопротивлений и диаметров
соответствующих участков.
Пропускная способность паропровода в кг/с
/п ’«ДЗ ,-Д625
G = 1 07(^....5
u £0,25
(36)
где g — ускорение свободного падения, м/с2; р — плот-
ность теплоносителя, кг/м3; dB — внутренний диаметр
трубопровода, м; k — его шероховатость.
При изменении плотности пара р' изменяется и его
расход С = Ср’. Удельные потери давления в н/(м2Х
Хм) обратно пропорциональны плотности пара:
/?л = /?л: ?' (37)
Пример 11. По паропроводу диаметром dB = 150 мм подается
пар со средним давлением р = 1,2 Мн/м?. Удельная потеря дав-
ления пара /?л = 30 н1(м?-м). Определить пропускную способность
паропровода. '
Решение. При k = 0,0002 и р = 6 кг/м3 по формуле (36)
пропускная способность паропровода
G = 1 07 (30'9’81 ' 6)0’5 ' °>152,628
О,ООО20,28
= 3,24 кг/с.
Задача 10. Пропускная способность трубопровода G = 1000 кг/ч.
Удельная потеря давления /?л = 147 н/(м2-м). Среднее давление
пара на участке р = 0,15 М.н-м2, Определить диаметр трубопро-
вода, если k = 0,0002.
Ответ: da = 125 мм.
29
Задача 11. Расход пара 0 = 2000 кг/ч, среднее давление в
трубопроводе р = 1,2 Мн/м2, диаметр паропровода dB = 125 мм,
Определить удельную потерю давления в трубопроводе.
Ответ: /?л «. 284 н1(м2-м).
§ 10. КОНДЕНСАТОВОЗДУХООТВОДЯЩИЕ СЕТИ
КонденсЯтопроводы могут быть сухими и мокрыми.
Мокрые полностью заполнены конденсатом, а сухие —
частично. Остальное сечение трубы в сухих конденсато-
проводах служит для отвода воздуха из системы.
Расчет конденсатопроводов заключается в определе-
нии диаметра и пропускной способности трубопровода.
При этом стремятся достичь пропуска максимального
количества конденсата, пара вторичного вскипания,
«пролетного» пара и удаляемого воздуха.
Количество конденсата определяют по
наибольшей тепловой нагрузке. Пропускная способ-
ность кондецсатопровода в кг!с
G = 7825 (/?лрконд)°М2’625, (38)
где рконд - плотность конденсата или паровоздухокон-
денсатной смеси, кг/м\
Количество пара вторичноговскипания
в кг!кг при работе пароприемника под избыточным дав-
лением
где iB, tv— энтальпия, кдж/кг, и температура конден-
сата, °C, перед поступлением его в конденсатопровод
(прилож., табл. 50); i'B, t2 — энтальпия и температура
в конце конденсатопровода при пониженном давлении,
соответствующем самоиспарению; г — теплота испарения,
кдж/кг (прилож., табл. 50).
При отводе конденсата конденсатоотводчиками или
подпорными шайбами возможен прорыв пара в конден-
сационную линию — «пролетный» пар. При не-
благоприятных условиях эксплуатации его количество
может доходить до 15% и более по отношению к потреб-
ляемому пароприемниками количеству пара.
30
Плотность смеси в кг/м3 определяют по
формуле
____1 _ _________1________ _ 11конд!*п_______
Рс" »сМ“(1-*)»конд + *»п *(РкоВД-Рп) + Рп’ ( ’
где &см. &конд, — удельные объемы конденсатной смеси,
жидкой фазы конденсата и паровоздушной смеси, м3/кг;
Рконд> Рп — плотность жидкой фазы конденсата и паро-
воздушной смеси, кг/м3; b — объемная доля паровоздуш-
ной смеси в общем объеме смеси, вычисляемая по фор-
муле
b = Vn/(Vn + Уконд), . (41)
где Vn — объем воздуха, пара или смеси, транспортируе-
мый за расчетный период, м3; Уконд — объем жидкой
фазы конденсата за тот же период, м3.
При транспортировании конденсата и пара b = 0п.Вт.
Объем смеси в м3 определяют по формуле
К=м = С:рсм. (42)
Пример 12. По трубопроводу диаметром dB = 0,125 м прохо-
дит конденсат плотностью рконд = 1000 кг/м3. Удельная потеря
давления /?л — 150 н/(м2-м). Определить пропускную способность
конденсатопровода.
Решение. Согласно формуле (38), пропускная способность
конденсатопровода
G = 28,2 • 1000 (150 • 1 000)0’5 • 0,1252'625 = 61203 кг/ч.
Пример 13. Определить плотность пароконденсатной смеси
при понижении давления от pt — 0,313 Мн/м2 до р2 = 0,101 Мн/м2.
Решение. По формуле (39) количество пара вторичного
вскипания
„ 2727 -2676 „поос ,
°п. вт =--2257----= 0,0226 кг/кг‘
Из табл. 50 прилож. находим:
при щ = 0,313 Мн/м2 in = 2727 кдж/кг, щ = 1,72 кг/м3;
при р2 = 0,101 Мн/м2 К. = 2676 кдж/кг, р2 — 0,6 кг/м3;
г = 2257 кдж/кг; рконд = 960 кг/м3.
Средняя плотность пара
Рп. ер = °.5 (Pi + Р2) = 0,5 (1,72 + 0,6) = 1,16 кг/м3.
31
Исходя из формулы (40) плотность смеси
"________ 960 • 1,16________
рсм 0,0226(960 — 1,16)4- 1,16 ~ кг/м •
Задача 12. По конденсатопроводу диаметром ds —=0,125 м
прокодит конденсат плотностью рконд = 408 кг/м3. Удельная поте-
ря давления R;i = 150 н/(м2-м). Определить пропускную способ-
ность копденсатопровода.
Ответ: G — 8,26 кг/с.
Задача 13. Расход конденсата G = 1500 кг/ч. Плотность его
Рконд = 900 кг/лЛ Удельная потеря давления /?л = 18,2 н/(м2-м).
Определить диаметр конденсатопровода.
Ответ: dB = 0,053 м.
§ И. ТЕПЛОВАЯ УСТОЙЧИВОСТЬ СИСТЕМЫ
Включение или отключение одних тепловых устано-
вок изменяет режим расхода пара в системе или в дру- *
гих тепловых установках. Происходит тепловая
разрегулировка всей системы и отдельных те-
плопотребителей, степень которой зависит от давления
пара в сети и в тепловых установках, а также от их
конструктивных особенностей. В зависимости от этих
факторов расход пара в кг/ч в отдельной установке изме-
нится и составит
G = aypl-pl (43'
где а — коэффициент, характеризующий пропускную
способность установки по массе теплоносителя, кг X
X ж2/(н ч); ръ р2 — давление пара перед установкой
и в ней, н /м2.
При расчете степени тепловой разрегулировки уста-
новок, потребляющих острый пар, надо пользоваться
коэффициентом массового сопротив-
ления S в (ч2 -н2)1(кг2 .и4), характеризующим
сопротивление системы прохождению пара. Между
коэффициентами а и S существует определенная связь,
а именно:
5= 1/а = (ц2 —p2)/G2. (44)
Расход пара в установке при изменившемся давлении
32
G'aV (р[)2 — (p'2y,
(45)
где pj, p'2 — изменившиеся давления перед установкой
и в ней, н/ма-.
С достаточной точностью можно принять, что расход
тепла, отдаваемого паром, в тепловых установках про-
порционален расходу пара, поступающего в них:
= (46)
Коэффициент х характеризует степень тепловой раз-
регулировки, т. е. изменение количества тепла, поступа-
ющего в тепловую установку. Степень разрегулировки
будет наибольшей, когда останется включенной только
одна тепловая установка. При этом падение давления
в паропроводе будет наибольшим, а давление пара перед
установкой окажется таким же, как и в парогенерирую-
щей установке. В этом случае максимальная степень
тепловой разрегулировки
хгаах=i/z~4—Ч ' <47)
Г р* — Pl
где р3 — давление пара в теплогенерирующей уста-
новке, н'м\
Качество системы пароснабжения можно оценить
ритерием тепловой устойчивости
(«>
В реальных условиях 1 > К >0. Если в сети по-
теря давления мала и ею можно пренебречь, К = 1,
если же в тепловой установке потеря давления мала
и ею можно пренебречь, К = 0.
При установлении очередности включения тепловых
установок и назначении режимов тепловой обработки
надо учитывать возможную степень тепловой разрегули-
ровки. Преимущество всегда отдается тем системам,
в которых при прочих равных условиях критерий тепло-
зой устойчивости выше. Расчетное давление в сети при-
нимают максимальным. Избыточное давление погашается
2 6-261 33
непосредственно на вводах пара в теплоиспользующие
установки. Тепловую устойчивость системы повышают
применением автоматических- регуляторов давления
и температуры вместе с дроссельными диафрагмами.
Пример 14. В каждой из двух систем пароснабжения пропа-
рочных камер с параметрами р^ = 0,11 Мн/м2, р2 = 0,1 Мн/м2,
р3 = 0,2 Мн/м2 пр±~ 0,55 Мн/м2, р' = 0,1 Мн/м2, р'9 = 0,6 Мн/м2
расход пара G = 400 кг/ч. Определить максимальную степень
тепловой разрегулировки систем.
Решение. Согласно формуле (47), степень разрегулировки
системы первой пропарочной камеры
_ 0,2* - 0, Р
хтах у 0 1Р~6 1г
второй пропарочной камеры
_ у Г 0,62 - 0,13
хгаах У 0,552 — 0,12 ,ь
Максимальная степень тепловой разрегулировки системы
второй пропарочной камеры меньше, чем первой в хтах : х^ах =
= 3,81 1,1 =3,45 раза, поэтому при выборе системы следует пред-
почесть вторую.
Задача 14. Для условий примера 14 определить коэффициенты
массового сопротивления.
Ответ: Sj = 0,137-10~7 (ч2-Мн2)/(кг2-м*); S, =
= 0,183-10~« (ч2-/Ин2)/(/<г2-л?).
Глава II. АЭРО- И ГИДРОДИНАМИКА
ТЕПЛОВЫХ УСТАНОВОК
§ 12. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Качество тепловой обработки изделий в большой мере
зависит от аэродинамической характеристики тепловых
установок. Теплообмен между средой и изделиями опре-
деляется созданным режимом движения теплоносите-
ля — газа или пара, который перемещается под дей-
ствием внутренних или внешних сил.
Внутренние силы возникают в результате того, что
по высоте тепловых установок теплоноситель имеет раз-
ную плотность вследствие разности температур и влаго-
34
содержания. Частицы с большей плотностью опускаются
вниз, а с меньшей — поднимаются вверх. В вертикаль-
ной плоскости установок происходит свободное переме-
щение частиц среды. Однако скорость подобного переме-
щения мала и использование ее в тепловых установках
для теплообмена между средой и изделиями малоэффек-
тивно.
В связи с этим в современных тепловых установках
процесс теплообмена между средой и изделиями интен-
сифицируют, увеличивая скорость движения теплоноси-
теля в вертикальной и горизонтальной плоскостях при-
ложением к нему внешних сил — давления или разре-
жения.
Движение газов может быть естественным
или принудительным. В котельных установках есте-
ственное движение газов обусловлено геометрическим
давлением, создаваемым дымовой трубой или заглубле-
нием топки. Принудительно газы движутся под дей-
ствием полного давления (суммы статического и динами-
ческого давлений), создаваемого компрессорами, венти-
ляторами, вакуум-насосами и т. д.
В процессе перемещения теплоносителя по трубо-
проводам и при истечении в среду тепловых установок
его параметры (давление, температура, энтальпия и др.)
изменяются. При аэродинамических расчетах и выборе
тягодутьевых устройств устанавливают законо-
мерность изменения параметров
теплоносителя и выявляют особенности пре-
вращения энергии в рассматриваемом процессе. С этой
целью из многообразия возможных процессов выби-
рают простые, или основные, процессы: при постоян-
ном объеме (V = const), при постоянном давлении (р =
= const), при постоянной температуре (Т — const),
а также при q = 0 и Aq — 0.
В изохорном процессе (V = const) давление газа изме-
няется прямо пропорционально абсолютной температуре:
Pi: Рг — : Т2. (49)
В изобарном процессе (р = const) с повышением тем-
пературы объем газа увеличивается:
V^.V^T.-.T,. (50)
35
2*
В изотермическом процессе (Т = const) все подведен-
ное тепло идет на работу расширения:
Pi • Pi = ^2: Vj. (51)
В адиабатном процессе (q = 0; dq = 0) между пара-
метрами имеются следующие связи:
Pi^2 = V2:^; (52)
k—i
Ti:T2 = (V2:V1)^ = (p1:p.)^, (53)
где k — показатель адиабаты.
Действительная плотность газа р, в /сгЛи3, его объем
Vt в м3 и скорость vt в м/с при температуре t в °C:
Pt = Ро 1 + </273 ’
Vt = vo(l +//273); (55)
vz = w0(l+//273), (56)
где p0, Vo и v0 — плотность, объем и скорость газа,
приведенные к нормальным условиям, т. е. к 0° С и
101,325 кн/м2.
При перемещении теплоносителя по каналам и теп-
ловым установкам часть давления расходуется на пре-
одоление местных сопротивлений и сопротивлений
трения.
Определение сопротивлений на пути
движения теплоносителя часто является задачей аэроди-
намического расчета. Его можно вести чисто теоретиче-
ски, но он не дает полной картины при проектировании
новых типов тепловых установок. В этом случае прибе-
гают к теории моделирования, как к методу научного
исследования. Моделирование дает возможность все
исследования по выявлению э4)фективности работы про-
ектируемых установок провести на моделях, а не на
натуральных промышленных объектах. При этом мате-
риальные затраты на доведение установки до наивыгод-
нейшей сокращаются. Соблюдая основные положения
теории подобия, результаты исследований на моделях
переносят на промышленные объекты.
36
§ 13. ИСТЕЧЕНИЕ И ДРОССЕЛИРОВАНИЕ ГАЗА
И ПАРА
Истечение. Движение газа или пара через отверстия
или различного рода каналы особой формы (сопла,
насадки и т. д.) называется истечением.' Процесс
истечения характеризуется преобразованием энергии
давления в кинетическую энергию движения. При этом
движение газа рассматривается как стационарное и не-
прерывное (через все сечения протекает одно и то же
количество газа).
Скорость истечения газа в м/с в адиабатных условиях
определяют по формуле
/" fe—1
у = ?У 2* £1[1-(£г) k ], (57)
Т г k — 1 Р! L .\Р1/ J v ’
где ср — коэффициент потери скорости вследствие нали-
чия в потоке вихревого движения, трения о стенки и дру-
гих явлений (прилож., табл. 16); k — показатель адиа-
баты (прилож., табл. 15); plt рг — давление газа до
и после отверстия, н/м*\ рх — плотность газа, кг/м&,
при давлении рг, определяемая по формуле
Pi/Pi = RT\.
(58)
Здесь R — 8,314/Д4 кдж/кг • ° С, где М —
молекулярная масса газа, кг/моль-, Т\— абсо-
лютная температура газа, °C, прирг.
Скорость истечения газа в м/с в среду с резко пони-
женным давлением, т. е. при vKp > р2/рг
(59>
где v, р — коэффициенты (прилож., табл. 15).
Расход газа через отверстие в кг/с
(60)
где f — сечение отверстия, ж2; — удельный объем
газа, м?/кг, при давлении pt (прилож., табл. 50);
ф — коэффициент, который определяется только при-
родой газа, т. е. величиной k: для двухатомных газов
37
(при k — 1,4) Ф — 0,68; для перегретого пара (при
k = 1,3) ф = 0,665 [16].
Скорость истечения насыщенного (при p2/pi > 0,577)
и перегретого (при p^/pt > 0,546) пара в м/с
o = 44,72?PVZ4 (61)
где i2 — начальная и конечная энтальпии пара,
кдж/кг (прилож., табл. 50).
Скорость истечения пара при pjp^ < 0,577
vKp = УР1&1. (62)
/ ре i„ рг 'll
Рис. 3. Схема дросселирования газа
или пара.
Максимальный расход пара в кг/с при критической
скорости истечения
GKP = 0,62р./ У g , (63)
где р. — коэффициент истечения (прилож., табл. 16)
Дрэсселирование. Процесс прохождения газа или
пара через сужение называется дросселирова-
нием, или м я т и е м. Это явление сопровождается
падением давления от р1 до р2 вследствие сопротивле-
ний, вызванных сужением. Любой кран, вентиль, за-
движка, клапан и другие детали, уменьшающие проход-
ное сечение трубопровода (рис. 3), вызывают дроссели-
рование газа или пара и, следовательно, падение давле-
ния. Мятием газов и паров пользуются и для понижения
их давления (например, применяя дроссельные диа-
фрагмы, редукционные клапаны и др.).
При дросселировании потеря давления тем больше,
чем меньше относительная площадь сужения. При от-
сутствии теплообмена
ii — h = 0,5 (v% — v$, (64)
где iu t2 — энтальпии пара в сечениях / и II, кдж/кг.
38
При постоянной скорости движения газа, т. е, при
р2, чего всегда можно достичь подбором сечений
/j в /2, получим 1\ = i2. Таким образом, в результате
мятия энтальпия газа до суженного сечения и после
него имеет одно и то же значение.
В зависимости от начального давления, начальной
степени сухости и конечного давления влажный пар
после дросселирования может быть влажным, сухим,
насыщенным или перегретым.
Пример 15. Насыщенный пар при давлении р1 = 29420 н/д?
вытекает через отверстие диаметром d = 3 мм в атмосферу с
р2 = 0,1 Мн/м2. Определить скорость истечения и расход пара.
Решение. Режим истечения насыщенного пара
р = p2/Pi = 0,1/0,3 = 0,333 < ₽кр = 0,577.
Приняв значение Эд из табл. 50 прилож., по формуле (62)
находим скорость истечения насыщенного пара
vkp = /29420 • 0,6057 = 133,3 м/с.
Согласно формуле (63), расход насыщенного пара при крити-
ческой скорости
Gkp = 0,62.7,07-10-60,65 /29420 : 0,6057 = 63- 10~S кг/с.
Задача 15. Насыщенный пар под давлением рг — 0,26 Мн/м2
через цилиндрический патрубок диаметром d = 0,3 см вытекает
в атмосферу с р2 = 0,1 Мн/м2. Определить скорость истечения
и расход пара через острое отверстие и сопло Лаваля того же
диаметра.
Ответ: uj = 294 м/с; v2 = 626 м/с;
Gi = 0,164 кг/с; G2 = 0,241 кг/с.
Таким образом, расход пара, скорость и энергию выхода можно
увеличить, если вместо острого отверстия принять расширяю-
щееся сопло Лаваля.
§ 14. СОПЛА
Сопла выполняют в виде криволинейных суживаю-
щихся или расширяющихся каналов.
В суживающихся соплах пар расширяется только до
критического давления. В докритичес ко й
области (при pJPi > vkp) степень увеличения
объема меньше степени увеличения скорости. При этом
достигается критическая скорость выхода пара, равная
39
скорости звука в данной паровой среде. В з а к р и-
тической области (при < vKp), йаобо-
рот, степень увеличения объема больше степени увели-
чения скорости, и сопло должно быть расширяющимся.
Поэтому, чтобы использовать всю располагаемую
энергию и получить сверхкритическую скорость истече-
ния, к суживающемуся соплу надо добавить расширяю-
щуюся часть. Такое комбинированное сопло названо
по имени его изобретателя соплом Лаваля
(рис. 4).
При расчете сопла обычно задаются расход газа или
пара G, параметры рабочего тела pt и на входе в сопло
и давление среды р2, куда происходит процесс истече-
ния. При этом принимают отношение давлений p2!pi <
< vKp. В противном случае сопло должно быть сужи-
Рис. 4. Расширяющееся сопло Лаваля.
вающимся. Для расчета угол конусности (угол рас-
твора) расширяющейся части сопла принимают а0 =
8-7-12°.
Сопло рассчитывают в следующем порядке [15]:
1) выходную скорость газа и определяют по формуле
(57), пара — по (61);
2) температуру идеального газа на выходе из сопла
Т\ находят из уравнения (53) (Тадля пара — по табл. 50
прилож.);
3) площадь сечения горловины сопла f для газа опре-
деляют из формулы (60), откуда диаметр горловины
сопла
dp = 2 : к, (65)
а для пара площадь сечения горловины
40
fr — Gmax^Kp • %p> (66)
где __________
vKp =" ]/2 (h — «2кр); (67)
4) площадь выходного сечения сопла вычисляют из
выражения (60) или по уравнению
fa = Gmax&a : V. (68)
Если расширяющаяся часть сопла Лаваля выполнена
с прямолинейными образующими и с углом раствора ас,
ее длину определяют по формуле
Суживающуюся часть сопла Лаваля берут произволь-
ной, однако такой формы, которая дает минимальные
потери на трение.
Приведенный порядок расчета сопла Лаваля справед-
лив только для расчетного режима, при котором давле-
ние в устье ру равно внешнему давлению р2. Если эти
давления не равны, расчетный режим нарушается.
Тогда при .< Ру выходящая из сопла струя газа ста-
новится пульсирующей, а при р2 > ру она отрывается
от стенок и выходит из сопла в виде цилиндрической
струи. В последнем случае при угле раствора не более
10—12° струя может и не отрываться, но тогда возни-
кают скачки уплотнений и скорость истечения из сверх-
звуковой переходит в дозвуковую.
Пример 16. Пар при давлении рг = 0,2 Мн/м2 и температуре
t, — 120° С вытекает через сопло Лаваля в среду ср2 = 0,1 Мн/лР
и температурой /., = ЗОС. Расход пара Gmax = 0,l кг/с. Опреде-
лить скорость истечения пара, диаметры горловины и устья и
длину расширяющейся части сопла, если угол раствора ас= 10°.
Решение. Режим истечения пара: р = p2/pt = 0,1/0,2 =
= 0,5 < Ркр = 0,577. Следовательно, в горловине сопла v = окр
и G = Gmax, а рГ = р2кр = ₽крР1 = 0,577-0,2 = 0,115 Мн/лР.
По формуле (61) скорость пара в горловине
= 44,72-0,95 V2707 - 2680 = 213 м/с,
где ср принято по прилож., табл. 16; it, i21.p, i2 — по прилож.,
табл. 50.
41
Согласно формуле (66), площадь поперечного сечения горло-
вины
fr = (0,1-0,892) : 213 = 0,00042 м2 = 4,2 см2,
где 9, = 0,892 м2/кг принято по прилож., табл. 50.
Диаметр горловины вычисляем по формуле (65):
dp = 2 /4,2 i 3,14 = 2,37 см « ,4 см.
Скорость пара в выходном сечении сопла (в устье)
оу = 44,72?yi2Kp —«а = 44,72-0,95 /2680 - 2556 = 474 м/с.
Для вычисления площади выходного сечения сопла пользуемся
формулой (68):
fy = (0,1 • 32,93): 474 = 0,00694 м2,
где 92 = 32,93 м-'/кг (прилож., табл. 50).
Тогда по формуле (65) диаметр выходного сечения сопла
dy = 2 /69,4:3,14 = 9,4 см.
Длину расширяющейся части сопла определяем по формуле
(69)
, 9,4 - 2,4 „
1 2 tg (10 : 2) 40,2 СМ'
Задача 16. Для условий примера 16 определить диаметр горло-
вины сопла, если расход пара G = 0,2 кг/с.
Ответ: dp = 3 см.
§ 15. ВОЗДУШНЫЕ ЗАВЕСЫ
Воздушные завесы представляют собой устройства,
препятствующие проходу воздуха (газа) через открытые
проемы, которые по технологическому процессу нельзя
держать закрытыми.В производственных помещениях они
поддерживают требуемые санитарными нормами метео-
рологические условия, в тепловых установках — предо-
твращают прорыв воздуха из одной зоны в другую или
в производственные помещения. Расход тепла при этом
сокращается, а в тепловых установках поддерживается
заданная температура среды.
В воздушных завесах воздух выходит из узкой
и длинной щели, равномерно распределяясь по всей ее
длине, и имеет одинаковые скорости истечения, направ-
ленные нормально к оси воздуховода. Равномерная раз-
дача воздуха по всей длине завесы обеспечивается
42
Рис. 5. Воздуховод посто-
янного статического давле-
ния:
/ — вход; 2 — кожух; 3 — щель
для равномерной раздачи воз-
духа.
устройством воздуховода переменного сечения (рис. 5).
В этом случае по всей его длине устанавливается посто-
янное статическое давление, так как потери на трение ком-
пенсируются соответствую-
щим уменьшением динамиче-
ского давления.
Для придания струйкам
воздуха заданного направле-
ния щель снабжают щечками
и направляющими пластин-
ками (решеткой). Расстояние
между пластинками прини-
мают равным ширине щели.
Длина каналов, образован-
ных пластинками, должна со-
ставлять 2,5—3 ширины щели.
Воздушные завесы ворот
[2] следует предусматривать
в соответствии со СНиП П-Г.
ция и кондиционирование воздуха. Нормы проектиро-
вания». Для арматурных цехов завесы блокируют с авто-
7-62 «Отопление, вентиля-
Рис. 6. График расчета односторонней (2, 4)' и дву-
сторонней (/, 3) воздушных завес:
Г, 2— результаты опытов с нагнетанием; 3, 4 >— то же„
с всасыванием.
воздуха. В формовочных цехах такую блокировку не
делают, но воздух подогревают из расчета обеспечения
температуры смеси не менее +5° С. Воздушные завесы
работают непрерывно, как агрегаты систем отопления.
43
Рассчитывают воздушные завесы по графику, пред-
ставленному на рис. 6. На нем четыре кривые: две для
расчета односторонних и две для двусторонних воздуш-
ных завес. Из каждой пары кривых одна относится
к всасыванию, другая — к нагнетанию. Кривыми для
нагнетания пользуются при расчете ’ боковых завес
в тех случаях, когда здание стоит открыто — не защи-
щено другими зданиями и подвержено действию лобо-
вого ветра. Кривые для всасывания нужны при устрой-
стве нижних и боковых завес, когда непосредственное
воздействие лобового ветра исключено.
’ График составлен в относительных единицах — в до-
лях от количества воздуха, прорывающегося в незащи-
щенные завесой ворота. Абсолютное количество проры-
вающегося воздуха принимают за единицу. В долях
этой единицы исчисляют как количество воздуха, тре-
буемое для воздушной завесы (ось абсцисс), так и коли-
чество прорывающегося воздуха (ось ординат).
При помощи графика воздушную завесу рассчиты-
вают так..Определяют количество воздуха в мя/ч, проры-
вающегося в незащищенные ворота, и принимают его за
единицу. В зависимости от конкретных условий прини-
мают ту часть от этой единицы, которая может быть про-
пущена в цех при работе воздушной завесы (например,
0,3). Найдя на оси ординат эту величину, проводят пря-
мую, параллельную оси абсцисс, до точки пересечения
ее с соответствующей кривой. Этой точке на оси абсцисс
соответствует доля воздуха в м3/ч, которая требуется для
завесы. Задаваясь скоростью выхода воздуха из щели
в пределах 12—16 м/с, определяют ширину щели. Для
равномерного распределения воздуха по длине канал со
щелью делают переменного сечения, чтобы по возможности
получить на всем протяжении постоянное или близкое
к нему статическое давление. Для нижних воздушных
завес угол наклона оси струи к плоскости ворот (во из-
бежание «налипания» струи на пол) должен составлять
около 40°, для боковых завес — 45-ь50°.
Воздушные завесы тепловых установок. Количество
влажного воздуха в кг/с, выходящего через защищенные
завесой торцы камеры, приближенно можно определить
по формуле [17]
GTOp = 0,054 АЛ'ДгжАк V~HK, (70)
44
f
где М— разность средней температуры воздуха в камере
и температуры воздуха в цехе, °C; Аж —коэффициент
живого сечения камеры, т. е. отношение свободного се-
чения для прохода воздуха к площади поперечного сече-
ния камеры; FK —площадь сечения торца камеры, ж2;
Нк — высота камеры, ju.
Требуемое количество воздуха для завесы в кг/с
G3 = qGmp, (71)
где q — коэффициент расхода воздуха, равный 0,5 -н 1 [46].
Количество газов в кг/с, выбивающихся через рабочие
проемы печей и сушил [44],
g^p = F[0,lp + (/h + /0(Po-pB)]3 -
гО гв
- У[0,1р + ЛИро- Рв)]3}, (72)
где b — ширина рабочего проема, м; р0, рв—плотность
окружающего воздуха и газов внутри рабочего прост-
ранства, кг/м3 (прилож., табл. 49); р— избыточное дав-
ление на поду печи или сушила, н/ж2; hr — высота рас-
положения нижней кромки проема над подом, м; h —
высота проема, м.'
Пример 17. Коэффициент живого сечения 3-ярусной горизон-
тальной камеры туннельного типа йж = 0,3. Сечение камеры Вкх
X Як = 5 X 2,4 м. Температура цеха t — 20° С. Средняя темпера-
тура паровоздушной смеси, выходящей в цех через оборудован-
ный воздушной завесой торец, /тор = 60° С. Определить количество
воздуха для воздушной завесы.
Решение. Согласно формуле (70), количество воздуха,
проходящего через торец камеры,
GTOp = 0,054 (60 - 2О)0,6 • 0,3 .2,4-5 /24 = 2,74 кг/с =
= 2,74 - 3600 = 9850 кг/ч.
По формуле (71) количество воздуха для завесы
03 = 0,5 • 9850 = 4975 кг/ч.
Задача 17. Воздух с начальными параметрами рг = 0,19 Мн/м?
и t = 20° С проходит через отверстие диаметром d = 4 мм в среду
с давлением р2 = 0.11 Мн/м'1. Определить скорость истечения
и расход воздуха.
Ответ: v = 244 м/с; G « 0,01 кг/с.
45
§ 16. СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРАКТОВ
При перемещении жидкостей или газов затрачивается
определенное давление. Полное давление Др в н/м2 сла-
гается из суммы потерь давления на сопротивления тре-
нию ЕДртр, сумм местных сопротивлений ]£Дрм 0,
сопротивлений самотяги Е Дрс, сопротивлений, , связан-
ных с неизотермическим движением теплоносителя ЕА/7»,
и сопротивлений садки изделий ^Дроад:
Др = 2 ДРтр + £ ДРм. с + Е А/’с + S ДРн + S Арсад. (73)
При движении жидкости гидравлические потери дав-
ления на трение в трубах и каналах в н/м2
Артр = ₽|рА1 (74)
где ,8 — коэффициент трения по длине канала или трубы;
v — средняя скорость жидкости на участке, м/с; р —
плотность жидкости, кг/м3 (прилож., табл. 49); / — длина
канала или трубы, м; d3 — эквивалентный или гидрав-
лический диаметр, м.
Коэффициент трения зависит от числа Рейнольдса,
вычисляемого по формуле
Re = (vd^/v. (75)
где v — коэффициент кинематической вязкости, м2/о
(прилож., табл. 49).
Числовое значение критерия Рейнольдса определяет
характер движения жидкости. Установлено, что при
Re < 2320 движение ламинарное, а при Re > 2320 —
турбулентное.
Критическим, или предельным, называется
значение Renp = 2320 [12], которое определяют по фор-
муле
Renp = 56&Ш (76)
При 2320 < Re < Renp
P=0’1I(j= + ?e)°'2S- (77)
При Re > Renp
₽ = 0,11 (Ш)0-25. (78)
46
Здесь k — коэффициент шероховатости канала, который
для новых стальных труб равен 0,14-0,2, для чугунных —
0,8ч-1, для корродированных — 3 [36].
При движении газа аэродинамические потери давле-
ния на трение о стенки в н/м2
v2 / /, , ‘ \ / < + 273 ф),58з‘
Артр = G Роа;( + М \<ст+”273/ .. (79)
где Vq, р0 — скорость газа, м/с, и его плотность, кг/м\
приведенные к нормальным условиям; t, tCT — темпера-
тура газа на участке и температура стенки, °C.
При отсутствии теплообмена на участке последний
множитель в выражении (79) опускают.
При ламинарном движении газа (Re < 2200)
[4], [16]
₽ = 64/Re, (80)
при турбулентном (Re > 2200) —
р = 0,19тЛШ (81)
В упрощенных расчетах для кирпичных каналов
Р = 0,05, для металлических с сильной коррозией —
0,045, для металлических с небольшой коррозией
0,035 и для металлических при отсутствии коррозии —
0,025 [4].
Гидравлические и аэродинамические потери давления
на местные сопротивления в н/м2 в трубах и каналах
(при поворотах, перегородках, диффузорах, задвижках,
вентилях и других элементах) определяют по формуле
Арм. с = 0,5$м. сфо (1 + Z/273), (82)
где $м. с — коэффициент местных сопротивлений (прилож.,
табл. 51).
На вертикальных участках движения агента возни-
кают потери давления на преодоление гидростатиче-
ского давления. При изотермическом движе-
нии агента эти потери в н/м2 находят по формуле
Аре = ± hg _|_ ^/27з — 1 +^/27з) ’
где h — расстояние по вертикали между входом и выхо-
дом агента, м1, рь р2 — плотность агента на входе и
47
выходе, кг/м* (прилож., табл. 49); tu t* — температура
воздуха и газа, ° С. В формуле (83) знак «плюс» при-
нимают при движении теплоносителя сверху вниз,
«минус» — при движении снизу вверх.
При неизотермическом движении агента
потери давления в н/м2
ДРи = ±^(^Р2 —^Р1)- (84)
Здесь при нагреве теплоносителя в агрегате величина
Дрн положительна, при охлаждении — отрицательна.
Аэродинамическое сопротивление садки в н/м2
Дрсад = a^v^lg (1 + G273), (85)
где Осад = 0,02 ч- 0,08 кг/ж4— коэффициент аэродинами-
ческого сопротивления садки [20]; оСад — средняя скорость
движения теплоносителя в живом сечении садки, м/с.
Сопротивление слоя сыпучих и кусковых материалов
в н/м2-
ЛРс.« = рсл^М1 +Х), (86)
Здесь si с л — коэффициент сопротивления слоя; Н — высота
слоя материала, ж; d3 — условный (эквивалентный) размер
куска материала, м, определяемый по формуле
где GK — массовая доля кусков определенной фракции -
при ситовом рассеве материала; dK — средний размер кус-
ков определенной фракции, м.
Коэффициент пористости сыпучих и кусковых мате-
риалов
fen = °пуст/°сл = (р - (88)
где оПуСТ, осл — объем пустот в слое и объем всего слоя,
ж3; р, mv — плотность и насыпная масса материала, кг/м3.
При ламинарном движении теплоносителя (Re < 7)
и при ~ 0,4 [16]
рол = 2056/Re, (89)
а при турбулентном движении и в промежуточной
области (Re > 7), а также при fen = 0,4
₽ол = (1800/Re) + (46/Re0'08). (9Q>
48
Пример 18. По трубопроводу диаметром dB = 125 мм со ско-
ростью v — 0,1 м/с проходит вода, температура которой t = 80° С.
Эквивалентная шероховатость трубопровода k = 0,5 мм. Опре-
делить удельное падение давления воды.
Решение. Согласно выражению (76), предельное число Рей-
нольдса
2 • 0,125
Renp = (568 0,125)/0,0005 = 142000.
Взяв из табл. 49 прилож. коэффициент v = 0,364 • 10~® м2/с,
по формуле (75) определяем число Рейнольдса:
Re = (0,1 0,125)/(0,364 • 10~») = 34350 < Renp = 142000.
Коэффициент гидравлического трения находим по формуле (77).
о ,6S\°.25 n 11 /°-0005 J. 68 \ 0,25
₽ = 0,1Ц- + _) =0,11^- + ^ =0,0306.
Из табл. 49 прилож. берем плотность воды р = 973,57 кг/м*
и находим удельное линейное падение давления воды
_ 0,0306-0,12-973,57-9,81 .
“---------2йЦ25----------- = И’7 Н/(М М)-
Пример 19. По каналу квадратного сечения со стороной а =
= 0,5 м и/длиной I = 100 м движется со скоростью v0 = 10 м/с
воздух температурой t = 200° С, Трубопровод имеет четыре пово-
рота, для двух из которых 6 = 0,2, для остальных $* = 0,6. Опре-
делить общее сопротивление воздухопровода.
Решение. Согласно выражению (79), потери давления на
трение о стенки в прямых каналах
л АП4-0 , ,Ю2 100/, , 200\ ,
Д?тр = 0,0458 - 7,1 -у уд I 1 + дуд = 5610 Н1М •
Эквивалентный диаметр канала
d3 = 2а2/2а = 2 - 0,52/(2 • 0,5) = 0,5 м.
По формуле (75) число Рейнольдса
Re — gg-bv' = 1395 < Renn = 2200 (движение ламинарное).
oO,oD • 1U F
Здесь v = 35,85 • 10~6 м2/с принято по прилож,, табл. 49.
По выражению (80) коэффициент трения
₽ = 64: 1395 = 0,0458.
Потери давления от местных сопротивлений по формуле (82)
Дрм с = 0,5 • 2 (0,2 + 0,6) 102 0,724 9,81 (1 -ф 200 : 273) =
= 981 н/м2.
м. с
49
Здесь плотность воздуха р = 0,724 кг/м* принята по прилож.,
табл. 49.
Общее сопротивление воздухопровода
Др = Дртр + Дрм 0 = 5610 + 981 = 6591 н/ж2.
Задача 18. По трубопроводу диаметром <1 = 50 мм и длиной
I = 300 м подается воздух со скоростью о0 = 5 м/с давлением
Pi = 0,7 MhIm? и температурой t = 20° С. Шероховатость труб
k = 0,2 мм. По длине трубопровода имеется пять плавных пово-
ротов с $ = 0,08 каждый и три задвижки с = 0,2. Определить
давление воздуха на конце трубопровода.
Ответ. р2 = 0,67 Мн!лг.
Задача 19. Воздух в количестве V = 10000 л3/ч, температу-
рой t = 250° С подается по трубопроводу диаметром d — 0,5 м,
Определить характер движения воздуха.
Ответ: движение воздуха — турбулентное.
§ 17. ТЯГОДУТЬЕВЫЕ УСТРОЙСТВА
. Воздух и дымовые газы в тепловых установках
перемещаются при помощи тяговых и дутьевых
устройств. К тяговым устройствам относятся дымовые
трубы, к дутьевым — вентиляторы. По воздуховоду
агент движется под действием давления или разрежения.
Дымовые трубы могут создавать только разре-
жение, вентиляторы — разрежение и давление.
В зависимости от этого вентиляторы бывают дутьевые
или отсасывающие. Дутьевые вентиляторы обычно ста-
вят в начале газового тракта, отсасывающие — в конце.
При рециркуляции газов устанавливают промежуточные
побудители.
Разность между давлением агента на входе и выходе
тракта называется н а п о р о м, или тягой. Разли-
чают два вида тяги: естественную и искусственную.
Естественная тяга создается дымовой трубой, искус-
ственная — вентилятором.
Дымовые трубы. Естественная тяга создается раз-
ностью давлений воздуха, окружающего трубу, и дымо-
вых газов,- находящихся в самой трубе. Она имеет место
в котельных установках, когда температура газов не
превышает 300° С, а общее сопротивление тракта —
не более 500—600 н /лг2 [4].
60
Высоту дымовой трубы в м определяют
по формуле
₽бар \ в + 273 «г + 273J
где Арк. у — газовое сопротивление котельной установки,
н/ж2; Рбар — барометрическое давление, н/м2-, tB, tr — тем-
пература наружного воздуха и средняя температура ды-
мовых газов в трубе, °C.
Определив высоту дымовой трубы для летних и зим-
них условий, из двух найденных значений принимают
большее. Если труба обслуживает только отопительную
котельную, в расчетах следует принимать периоды с рас-
четной зимней температурой и с наружной температурой
конца отопительного сезона /н = 10° С.
Газовое сопротивление котельной уста-
новки в н/м2 состоит из газовых сопротивлений котла
Дркот, борова Арб, шибера Арш, дымовой трубы А/’тр,
разрежения в топке Арт и потерь напора при выходе
газов из дымовой трубы Ард.
Сопротивление чугунных секционных котлов при
крупнокусковом топливе и максимально допустимом
тепловом напряжении поверхности нагрева Аркот =
= 20 -г- 40 н/м2.
Сопротивление вертикальных цилиндрических кот-
лов находят по формуле
АрКот — 0,04 (Е>2в80 • ак: Нк)2 — 19,62 н/м2, (92)
где О2в90/Нх — напряжение поверхности нагрева котла
по пару при нормальных физических условиях, кг/(м2-ч)
(прилож., табл. 8); ак = а + 0,1 — коэффициент избытка
воздуха за котлом (а принимаем по данным с. 11).
Сопротивление боровов определяют на основании
аэродинамических расчетов и ориентировочно прини-
мают равным 20 н/м2 на каждые 25 м длины борова [8].
Сопротивление шибера Арш = 5 -5- 15 н/м2 18].
Сопротивление дымовой трубы обычно вычисляют
по формуле (83). Общую высоту трубы по стандартным
нормам проектирования промышленных предприятий
(НЮ 1-54) принимают не менее 30 м при расходе топлива
до 5 т/ч и не менее 100 м при расходе топлива 100—
51
200 т/ч. Если в радиусе 200 м от котельной находятся
здания высотой более 15 м, минимальную высоту трубы
принимают 45 м.
Разрежение в топке находится в пределах Дрт —
= 30-т-40 н/м2 для колосниковых решеток с ручным
обслуживанием и 80 ч-100 н/м2 — для шахтных топок.
Потери напора на выходе дымовых газов из трубы
Ьрл = №\, (93)
где v = 4 +• 10 м/с— расчетная скорость движения
газов [81; рг — плотность дымовых газов, кг/м\
Диаметры устья и основания тру-
бы в м определяют по формулам:
dy ' 3600 0,785у ’
do=l,5dy, (95)
где Vr — объем дымовых газов, м3/кг, определяемый
по формуле (4). ,
Дымовые трубы выполняют из металла, бетона или
кирпича в форме конуса или цилиндра.
При сжигании топлива с малым содержанием серы
(Sp <0,5%) и расчетных размерах труб по высоте до
35 м, а по диаметру до 1 м их, как правило, выполняют
стальными цилиндрическими и устанавливают на кир-
пичном фундаменте с цоколем. Трубы высотой 20—
100 м и диаметром 0,8—7 м выкладывают из кирпича,
придавая стволу коническую форму или делают железо-
бетонными со стволом цилиндрической формы. Железо-
бетонные трубы высотой более 120 м должны иметь кони-
ческую форму. Высота труб может достигать 250 м, что
вызвано требованиями промышленной санитарии —
необходимостью удаления дымовых газов, содержащих
примеси, вредные для здоровья людей.
Для устойчивости стенкам дымовых труб придают
•форму усеченного конуса с уклоном 0,015—0,03. У осно-
вания труб предусматривают устройства для удаления
золы. С целью защиты от удара молний устанавливают
- молниеотводы.
Пример 20. Количество проходящих через дымовую трубу
газов Кг= 10000 л3/ч. Температура газов у основания трубы /г =
= 300° С, температура окружающего трубу воздуха /в = 20° С,
52
Расчетная величина сопротивления р0 = 294 м/лА Рассчитать ды-
мовую трубу.
Решение. Высоту трубы h находим из формулы (83). Для
этого, найдя по табл. 49 прилож. рг = 0,6 кг/м2 и рв = 1,18 кг/м2,
вычисляем:
294 = Й9 81 / ______.___\
’ ^1 + 20/273 1 4- 300/2Й) ’
откуда h = 36,8 м « 37 м.
Согласно выражению (94), диаметр устья трубы
. -1 / 10000 _о. ,
dy ~ V 3600 • 0,785 • 4 ~~ 0,94 м ~ М'
Диаметр основания трубы
dQ= 1,5 dy = 1,5 • 1 = 1,5 м.
Задача 20. Через дымовую трубу высотой h = 100 м. проходят
газы температурой /г = 200° С и плотностью рг = 1,32 кг/м2.
Определить самотягу, создаваемую дымовой трубой.
Ответ: рс и 620 н/м2.
Вентиляторы. В вентиляционной технике применяют
осевые и центробежные вентиляторы.
Осевые вентиляторы, состоящие из рабо-
чего колеса-втулки с насаженными лопастями, обода
и обечайки, предназначены для перемещения больших
объемов воздуха и неагрессивных газов температурой
до 100° С, не содержащих липких и длинноволокнистых
веществ, при сопротивлении сети не более 300—350 н/м2.
Такие вентиляторы целесообразно устанавливать на
одном валу с электродвигателем.-
К основным деталям центробежных вен-
тиляторов относятся кожух и вращающееся в нем
колесо (турбина) с лопастями. По величине создаваемого
давления их делят на три группы: низкого давления —
до 1000, среднего — до 3000 и высокого — до 15000 н/м2.
Применяют центробежные вентиляторы в системах при-
точно-вытяжной вентиляции, воздушного отопления,
а также в качестве дутьевых вентиляторов в тепловых
и котельных установках. Основное их назначение —
перемещение воздуха и неагрессивных газов при тем-
пературе до 180° С, содержащих твердые примеси в
53
количестве не более 150мг/м3, но не содержащих липких
и длинноволокнистых веществ.
При более высокой температуре газов устанавливают
дымосос ы, которые отличаются от вентиляторов
более массивными и прочными рабочими колесами, ко-
жухом, покрытым внутри броней, износоустойчивым
ротором и водяным охлаждением подшипников, а ино-
гда и вала.
Вентиляторы выбирают по давлению (напору) и про-
изводительности, между которыми установлена графиче-
ская зависимость, характеризующая их работу при раз-
личной скорости вращения рабочего колеса.
П роизводительность вентилятора в м3!ч определяют
по формуле
у — 1 1 jgrnax|/ 273 J_0U325 /1 QM\ /gg\
в v0 273 QPJ, (УЬ)
где 1,1 — коэффициент, учитывающий утечку воздуха
через неплотности воздуховодов; Втах — максимальный
расход топлива, кг/ч; Vo — теоретический объем воздуха
(прилож., табл. 1 и 2; формулы (2) и (6)1; а — коэф-
фициент избытка воздуха в топке (см. с. 11);
(1—Qm/QS) — поправка на механический недожог.
Для определения максимального напора вентилятора
рассчитывают потери напора в воздуховодах и оборудо-
вании, расположенном по тракту. Полное давление
(напор) рекомендуется увеличивать на 10—15% [20].
Приведенное полное давление вентилятора или дымо-
соса в н!м2 определяют по формуле
273 + /г
Р" = РР 273 + ^кат ’
где рр — расчетное полное давление (напор) вентилятора,
н/м1; tr — температура газов, входящих в вентилятор, °C;
4ат — температура газов, принятая по каталогу Д<ет =
= 20° С).
После определения производительности и приведен-
ного полного давления по соответствующим каталогам
или графикам выбирают номера вентиляторов, руковод-
ствуясь их к. п.д. и числом оборотов. По одному и тому же
давлению и производительности можно выбрать различ-
ные вентиляторы, но один из них всегда будет наиболее
54
экономичным, имеющим наибольший к.п.д. При выборе
вентилятора надо стремиться к значениям к.п.д. не ниже
0,9 максимальной величины.
Следует учитывать, что один и тот же вентилятор
может подавать различные количества воздуха в зависи-
мости от величины преодолеваемых сопротивлений сети.
Так, вентилятор не создаст высокого давления, если
сеть, на которую он работает, характеризуется неболь-
шим гидравлическим сопротивлением.
Мощность, потребляемая'.вентилятором, в кет
nV
Nb = 3,6 Ю’дПдр ’
где VB — производительность вентилятора, м8/ч; ц =
= 0,4 -ь 0,65 — к. п. д. вентилятора [20]; т)п? = 0,85 -*•-
-ь-0,95 —к. п. д. привода.
Мощность электродвигателя в кет
Мяв = kNB, (99)
где k = 1,32 — коэффициент запаса мощности.
Соединение вентиляторов может быть
параллельным или последовательным.
При параллельном соединении воздух подается в об-
щий воздухопровод и через каждый вентилятор прохо-
дит часть общего количества воздуха, расход которого
несколько меньше суммы величин производительности
всех вентиляторов. Параллельное соединение вентиля-
торов невыгодно при больших сопротивлениях сети,
так как их суммарная производительность увеличивается
незначительно.
Последовательное включение двух вентиляторов про-
изводят в том случае, если один вентилятор не в состоя-
нии преодолеть сопротивление сети. При этом нагнета-
тельный патрубок одного вентилятора соединяют с вса-
сывающим патрубком другого, который подает воздух
в сеть. Производительность двух последовательно рабо-
тающих вентиляторов несколько больше производи-
тельности одного при его изолированной работе. Общий
напор, хотя и больше того, который создает один венти-
лятор, все же меньше суммарного напора при отдельной
работе каждого.
55
В котельных установках часто применяют дутьевые
вентиляторы, которые устанавливают по одному
или группами. При сжигании твердого топлива
на один котел принимают один дутьевой вентилятор.
При сжигании газа или мазута число дутьевых вентиля-
торов не нормируют, но для котлов повышенной мощ-
ности их принимают по числу горелок. Групповые вен-
тиляторы устанавливают в котельных, оборудованных
котлами паропроизводительностью не выше 1,5—2 т/ч.
Для уменьшения шума вентиляторы не
ставят на стенах зданий. От трубо- и воздухопроводов
их отделяют эластичными вставками длиной не менее
150 мм. Основание вентилятора должно быть виброизо-
лирующим. В воздухопроводах монтируют звукофиль-
тры, а вентиляционные камеры облицовывают звуко-
поглощающим материалом.
Пример 21. Вентилятор с -q = 0,5 подает воздуха Гг =
= 40000 ж3/ч температурой tr — 150° С. Сопротивление воздуш-
ного тракта р = 4000 н/м1. Определить изменение мощности на
валу вентилятора при подаче по этому же тракту воздуха, тем-
пература которого tB = 20° С.
Решедие. По формуле (98) требуемая мощность на валу
вентилятора при подаче воздуха температурой tr = 150° С
4000 • 40000 QQ .
Ув “ 3,6 • 10е 0,5 “ 88,9 Квт'
Количество воздуха с tB = 20° С, подаваемого вентилятором,
273 + t 273 4- 20
V‘ - 273 + «? - "°"00 Йги - -775°
Требуемую мощность на валу вентилятора при подаче воздуха
‘мпературой tB — 20° С также определяем по формуле (98):
.. 4000 • 27750 _. _
^=3,6-' 10° • 0,5 61,7 Квт-
Изменение мощности на валу вентилятора
ДМ = ЛГВ — (V, = 88,9 — 61,7 = 27,2 квт.
Следовательно, мощность на валу вентилятора уменьшится на
30,6%. При всех прочих постоянных параметрах она уменьшается
пропорционально увеличению плотности подаваемого воздуха (по
табл. 49 прилож. при температуре tB = 20° С плотность воздуха
= 1,176 кг/м3, а при ф = 150° С рр = 0,821 кг/м3).
56
Пример 22. По воздушному тракту подается воздух плотно-
стью р = 1,29 кг/м* в количестве И = 52000 Л13/ч. Создаваемое
при этом давление р = 600 н/м2. Подобрать вентилятор.
Решение. По правой шкале нижней части номограммы-
(рис. 7) из точки, соответствующей V = 52000 м3/ч, проводим го-
ризонталь, которая пересекает линии вентиляторов № 14 и 16 в
точках А и В. Шкала справа соответствует вентиляторам* № 10—16,
обозначенным штриховыми линиями.
Скорость 6 Ьыходном omkpcrmu , м/с
Рис. 7. Номограмма для подбора центро-
бежных вентиляторов низкого давления
серии ВРН.
' Из точек пересечения А и В проводим вертикальные линии
до встречи с горизонталью, соответствующей р = 600 н/м2 верх-
ней части номограммы. Получаем точки С и D.
Для вентилятора № 14 (точка С) vjB = 0,59. Для вентилятора
№ 16 (точка D) Tj' = 0,654. Следовательно, выбираем вентилятор
№ 16. Для него условное число А = 7330; число оборотов п =
= 7330: 16 = 450 об/мин. Мощность на валу электродвигателя
при ц — 0,5, согласно формуле (98),
«00 • 52000 „
Л'в=^ТТо^5=17-3 Квт-
57
Установочная мощность электродвигателя по формуле (99)
АГ т = 1,32 17,3 = 22,8 кет.
Уu *
Задача 21. Для условий примера 21 определить изменение
мощности на валу вентилятора, подающего воздух по тракту а
сопротивлением д = 2000 н/м*.
Ответ: ДУ = 13,6 кет.
Задача 22. Вентилятор подает в сеть дымовые газы темпера-
турой /г = 150° С в количестве V — 80000 д«3/ч. Определить режим
работы вентилятора.
Ответ: р = 1700 н/м?-, п = 500 об/лшн; ц = 0,605.
Воздуховоды. Воздух и дымовые газы транспорти-
руют по воздуховодам, имеющим либо постоянное по-
перечное сечение, либо постепенно, плавно или вне-
запно изменяющееся. Поперечное сечение бывает круг-
лое, прямоугольное и лишь изредка другой формы.
Предпочтение следует отдавать круглым воздуховодам,
имеющим по сравнению с прямоугольными и другими
минимальный периметр при одинаковых площадях жи-
вого сечения и обладающим большой жесткостью.
По расположению воздуховоды могут быть
подземными и наземными. Подземные (как правило,
прямоугольного сечения) выполняют из кирпича или
бетона, наземные (чаще круглые или прямоугольные) —
из металла. Задвижки на воздуховодах позволяют ре-
гулировать или прекращать подачу воздуха или дымо-
вых газов.
Для расчета воздуховодов на плане
намечают трассу и в аксонометрии изображают схему
сети. Ее разбивают на участки, на каждом из которых
количество перемещаемого агента остается неизменным.
У каждого участка проставляют количество воздуха,
которое должно быть перемещено, длину и порядковый
номер.
При расчете установок естественной тяги подсчиты-
вают располагаемое давление. Затем подбирают такие
диаметры воздуховодов, чтобы потеря давления в них
при заданных расходах не превышала располагаемого
давления. .
В случае принудительного перемещения агента зада-
ются его скоростями движения: 1—2 м/с — на наиболее
58
удаленных участках и до 8—10 м/с — на участках, на-
ходящихся ближе к вентилятору 12]. Установив сечение
воздуховодов, при помощи справочных таблиц или номо-
грамм определяют потери давления на участках и по
потерям подбирают вентилятор.
Вначале рассчитывают наиболее длинную и нагру-
женную линию'воздуховодов (магистраль) и по получен-
ному сопротивлению подбирают вентилятор. После этого
рассчитывают ответвления, для которых начальными
являются давления в точках их присоединения к маги-
страли. По известному давлению рядом попыток подби-
рают диаметры ответвлений. Если давление в узле не
удается погасить применением минимальных диаметров,
на ответвлениях устанавливают шиберы, задвижки,
диафрагмы или шайбы.
§ 18. ЭЖЕКТОРЫ
Эжекторные (отсасывающие) и инжек-
торные (нагнетающие) установки применяются для
создания искусственной тяги при подаче горячего воз-
духа к горелкам и пара в тепловые отсеки. Схема паро-
струйного эжектора приведена на рис. 8.
Рис. 8. Схема пароструйного эжектора:
1 — рабочее сопло; 2 — корпус; 3 — камера сме-
шения; 4—диффузор; 1—IV — сечения; Р, П —
рабочий, пар; ПВ. С — паровоздушная смесь.
Расчет эжектора включает определение количества
эжектирующей и эжектируемой сред и их соотношения,
а также вычисление размеров эжектора на заданную
производительность.
Расход пара Ga для тепловой обработки изделий опре-
деляют теплотехническим расчетом тепловой установки
59
или принимают по опытным данным. Количество эжекти-
руемой паровоздушной смеси в кг/с находят по формуле
GnB.c — uGn, (100)
где и — коэффициент эжекции.
Скорость эжектирующей среды — рабочего пара —
в м/с на выходе из .сопла при рх/рп > 0,581, т. е. больше
критического, можно подсчитать по формулам (59) и (61),
в которых рп — давление эжектирующей среды (пара),
н/м2; рг — давление пара на выходе из сопла (в сечении
/—/), н/м2.
В пределах изменения давления ®,1 <_ ра <
С 0,25 Мн/м2 с достаточной для практических расчетов
точностью скорость истечения пара из сопла можно при-
нять следующей [17]:
рх/рп 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95
4)х, м/с 380 350 318 288 252 218 178 122
Скорость эжектирующей смеси в сечении сопла при-
нимают нпв.с = 8-г-12 м/с [16].
С точностью, достаточной для практики, можно пред-
положить, что абсолютное давление во всех сечениях
камеры смешения постоянно, т. е. рпв. с = рг = р2> где
р2 — давление среды в конце камеры смешения (при
входе в диффузор, сечение II—II), н/м2.
Скорость потока смеси в м/с при входе в диффузор
(сечение II—II)
V2 = ?2^'1/(1 + и). (101)
Здесь <р2 — скоростной коэффициент камеры смешения,
равный 0,975.
* Давление смеси в горловине диффузора в н/м2
Рз = ₽>2, (Ю2)
где Р' — степень повышения давления на участке до
горловины диффузора, равная 0,51—0,53.
Скорость смеси в горловине диффузора в м/с
v3 = 0,95 У kpaba0,66 ГЖ- (ЮЗ)
Здесь 1,135 — показатель адиабаты среды; п
1,318 — показатель политропы среды; — удельный
объем смеси в горловине диффузора, м2/кг (прилож.,
табл. 50).
60
Давление смеси на выходе из диффузора в н!м*
Pt = ₽Да, (Ю4)
где р = 1,05 — степень повышения давления на участке
до конца диффузора.
Скорость среды на выходе из диффузора принимают
vt = 60 м/с.
Площадь выходного сечения сопла в Л42
Zi»Gn&i:vi, . (105)
где Gn — расход пара, кг/с\ — удельный объем пара
в выходном сечении сопла, м?/кг (прилож., табл. 50).
Длина суживающейся части сопла в мм
/ —
0 ~ 2 tg («с : 2)'
(106)
Здесь d0, dx — диаметры входного и выходного сечений
сопла, мм-, аа — угол конусности (обычно принимают
6—8°).
Длину камеры смешения устанавливают опытным
путем. Для кассетных установок она может быть равной
200—300 мм.
Площадь сечения II—II в az2
, (0п+0ПВ.с)»2
/* =--------------У),
(107)
гдеф> — удельный объем смеси, м*/кг (прилож., табл. 50);
т] — коэффициент, учитывающий неравномерное распре-
деление скоростей, принимаемый равным 1,3—1,5.
Длина суживающейся части диффузора в мм
где <х2 = 6 н- 8°.
Площадь сечения горловины диффузора в м2
f3 — (Gn + GnB. 0) &3: f3. (109)
Длина горловины диффузора в мм
Z3 = (14-2)d3. (НО)
61
Площадь выходного сечения диффузора в м2
= (Gn 4“ Опв. с) (Ш)
где &4 — удельный объем смеси в выходном сечении диф-
фузора, м3/кг (прилож., табл. 50).
Длина диффузора в мм
Здесь di — диаметр выходного сечения диффузора, мм-,
ад — угол конусности диффузора, равный' 7-4-10°.
Пример 23. Определить размеры сопла эжектора для подачи
пара при рп = 0,153 Мн/м2 в количестве G = 0,15 кг/с. Давление
пара на выходе из сопла р! = 0,13 Мн/м2. Диаметр цилиндриче-
ской части сопла d0 = 45 мм.
Решение. При Pi: рп = 0,13 :0,153 = 0,85 скорость исте-
чения пара из сопла (см. с. 60) oj = 218 м/с.
Удельный объем пара в выходном сечении сопла находим по
табл. 50 прилож.: при р, = 0,13 Мн/м2 = 1,356 м2/кг.
Согласно формуле (105), площадь выходного сечения сопла
fl = 0,15 • 1,356 : 218 = 0,00093 м2.
Диаметр выходного сечения сопла
Принимаем db = 35 мм.
По формуле (106) длина суживающейся части сопла
, 45 -35
Z 2 tg (6 : 2) ~ 40 ММ'
Принимаем I & 140 мм.
Инжекторы для подачи газов с высокой температурой
к горелкам можно рассчитать по формуле Баулина
| 2 *ОПТ | /11
Рп = Рек ------(113)
где ра — сопротивление по пути инжектируемого воз-
духа и смеси после инжектора до горелок, н/м2; pQK —
скоростной напор выходящего из сопла воздуха, н/м2;
х — отношение площади сечения горловины диффузора
инжектора и выходного отверстия сопла; х0Пт — опти-
62
мальное отношение площадей сечения горловины и вы-
ходного отверстия, соответствующее наибольшему к. п.д._
инжектора и вычисляемое по формуле
Хопт = (2 — Т]д) (1 +-^ ) (1 + и). (114)
Здесь г|д — к.п.д. диффузора, при угле рас-
крытия <хд = 10° принимаемый равным 0,75;
и — отношение массы инжектируемого воз-
духа к массе инжектирующего, или отноше-
ние их объемов при 0° С; р — отношение
плоскостей инжектируемого и инжектирую-
щего воздуха.
Пример определения размера инжектора для подачи
горячего воздуха к горелкам приведен в работе [16].
§ 19. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПРОПАРОЧНОЙ
КАМЕРЫ
Аэродинамический расчет ямной пропарочной камеры
выполняют для определения сопротивлений на пути дви-
жения паровоздушной смеси. На основе этого расчета
Рис. 9. Схема тракта вентиляции пропароч-
ных камер:
/—iq — номера расчетных участков.
выбирают требуемые тягодутьевые устройства. В каче-
стве примера приведем аэродинамический расчет тракта
от вентиляционного гидравлического затвора камеры
конструкции Гипростройиндустрии до вентилятора
(рис. 9).
63
Исходными данными служат число камер, одновре-
менно подключенных к одному вентилятору; продолжи-
тельность вентиляции одной камеры; кратность вентиля-
ционного обмена и характеристика воздуховодов, по
которым движется отсасываемая паровоздушная смесь.
Аэродинамическое сопротивление тракта определяют
по формуле (73) как сумму потерь давления от местных
сопротивлений и сопротивлений трения по пути движе-
ния агента.
Местное сопротивление при входе воздуха в отсасы-
вающее окно (точка 1) определяют по формуле (82),
в которой |м. о — коэффициент местного Сопротивления
при входе в отсасывающее окно (прилож., табл. 51);
р — плотность воздуха (прилож., табл. 49), — ско-
рость воздуха в м/с при входе в отсасывающее окно,
вычисляемая по формуле
^ = 3/3600^, (115)
где Q — расход воздуха на одну камеру
или часовая производительность, м3/ч; —
площадь живого сечения отсасывающего
окна, л*2;
t — средняя температура воздуха в °C, которую опре-
деляют так:
t = 0>5(/ц + /ш),
где tn, tm — температура изотермического прогрева и в
момент открытия камеры, °C.
Сопротивление трения в воздушном канале на пути
между точками 1 и 2 (при отсутствии теплообмена на
участке) вычисляют по формуле (79). Аналогично опре-
деляют и сопротивление трения в каналах между точ-
ками 10 и 11, 13 и 14. При этом учитывают геометриче-
ские характеристики каналов и скорости агента в них.
Коэффициент трения р определяют по формулам (80)
и (81) или принимают приближенно равным 0,05.
Эквивалентный диаметр определяют по формуле
d3 = 4flP, (116)
где Р — периметр поперечного сечения канала, м.
Для подсчета местного сопротивления поворота на
90° в воздушном канале, в точках 3,6,9 и 12 (при отсут-
64
ствии теплообмена на участке) пользуются формулой
(82). Величину коэффициента местного сопротивления
принимают по прилож., табл. 51. При этом учитывают
площадь сечения каждого канала и скорости перемеще-
ния агента в них, определяемые по формуле (115).
Потери давления от местных сопротивлений при рас-
ширении канала в точках 8 и 11, при прохождении агента
через задвижку между точками 14 и 15, а также при по-
вороте его на угол <р между точками 15 и 16 определяют
по формуле (82). При этом соответствующие коэффици-
енты местных сопротивлений принимают по прилож.,
табл. 51.
В каждом конкретном случае проектируют систему
вентиляции с разным количеством коробов, поворот’ов,
задвижек и т. п., однако приведенная методика расчета
сохраняется.
Затем определяют суммарное сопротивление всего
воздушного тракта Sp.
Подбор вентилятора при аэродинамическом расчете
пропарочных камер рекомендуется производить, исходя
из условия расхода воздуха 6000 м3/ч на одну камеру.
Разрежение в канале около вентиляционного затвора
не должно превышать 900—950 н/м2.
Полный напор вентилятора вычисляют по формуле
(97) с учетом коэффициента запаса k3 — 1,1 ч- 1,2.
Мощность, потребляемую вентилятором, и мощность
электродвигателя вычисляют по формулам (98) и (99).
По рассчитанным величинам выбирают тип вентилятора.
§20. ПЫЛЕУЛАВЛИВАЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
Выделения газа и пыли ухудшают условия труда,
ускоряют износ машин и контрольно-измерительных при-
боров, загрязняют атмосферу и приводят к потерям цен-
ного сырья. Санитарными нормами проектирования пред-
приятий (СН 245-63) допускается наличие в воздухе
рабочих помещений не более 6 мг/м3 минералов, не со-
держащих свободной СО2. Запыленность газов и врздуха,
выбрасываемых в атмосферу, не должна превышать
80 мг/м3. Поэтому отработанные газы и воздух перед уда-
лением в атмосферу обеспыливают в специальных пыле-
улавливающих установках. В соответствии с нормами
проектирования котельных установок [31], золу можно
3 6-261
65
не улавливать, если произведение расхода топлива
в кг/ч и его рабочей зольности в % ВАГ' < 5000; в про-
тивном случае установка золоуловителей обязательна.
К основным показателям работы пылеулавливающих
устройств относятся эффективность задержания пыли
и гидравлическое сопротивление. Коэффициент очистки
пылеотделительного устройства в % определяется отно-
шением количества пыли, задержанной пылеуловителем,
к количеству пыли при входе в него:
Е = (1 _ 5^)100, (117)
' К'нач'
где Ккон, Кнач — концентрация пыли в воздухе после и
до пылеулавливающего устройства, мг/м3.
Степень очистки нескольких последовательно установ-
ленных пылеулавливающих устройств в %
Е = [1 - (1 - Ех)] (1 - Е2) (1 - £3) ЮО, (118)
где £ц Ег, Е3 — коэффициенты очистки каждого из по-
следовательно установленных пылеуловителей в долях
единицы.
Эффективность улавливания пыли достигается вслед-
ствие использования инерционных сил, действующих на
частицы пыли, или контакта пыли с фильтрующим мате-
риалом.
По принципу очистки пылеулавливающие устройства
классифицируются на сухие пылеуловители (цик-
лоны, рукавные фильтры) и мокрые, работающ ие
с применением воды (скрубберы).
Сухие пылеуловители обычно устанавливают для кот-
лов паропроизводительностью до 20 m/ч; мокрые —
целесообразно применять при гидравлическом шлако-
золоудалении и количестве дымовых газов свыше
100000 м3/ч. При выборе типа пылеуловителей учиты-
вают не только степень улавливания пыли, но и стои-
мость и сложность сооружения, металлоемкость и рас-
ход электроэнергии. На заводах сборного железобетона
применяют в основном циклоны и рукавные фильтры.
Циклоны выполняются в виде вертикальных цилин-
дров с коническим днищем (рис. 10). Дымовые газы с зо-
лой или воздух с вяжущим по тангенциальному патрубку
входят в циклон, закручиваются по нисходящей спи-
66
рали входной крышкой, и, вращаясь вокруг выходной
трубы, движутся вниз. Твердые частицы под влиянием
центробежной силы отбрасываются на стенку цилиндри-
ческой части корпуса, стекают в ко-
ническую часть и через пылевыпускное
отверстие выпадают в шнек или бун-
кер. Очищенный газ, меняя направле-
ние, по восходящей спирали движется
в выхлопную трубу. Степень улавлива-
ния достигает 60—70% и зависит от
конструкции циклона и размера частиц
пыли.
Увеличить к. п. д. циклона до 70—
80% можно уменьшением его диаметра.
Поэтому в ряде случаев устанавливают
батарейные циклоны, состоя-
щие из нескольких циклонов малого
диаметра (200—250 мм) с общими под-
водом-отводом газа и бункером для пыли.
Аэродинамическое сопротивление цик-
лона или группы циклонов определяют
по формуле (82), в которой условная
скорость газа в поперечном сечении
цилиндрической части v = 3,5 4,5 м/с
[1], а коэффициент сопротивления берут
по прилож., табл. 18.
Сопротивление циклонов НИИОГаз
следует принимать таким, чтобы вели-
чина напора р/р = 55-1-75 м. При этом
степень обеспыливания газа наиболее
высока.
Диаметр циклона в м определяют по
Рис. 10. Схема
циклона:
1 — патрубок для
входа пылевоздуш»
ной смеси; 2 — ци-
линдрический кор-
пус; 3 — конус; 4 —
пылеотводящий па-
трубок; 5 — вход-
ная спираль; 6 —
выходной патрубок.
формуле ____
0 = 0,95]/^. (Н9)
где g — ускорение свободно падающего
тела; м/с2; р/ — плотность газов в ра-
бочих условиях, кг/м3; Vr — объем га-
за, проходящего через циклон, м3/с;
Ар— сопротивление циклона, н/м2.
Если полученный диаметр циклона больше рекомен-
дуемого соответствующими нормами, вместо одного
3*
67
принимают два или группу, т. е. б л о к циклонов.
Требуемое число их определяют по формуле
п = 0,336 -г—...... V , (120)
О2УДр(1+/ух: 273):(fe)’
где /ух — температура уходящих газов, ° С.
Блоки циклонов устанавливают при слоевом сжига-
нии топлива и расходе дымовых газов до 30000 ма/ч,
а батарейные циклоны — при больших расходах газа
и при ограниченности места для их установки.
Пример 24. Для очистки от цементной пыли в циклоны по-
ступает 'воздух объемом V = 20000 м3/ч со скоростью о0 = 3,5 м/с
и температурой t — 20° С. Плотность воздуха р = 1,34 кг/м3,
Коэффициент аэродинамического сопротивления 6=110. Опреде-
лить тип и требуемое количество циклонов.
Решение. Потери давления от аэродинамического сопротив-
ления циклона или группы циклонов (при отсутствий теплооб-
мена) находим по формуле (82)
Др = 0,5 • 110 • 3,52 • 1,29 = 868 н/м3.
По формуле (119) диаметр циклона
л л ос 1 /20000 • 1,34 • ПО • 9,81 ,
D = о,95 “J/ ----зёоо-868-----= Ь65 м.
Полученная величина D= 1,65 м больше рекомендуемой (при-
лож., табл. 18). Следовательно, вместо одного принимаем группу
циклонов. Выбираем циклоны типа ЦН-15у, так как для группы их
6 = 100.' 1,1 = ПО. Принимаем блок циклонов 2 0 800 мм.
Задача 23. Воздух, содержащий Кх = 500 мс/м3, после пер-
вой секции пылеотделителей имеет запыленность К2 = 100 мг/м3,
а после второй — К3 = 5 мг/м3. Определить степень очистки воз-
духа в первой и второй секциях пылеотделителей.
Ответ: Е1 — 0,8; £, = 0,95.
Задача 24. Для условий примера 24 определить тип и коли-
чество циклонов для очистки от цементной пыли воздуха объемом
V = 30000 м3/ч.
Ответ. ЦН-15у; 2 0 1000 мм.
Рукавные фильтры.* Тонкую" сухую пыль наиболее
эффективно осаждать фильтрацией через ткани. На этом
принципе основаны рукавные фильтры (рис. 11), состоя-
щие из ряда тканевых рукавов, подвешенных внутри
металлической камеры. Запыленный воздух поступает
в нижнюю часть фильтра и, проходя через ткань рукавов,
68
Рис. 11. Рукавный фильтр марки ФВК-30:
/ __ коромысло для подвеса рукавов; 2 — матерчатые
пукава; 3 — металлический корпус; 4 — вход для за-
пыленного газа; 5 — шнек; 6 — ячейковый затвор,
7 — бункер; 8 — люки; 9 — механизм встряхивания;
10 — выход для обеспыленного газа-
оставляет на ее поверхности пыль, которую затем уда-
ляют встряхиванием, обратной продувкой или другими
способами.
Степень очистки воздуха зависит от характеристики
пыли и качества фильтровальной ткани. Рукавные
фильтры рекомендуется применять в качестве аппаратов
второй ступени очистки (после циклонов). Подбирают цх
по расходу воздуха, подлежащего обеспыливанию, и по
площади фильтровальной ткани.
Расход воздуха, подлежащего обеспыливанию, в м31ч
,, 273 + t 101,325 ,, ...
Р1=Ро—Ну?---------- 1+^п), 121)
Рбар
где Vo — объем воздуха при выходе из рукавного фильтра,
ма/ч; / — температура воздуха перед фильтром, °C; рОар —
барометрическое давление в фильтре, кн/м2-, kn — коэффи-
циент подсоса в газопроводах и фильтре, равный 1,05ч-11.
Площадь фильтровальной ткани в мг
F — W, (122)
где W — скорость фильтрации, принимаемая равной
0,5 ч- 1 л3/(л2 ч) [1].
По табл. 19 прилож. выбирают требуемый рукавный
фильтр и размер рукава, после чего определяют нужное
количество рукавов по формуле
п = F :f, (123)
где f — площадь фильтровального рукава, м2.
Пример 25. В рукавном фильтре очищается от цемента объем
воздуха Vo = 400 лг/ч температурой t = 50° С. Рабочий вакуум
(барометрическое давление) рбар = 66,6 кн/м*. Запыленность воз-
духа Ki = 200 лг/лА Скорость фильтрации W = 0,8 лН/(л2 мин).
Диаметр рукава d = 0,135 м, длина / = 2,06 м. Подобрать рукав-
ный фильтр.
Решение. Согласно выражению (121), расход воздуха, под-
лежащего обеспыливанию,
400(273 + 50) 101,325.. . . ,.Оп
vi =------27з . 6g 6---(1 + 1.05) = 1480 м3/ч.
По формуле (122) площадь фильтровальной ткани
F= 1480: (0,8 • 60) = 31
70
Требуемое количество рукавов
__ F____________31_________.
П я dl 3,14 0,135 - 2,06
Принимаем п. = 36, т. е. две секции по 18 рукавов.
По табл. 19 прилож. подбираем рукавный фильтр типа ФВК-30.
Задача 25. Из рукавного фильтра, установленного в надбун-
керном отделении, выходит очищенный воздух объемом V,. =
=?= 1000 ма/ч' температурой t — 27° С. Барометрическое давление
в фильтре составляет рбар = 78,5 кн/м*. Скорость фильтрации W=
= 50 м3/(ма • ч). Подобрать тип рукавного фильтра.
Ответ: ФВК-60.
Глава III. ТЕПЛООБМЕН В ТЕПЛОВЫХ
УСТАНОВКАХ
§ 21. ВИДЫ ТЕПЛООБМЕНА
Распространение тепла от одних тел к другим назы-
вается теплообменом. Это сложный процесс,
состоящий из ряда более простых — теплопроводности,
конвективного теплообмена и теплового излучения.
Теплопроводностью называется распро-
странение тепловой энергии в твердом теле или между
телами при непосредственном соприкосновении их друг
с другом. Это — явление молекулярное. Мы встречаемся
с теплопроводностью при тепловой обработке изделий,
нагреве форм и ограждений тепловых установок, а также
при передаче тепла через пограничные слои теплоноси-
телей.
Конвективный теплообмен — это про-
цесс переноса тепловой энергии жидкостью или га-
зом из области с одной в область с другой температурой.
Он характерен для большинства процессов тепловой
обработки изделий, когда над их поверхностью пере-
мещается газообразная, паровая или паровоздушная
среда,
Тепловое излучение — процесс передачи
тепла электромагнитными колебаниями от одного тела
к другому через промежуточную прозрачную для теп-
лового излучения среду. Передают тепловую энергию
излучением нагретые до высокой температуры твердые
71
тела и некоторые газы. Примером может служить теп-
ловая обработка железобетонных изделий электронагре-
вательными приборами.
В тепловых процессах могут участвовать одновре-
менно два или три вида теплообмена. При тепловой обра-
ботке железобетонных изделий в расчете теплообмена
надо учитывать и процессы экзотермического характера.
Аппараты, в которых тепло передается от одного тела
к другому через разделяющую их стенку, называют
т е п л о о б м е н н ы м и. В аппаратах и конструкциях
теплообмен может происходить при установившемся
и неустановившемся режимах.
Для уменьшения теплопотерь на ограждающие стенки
наносят слой покрытий с повышенным термическим со-
противлением, который называется тепловой изо-
ляцией.
§ 22. ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ
Теплопроводность — одно из основных свойств мате-
риалов. Коэффициент теплопроводно-
сти показывает, какое количество тепла Q проходит
через стенку толщиной 6 = 1 м и площадью F = 1 л2
в течение времени т = 1 ч при разности температур на
противоположных поверхностях — /2) = 1° С. Со-
гласно закону Фурье, коэффициент теплопроводности
плоской’однородной стенки в вт!(м ° С) определяют по
формуле
, <28
fг (t. - t2)
Теплопроводность любого материала зависит от его
объемной массы, структуры, температуры и влажности,
а теплопроводность жидкостей и газов — еще и от дав-
ления (прилож., табл. 47, 49).
Поры и пустоты, заполненные малотеплопроводным
воздухом, снижают теплопроводность сухих материалов,
на чем в большинстве случаев основаны их теплоизоля-
ционные свойства. При увлажнении воздушные поры за-
полняются водой и теплопроводность материала повы-
шается. Объясняется это тем, что коэффициент теплопро-
водности воды приблизительно в 20 раз больше, чем
воздуха [14]. Теплопроводность влажных материалов
72
увеличивается в 1,5—2 раза (промерзших — еще больше),
и это надо учитывать при выборе расчетной теплопровод-
ности ограждений, работающих во влажной среде.
Каммерером установлена зависимость теплопроводности
пористых материалов от влажности вт/(м °C):
= Лсух + 3W.5, (125)
где w — влажность пористого материала, %; Хсух — коэф-
фициент теплопроводности сухого материала, вт/(м-°С).
С увеличением температуры теплопроводность боль-
шинства строительных материалов и газов повышается.
Однако в процессе тепловой обработки коэффициент
теплопроводности тяжелого бетона изменяется от 3,2—
4,8 до 1,7—2,4 втЦм ° С), что говорит о быстром про-
греве бетона вначале обработки и замедленном в после-
дующее время [17]. Легкие бетоны вследствие их большой
пористости по сравнению с тяжелыми прогреваются на-
много медленнее, поэтому скорость подъема температуры
для них может быть увеличена. Изделия, насыщенные
арматурой, надо прогревать и охлаждать значительно
медленнее обычных.
§ 23. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА ПРИ СТАЦИОНАРНОМ
ПОТОКЕ
Установивший с я, или стационар-
н ы й, режим характеризуется одинаковой температурой
во времени в каждой точке тела. Он имеет место в непре-
рывно действующих: тепловых установках.
При передаче тепла через ограждение всегда известны
его геометрические размеры и температура среды по обе
стороны. На стадии проектирования надо определить
количество тепла, которое будет передаваться через
ограждение от одной среды к другой. При установив-
шемся режиме теплового потока через слои ограждения
(рис. 12), в соответствии с этапами передачи тепла q,
можно составить следующие уравнения:
1) <? = «1(^—4); 2) 9 = Ь(/'-/'1); 4) q = ^(tcl-t?y, л3 (126)
5) q — а3 (4 — ts),
73
где cq, а2 — коэффициенты тепловосприятия и тепло-
отдачи ограждения, вт1(м* °C), принимаемые по при-
лож., табл. 30.
Сложив почленно эти уравнения и преобразовав их,
получим значение теплового потока в вт'м2
*=i 1 (127>
+ + +
В этой формуле
---------J---------- = k — коэффициент теплопередачи
1 + г + г + г + ^ вт/(м2-°С). (128)
а1 Aj А2 А3 а.?
Рис. 12. Схема теплопередачи через
ограждение.
Термическое сопротивление теплопередаче в (я? X
X ° С)/вт
= + + v + + (129>
Температуру поверхностей ограждения и на границе
отдельных слоев находим по формуле (126):
/1 = Zp=/2 + (?l.
a j £*2
Количество тепла, проходящее через многослойную
стенку, в кдж
-tj. (130)
74
Количество тепла, проходящее через цилиндрическую
стенку, в вт
Q = (131)
InJ
rfB
где I — длина трубы, м; dB, dH— внутренний и наруж-
ный диаметры трубы, м.
Тепловое сопротивление грунта в (л2 • ° С)/вт для
трубопровода глубокого заложения при h/dH > 2
п ____ * in 4Л
(132)
где Хгр — коэффициент теплопроводности грунта, вт/(м х
X °C); Л —глубина заложения трубопровода, м.
Для трубопровода мелкого заложения при h!da < 2
г> = 1 1п 2/гпр + rfH
ГР 2«Хгр 1П da
(133)
где Апр — приведенная глубина заложения в м вычис-
ляется так:
йПр =/г + Лф. (134)
Толщина фиктивного слоя заложения в м
Аф = ХГр/а0, (135)
где а0 — коэффициент теплоотдачи от поверхности
земли к наружному воздуху, вт/(м? ° С).
Пример 26. Стены пропарочной камеры выполнены из двух
железобетонных плит толщиной = В2 = 14 см с воздушной про-
слойкой между ними В3 = 5 см. Определить общее термическое
сопротивление стенки.
Решение. Из табл. 47 прилож. находим: = К» =
= 1,66 втЦм -°C), Х3 — 0-,024 вт/(м ° С).
Общее термическое сопротивление стенки
, 82 , 8з _0,14 0,14 , 0,05 „ о_.,
1,56 + 1,56 + 0,024 ~ 2,26 С)/вт'
Пример 27. Изолированный совенитом [Виз = 60 мм, Y =
== 0,09 втЦм • ° С)] паропровод с d„/dB = 273/259 мм, по кото-
рому подается насыщенный пар температурой tn = 175° С, уложен
бесканально в грунт. Температура грунта на уровне заложения
75
/ == 15° С. Коэффициент теплоотдачи от поверхности земли к на-
ружному воздуху аи = 9 вт/(м* • ° С), от пара к стенке трубы
ав = 11600 вт/(мг • °C). Коэффициент теплопроводности трубы
krp = 64 вт!(м 0 С). Определить тепловые потери 1 м паропро-
вода, уложенного на глубину: 1) — 1,3 м; 2) h2 = 0,5 м.
Решение. 1. Отношение ; da = 1,3 : 0,273 = 4,9 > 2, сле-
довательно, имеем прокладку глубокого заложения, поэтому сле-
дует определить полное тепловое сопротивление
= Яйз 4- /р = ‘в + 5^ In =
1 , 273 , 1 1 4 ' I-3 А О. , 2
“2-3,14-0,09 П259 + 2-3,14- 1,16 " 0,273 0,81 ' ^вт'
Удельные тепловые потери
zn-zrp 175-15 10й .
—= -w-=I98em;A
2. Отношение ft2: dH = 0,5 : 0,273 = 1,83 <2. Расчет ведем как
трубопровода мелкого заложения.
По формуле (135) толщина фиктивного слоя
Лф= 1,16:9 = 0,129 л.
Согласно (134), приведенная глубина заложения
йпр = 0,5 4-0,129 = 0,629 м.
Тепловое сопротивление
1 1 2ftnn + V 4/1пт> ~ dK
R* = Яиз + /'Р = in 1п--------
1 1 273 4- 1 V
2 • 3,14 0,09 259 + 2 • 3,14 -1,16 х
. 2-0,6294-./4 • (0,629)2 - 0.2732 . . 2
X In —1------1-4---Д ’---------------= 0,374 (л2 • ° С)/вт.
xjfAl О
Удельные тепловые потери
_Jn-Zrp 175-15 ,
92 R2 ~ 0,374 ~428 emfM'
Таким образом, при прочих равных условиях глубокое зало-
жение по сравнению с мелким дает возможность снизить потери
тепла.
Задача 26. Ограждение пропарочной камеры выполнено из
сборного железобетона. Толщина стенки В = 40 см, теплопровод-
ность Х= 1,57 вт/(М'°С). Коэффициент теплоотдачи от среды
76
к стенке аг = 40,6 вт/(л2 • ° С), от стенки в окружающую среду
а2 = 5,8 вт/(м- °C). Температура внутри камеры tx — 80° С,
температура окружающей среды /2 = 20°С. Определить тепловой
поток через ограждение камеры.
Ответ: q = 133 ет/мг.
Задача 27. Ограждение пропарочной камеры выполнено из
керамзитобетона толщиной 6К = 40 см. Коэффициент его тепло-
проводности Хк = 0,41 вт/(м • °C). Остальные данные принять из
задачи 26. Определить тепловой поток через ограждение пропа-
рочной камеры.
Ответ: q± = 51,3 вт/м?.
Задача 28. Ограждение пропарочной камеры выполнено из
двух железобетонных панелей толщиной = 82 = 14 см с воз-
душной прослойкой между ними толщиной Ва = 10 см. Остальные
данные аналогичны данным задачи 26. Определить тепловой поток
через ограждение пропарочной камеры.
Ответ: 92 = 14,2 вт/м?.
Сравнивая результаты задач 26—28, приходим к выводу, что
ограждения из керамзитобетона по сравнению с железобетонными
снижают теплопотери в 2,6 раза. Наличие воздушной прослойки
в сборных ограждениях пропарочных камер при той же толщине
стены может снизить потери тепла через ограждения почти в.
10 раз.
§ 24. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА ПРИ НЕСТАЦИОНАРНОМ
ПОТОКЕ
Неустановившийс я, или нестацио-
нарный, режим характеризуется изменением темпе-
ратуры точек тела во времени. Такой режим имеет место
при нагревании (охлаждении) изделий, ограждений
и других тел во время пуска или остановки тепловой
установки.
Расчет передачи тепла при нестационарном потоке
позволяет определить время или скорость прогрева
(охлаждения) изделий. Это очень важно, так как при те-
пловой обработке в изделиях возникают температурные
поля, приводящие к температурным напряжениям. Если
последние окажутся недопустимо большими, возникнут
температурные трещины, снижающие качество изделий
или приводящие к браку. .
Для расчета теплопередачи при нестацио-
нарном потоке тепла используются критерии Фурье
и Био.
77
Критерий Фурье характеризует скорость изменения
температуры тела при неустановившемся режиме нагре-
вания или охлаждения:
Fo = а т : R2, (136)
где т — продолжительность нагрева (охлаждения), ч;
R — определяющий размер тела (изделия), м.
Входящий в формулу (136) коэффициент температуро-
проводности в мЧч вычисляют так:
а = 3,6М(ср), (137)
где с, р — теплоемкость, кджЦкг °C), и плотность,
кг!м\ тела (прилож. табл. 47, 49).
Критерий Био, связывающий внешние условия теп-
лообмена а с теплопроводностью материала 7М и его ха-
рактерным для теплообмена размером R,
Bi = oJ?:XM. (138)
При расчете температуры мате-
риала в точке х используются критериальные зави-
симости типа
= ВП у).
(139)
в которых & — безразмерная температура; 4, is — тем-
пература среды и начальная температура тела, ° С.
Температуру центра всесторонне прогреваемого изде-
лия /ц.и его поверхности 1П определяют по графикам,
представленным на рис. 13. По критериям Био и Фурье
и по графикам на рисунке находят безразмерную темпе-
ратуру, исходя из которой определяют искомую темпе-
ратуру в центре или на поверхности изделия.
При одностороннем прогреве температуру в разных
точках изделия или ограждения можно определить ана-
литически:
(^П---tn) f [ у-----j ,
\2 у az)
(ИО)
где ts, ta — начальная температура изделия и темпера-
тура его поверхности через время т, °C.
Величина Н—приведена в прилож., табл. 17.
\2 V az)
78
Б
Рис. 13. Графики для определения температуры в центре (а) и на
поверхности (б) пластины.
Продолжительность нагрева или охлаждения центра
изделий в ч:
при Fo — > 0,2
а \ 1С
(141)
где для пластины А = 0,93 и В — 1,27; для цилиндра
соответственно 0,4 и 1,6; для шара 0,23 и 2 [41;
при Bi 0
-с = А' 1g (142)
аа ° ta — /ц ’ ' ’
где А' = 1 — для пластины; 0,5 — для цилиндра с l/d-*-
->л> и 0,33 — для шара [4].
Удельное тепло, аккумулированное кладкой, в кдж'м1
определяют по формуле
q = 7,2k (/п — tH) V -t/(a-rc).
(143)
Пример 28. Железобетонная панель размером 2Z X 2Л X 2R —
= 6,2 х 2,78 X 0,15 м нагревается в среде воздуха температурой
tc = 80° С. Коэффициент теплоотдачи воздуха панели а =
= 20 вт/(м2 • ° С), Определить температуру центра и поверхности
панели через т = 3 ч.
Решение. По табл. 47 прилож. находим: а — 0,0028 м*/ч;
X = 1,56 вт!(м • ° С).
В процессе тепловой обработки изделия прогреваются все-
сторонне, но к центру панели тепло быстрее доходит при движе-
нии его в направлении наименьшего размера (толщины), а не боль-
ших (длины или ширины). Поэтому за определяющий размер при-
нимаем толщину изделия.
По формулам (138) и (136) определяем критерии Био и Фурье:
Bi6 = 20 0,075 * 1,56 = 0,96;
Fo6 = 0,0028 • 31 0,0752 = 1,5.
Найдя по графику (рис. 13, а) безразмерную температуру
Zc-Z„
» = £—= 0,38,
‘с ~ Гн
определяем температуру центра панели
<ц = ta - 0,38 (Zo — /н) = 80 - 0,38 (80 - 20) = 57° С.
80
На графике (рис. 13, б) находим безразмерную температуру
и определяем темпе^туру поверхности панели
» = /---/ = 0,26,
откуда
tn = tc - 0,26 (tc -1„) = 80 - 0,26 (80 - 20) = 64° С.'
Пример 29. Железобетонные стены пропарочной камеры,
начальная температура которых ta = 20° С в течение t = 4 ч на-
греваются до средней температуры поверхности ta = 60° С. Общая
площадь поверхности стен F = 55 л2. Определить количество
аккумулированного тепла стенами пропарочной камеры.
Решение. По табл. 47 прилож. находим: а = 0,0028 лг2/ч;
к = 1,56 вт/(м -°C).
Согласно формуле (143), количество тепла, аккумулированного
стенами камеры,
Q = 7,2 • 1,56 • 55 (60 - 20) 1/ -—А—— = 525000 кдж.
Т UjUUzo • о, 14
Задача 29. В кассетной установке панель толщиной 6= 14 ли
прогревается со стороны парового отсека, температура стенок
которого /0 = 100 °C. Начальная температура панели /н = 20 °C;
время прогрева т = 3 ч. Определить температуру поверхности
панели, противоположной тепловому отсеку.
Ответ: tn = 48,6°C.
Задача 30. Для условий примера 29 определить количество
тепла, аккумулированного стенами пропарочной камеры, выпол-
ненными из керамзитобетона и шлакобетона.
Ответ: QK = 185900 кдж; Qm = 362000 кдж, т. е. меньше
тепла аккумулируют ограждения из легких материалов с малыми
значениями коэффициента теплопроводности и хорошо защищен-
ные от проникания влаги.
Задача 31. Распалубленные изделия толщиной Ъ = 12 см
охлаждаются в цехе от температуры tn = 50 до /н = 30° С, Темпе-
ратура окружающего воздуха t = 15° С. Коэффициент теплоот-
дачи изделий воздуху а =11,6 emJ(M2 -°C). Определить продол-
жительность остывания изделий из тяжелого бетона.
Ответ: тб = 2 ч 35 мин.
§ 25. КОНВЕКТИВНЫЙ ТЕПЛООБМЕН
В газообразной и жидкой средах тепло передается
в основном перемещением, или конвек-
цией, частиц. В термокинетике под жидкостью подра-
81
зумевают тела, находящиеся в капельном или газообраз-
ном состоянии. Теплопроводность жидкостей, особенно
в газообразном состоянии, очень мала, и в процессе пере-
дачи тепла соприкосновением в большей мере преобла-
дает конвекция.
Для оценки конвективного теплообмена надо опреде-
лить коэффициент теплоотдачи и изучить факторы, вли-
яющие на него. К. таким факторам относятся природа
возникновения, род, температура, режим, скорость дви-
жения и физические свойства жидкости или газа, форма
стенки, ее геометрические размеры, шероховатость
и т. д.
Зависимости между этими величинами устанавливают
экспериментально. Результаты экспериментов можно
распространять только на сходные явления, устанавли-
ваемые теорией подобия. Эта теория положена
в основу метода моделирования, позволяющего исследо-
вать работу не реальных установок, а их моделей. Сход-
ные два физических явления означают подобие всех вели-
чин, характеризующих рассматриваемые явления. Суще-
ствуют величины, которые для всех подобных между
собой явлений сохраняют одно и то же числовое значе-
ние. Это критерии подобия — безразмерные
комплексы, составленные из величин, характеризующих
явления. Их называют первыми буквами фамилий уче-
ных, известных своими работами в данной области науки.
Наиболее часто встречаются:
критерий Нусселыпа (для теплового подобия), харак-
теризующий интенсивность теплообмена на границе
«теплоноситель—стенка»,
Nu = <xKZ/X; (144)
критерий Рейнольдса (для гидродинамического по-
добия), которым определяется режим движения потока,
Re = vZ/v; (145)
критерий Прандтля, характеризующий физические
свойства жидкости,
Pr = v/a; (146)
критерий Грасгофа, определяющий взаимодействие
сил вязкого трения и подъемной силы, обусловленной
82
разной плотностью в отдельных точках неизотермиче-
ского потока, ;
Gr=pgA(/3/v2; (147)
критерий Галилея, характеризующий перенос тепла
при естественной конвекции,
Ga = ^m2; (148)
критерий Кутателадзе, устанавливающий связь
между тепловым потоком и процессом парообразова-
ния [17],
критерий Стэнтона, характеризующий отношение
двух длин участков пограничного слоя,
St = -___«V_______________• <150)
1+0,87Л (Re)'0’1 (Рг-1)
В формулах (144)—(150)ак — коэффициент конвектив-
ного теплообмена, вт/(м2 • °C); I—определяющий раз-
мер, лг; X — коэффициент теплопроводности окружающей
газовой среды, вт/(м-"С) (прилож., табл. 49); v— ско-
рость жидкости или газа, м/с, v—коэффициент кине-
матической вязкости среды, ж2/с (прилож., табл. 49);
а— коэффициент температуропроводности, м2/ч (прилож.,
табл. 47, 49); р— коэффициент объемного расширения,
1/°С; g — ускорение свободного падения тела, м/с2',
&t=tv—tf температурный напор, °C (где tv, tf— сред-
няя температура стенки и жидкости или газа, °C); г —
теплота парообразования, кдж/кг (прилож., табл. 50);
с — теплоемкость, кбж/(/<г ° С) (прилож., табл. 47, 49);
tc, — температура среды и поверхности нагреваемого
_ 1
тела, °C; Л = 1,5Рг ® — коэффициент.
Теплообмен между наружной поверхностью огражде-
ния и о к р уж ающим воздухом характери-
зуется коэффициентом
ак = (9,28 + 0,07/п) (1 + 0,2о), (151)
где v — скорость воздуха, м/с.
83
Теплообмен между плоской плитой и потоком воздуха
определяют по формуле (144), в которой критерий
Нуссельта принимают:
для турбулентного движения
Nu = Re • Pr • St (152)
для ламинарного движения
Nu = 0,331 |<Prj/Re.
(153)
При тепловой обработке железобетона значительное
место занимает отдача тепла изделию паром в процессе
его конденсации. Интенсивность такой тепло-
отдачи зависит от вида, скорости, направления движения
теплоносителя и от количества примеси неконденсирую-
щихся газов, например воздуха. Коэффициент теплоот-
дачи при конденсации в вт/(м2°С) можно определить
по формуле
0,278гок
а = а,<-------г-, (154)
гс гп
где qK — количество пара, конденсирующегося на поверх-
ности изделий, кг/(м2 • ч).
Различные теплоносители имеют разные коэффи-
циенты теплоотдачи а, вт/(м2 °С) [12]:
5-30
10—100
100-1000
500—10000
2000—10000
4000-15000
Газы при естественной конвекции
» » вынужденном движении
Вода при естественной конвекции
» » вынужденном движении
Кипящая вода
Конденсирующийся водяной пар
Покрывая тепловоспринимающие поверхности, воз-
дух создает теплозащитные пленки, снижающие коэф-
фициент теплопередачи: достаточно 4—5% примеси воз-
духа к пару, чтобы коэффициент теплопередачи сни-
зился в 2—5 раз. При подаче паровоздушной смеси
с большой скоростью воздушные пленки разрушаются,
а конденсат разбрызгивается. Коэффициент теплоотдачи
увеличивается при этом в 3—10 раз [14].
Конденсация может быть пленочной, когда жидкая
конденсированная фаза распределяется на поверхности
изделий в виде сплошной устойчивой пленки, и капель-
ной, когда поверхность Покрывается каплями. В послед-
нем случае теплоотдача в 5—10 раз больше, чем при пле-
84
ночной конденсации [111: сплошная пленка конденсата
создает большое термическое сопротивление передаче
освобождающегося тепла, тогда как разрозненные капли
оказывают значительно меньшее термическое сопротив-
ление.
Вид конденсации зависит от смачиваемости поверх-
ности изделия. Если поверхность смачивается, конден-
сация будет пленочной, в противном случае — капель-
ной. Эффект смачивания связан с действием сил поверх-
ностного натяжения. Капельную конденсацию можно
вызвать гидрофобизаторами: ими обрабатывают поверх-
ность изделий или вводят их в состав теплоносителя.
При отсутствии конденсации (qK = 0) а = ак. Когда
изделия нагреваются в неконденсирующей среде (сухой
нагретый воздух, перегретый пар, газовоздушная смесь),
коэффициент теплообмена бывает меньше, чем при кон-
денсации. При естественной конвекции и отсутствии
испарения среднее значение коэффициента теплообмена
а = с (Рг Gr)" (X/Z) п. (155)
Эмпирические коэффициенты сап принимают по
табл. 1.
Таблица 1. Значения с и п [17]
Коэффициент Пределы значений Рг • Gr
1 ю—я-7- 5 10й 5 • 102 4- 2 10’ 2 - 10*4- 1 Ю1Я
С 1,18 0,54 0,135
п 0,125 0,25 0,333
Критерии Рг и Gr вычисляют по формулам (146)
и (147). Для сухих газов (сухого воздуха, перегретого
пара и продуктов сгорания природного газа) с достаточ-
ной точностью для практических расчетов можно при-
нять Рг = 0,72.
Коэффициент теплообмена между чистым на-
сыщенным паром и вертикально расположен-
ными поверхностями конденсации в втЦм2 • 0 С)
6730 + 27 (<с-у
(156)
85
При горизонтальном расположении поверхностей
• 5170 + 20,5 (/с —/п)
(157)
Коэффициент теплообмена между паровоздуш-
ной средой (при конденсации и естественной кон-
векции) и горизонтально расположенными сплошными
бетонными плитами
а = 1,07ср (/с/^с)2-45 (Ga • Рг • К)0'28 Хв/5, (158)
а между паровоздушной средой и пустотными бетонными
плитами
а = 1(/с/7-с)2.4в (Ga . рг . К)0'15 Хв/3. (159)
В формулах (158) и (159): <р — относительная влаж-
ностьфаровоздушной смеси, долей единицы; Тс — абсо-
лютная температура сухого термометра, К; К — коэф-
фициент теплопроводности конденсатной пленки воды,
вт/(м • °C) (прилож., табл. 49); б — толщина плиты
или ее высота при горизонтальном положении, м.
Коэффициент теплообмена между движущейся сре-
дой влажностью фс в одно- и многоярусных туннельных
камерах и изделиями [9] определяют по формуле (144),
в которой критерий Нуссельта принимают:
при фс = 30 -г- 60%
.... Nu = 65 Re0’4 (/моЖух)3-8; (160)
при <рс = 80--100%
Nu= 14,3Re0’4(ZMoK//cyx)3’8K0136. ' (161)
Здесь /мок, /сух — температура мокрого и сухого термо-
метров среды, °C.
Формулы (160) и (161) справедливы в диапазоне
5 • 10? < Re< 40 • 103. Определяющим размером в кри-
териях Nu и Re принимают где F — поверхность
изделия, л2.
В тепловых отсеках кассетных установок и термо-
форм теплоноситель движется со скоростью 1,5—2 м/с.
Коэффициент теплообмена а в тепловых отсеках кассет-
ных установок при скорости движения теплоносителя
«6
2 м1с зависит от температуры паровоздушной смеси I
и содержания в ней водяного пара В [171:
а, вт/(м*>°С) 232 464 812 1680
t, °C 73 87 95 99
5, кг/кг 0,25 0,5 0,75 0,95
Пример 30. В электроиндукционной камере металлические
стенки нагреваются до t2 = 150° С. Температура воздуха в камере
tf — 100° С. Определить коэффициент теплообмена между стенкой
и потоком воздуха на расстоянии I = 80 мм при скорости воздуха
Vj- = 0,5 и ц2 = 5 м/с.
Решение.
По табл. 49 прилож. находим: при /1 = 100° С ч = 23,77 х
X Ю~8 м?/с.
Подставив его в формулу (145), определяем критерий Рей-
нольдса:
ЛЕ , Г) и,О • V,vO 1CQC
при ог = 0,5 м/с Re4 = 23 -- = 1685
нарное);
, „ 5-0,08
при v2 = 5 м/с Re2 = 77 . 1Q._6 = 16850
лентное).
Критерий Прандтля Рг = 0,69 находим по
а критерий Стэнтона St — по формуле (150):
(движение лами-
(движение турбу-
табл. 49 прилож..
0,0296 (16850) ''
St ------------------------------------ ------------= 0j0126_
1 + 0,87 • 1,5 (0,69) z« (1685О)-0, (0,69 - 1)
При ламинарном движении, согласно выражению (153),
Nuf = 0,331 >/0,69 • V1685 = 12,1;
при турбулентном движении, согласно формуле (152),
Nu2 = 16850 • 0,69 0,0126 = 146,5.
Приняв значение X = 0,032 вт/(м -°C) по табл. 49 прилож.,
коэффициент теплообмена между стенкой и потоком воздуха
определяем, исходя из формулы (144):
при ламинарном движении
< = (12,1 • 0,032): 0,08 = 4,84 вт/(м2 -° С);
при турбулентном движении
а* = (146,5 - 0,032): 0,08 = 46,8 вт/(м2 -° С).
Таким образом, теплоотдачу конвекцией можно интенсифи-
цировать увеличением скорости движения воздуха.
Пример 31. Температура наружной поверхности стен ямнов
пропарочной камеры, выступающих над уровнем пола цеха, /п =
87
Рис. 14. Графики для определения степени
= 32° С. Скорость движения воздуха в цехе о = 0,1 м/с. Опре-
делить коэффициент конвективного теплообмена между огражде-
ниями и окружающим воздухом.
Решение. Согласно выражению (151), коэффициент конвек-
тивного теплообмена
ак = (9,28 + 0,07 • 32) (1 + 0,2 • 0,1) = 11,98 вт/(м* -° С).
Задача 32. Для условий примера 31 определить коэффициент
конвективного теплообмена между ограждениями пропарочной
камеры, установленной на полигоне, и окружающим воздухом.
Скорость воздуха и = 2 м/с. Результаты примера и задачи
сравнить.
Ответ: « 16,13 вт/(м? -°С).
S8
Задача 33. Металлическая стенка, имеющая температуру
— 20° С, омывается потоком воздуха, скорость движения кото-
рого о = 1 Л/С, а температура /2 = 100° С. Определить коэффи-
циент теплообмена на расстоянии / = 100 мм от переднего края
стенки.
Ответ: ак = 6,4 втЦм* -аС).
§ 26. ТЕПЛОВОЕ ИЗЛУЧЕНИЕ
При попадании лучей на какое-либо тело их энергия
может частично поглощаться, отражаться или проходить
сквозь него. Многократное поглощение лучистой тепло-
вой энергии приводит к нагреву одних и охлаждению
других тел, т. е. к теплообмену между ними.
89
Коэффициент лучеиспускания тела в втЦм2 • К*)
определяют по формуле
с = сое = 5,7е, (162)
где с0 = 5,7 втЦм2 • К4) — коэффициент лучеиспуска-
ния абсолютно черного тела; е — степень черноты тела.
Степень черноты дымовых газов
Sp = ®со2 + Р£н2о’ (163)
где 8Со2 — степень черноты углекислоты, зависящая от
температуры газа, а также от произведения парциаль-
ного давления и эффективной толщины излучающего
слоя (рис. 14, а); 8НгО — степень черноты водяного пара,
определяемая аналогично (рис. 14, б); р — поправочный
коэффициент на парциальное давление водяного пара
(рис. 15).
Парциальные давления рсо2 и рн2о соответствуют со-
держанию в % этих газов в продуктах горения.
Эффективную толщину излучающего слоя в м опре-
деляют по формуле
(164)
где V — объем, заполненный излучающим газом, м\
Ft — поверхность стен, ограждающих этот объем, л2.
Приведенная степень черноты бесконечно больших
параллельных поверхностей
£ПР = (1/ч) + (1/^)-1 ’ (165)
а поверхностей, образующих замкнутую систему,
£пр = (1/ч) + (Л/^) [(1/^) - 1] ’ (166)
где Ejl, е2 — степень черноты поверхностей — восприни-
мающей и отдающей тепло; Flt F2 — площади тех же по-
верхностей, м2.
Теплообмен между поверхностями, разделенными про-
зрачной газовой средой, в вт вычисляют по формуле
Q = Соепр/7! [(Л/100)4 - (7’1/100)4], (167)
где Q—количество переданного тепла, вт; 7\, Т\ —
90
абсолютная температура поверхностей — воспринимаю-
щей и отдающей тепло, К._
Удельное количество тепла, отдаваемое газом по-
верхности, в вт!м2
q — Confer(Тг/100)4-Лг(7\/100)4], ’ (168)
где её = 0,5 (ес + 1) — эффективная степень черноты сте-
нок; гс —степень черноты стенок; Тг — абсолютная тем-
пература газов, К; Лг—по-
глощательная способность га-
зов, которая зависит от тем-
пературы стенки (см. рис. 14)
и определяется выражением
Лг = еСО2(Л/П)0^ + К2о-
(169)
Коэффициент теплоотдачи
лучеиспусканием в втЦм? ° С)
ал = ql(tr — ^1), (170)
где tT, tx — температура газа
и воспринимающей поверх-
ности, °C.
Рис. 15. График для опреде-
ления поправочного коэффи-
циента на парциальное дав-
ление водяного пара.
Пример 32. В канале из шамотного кирпича размером 0,5 X
X 0,5 X 8 м (температура стенок = 30° С) проходит стальная
труба диаметром d.fp = 200 мм (температура ее стенки t2 == 200° С).
Степень черноты шамотного кирпича з, = 0,51, стальной трубы
е2 = 0,74. Определить теплоотдачу трубы излучением.
Решение. Поверхность, воспринимающая тепло: /С =
= 2(0,5 • 8 + 0,5 • 8) = 16 л2;
поверхность, отдающая тепло: F2 = 3,14 -0,2-8= 5,02 м2.
Согласно формуле (166), приведенная степень черноты замкну-
тых поверхностей
впР = (1/0,51) + (16/5,02)'[(1/0,74) — Т] = °’325'
По формуле (167) количество тепла, излучаемое трубой,
в - 5.7 0.325 5.02 - »0 ».
91
Задача 34. В пустотах железобетонных плит перекрытий
установлены электрические стержневые излучатели, температура
поверхности которых t2 = 1100° С. Лучистый поток от излучателей
q = 8100 вт!м-. Температура поверхности бетона ^ = 80° С.
Ответ: ал = 7,94 вт/(м2, • °C).
§ 27. ТЕПЛОВАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Для сокращения потерь тепла тепловыми .установ-
ками в окружающую среду применяют покрытия с повы-
шенным термическим сопротивлением — т силовую
изоляцию, которая -сокращает потери тепла на
60—95% и является одним из главных средств экономии
топлива в промышленности. Обычно к теплоизоляцион-
ным материалам относят те, коэффициент теплопровод-
ности которых при температуре 50—100° С менее
0,23 вт/(л2-°С) [45].
При выборе теплоизоляции надо учитывать ее меха-
ническую и термическую стойкость, удобство монтажа,
экономичность, негигроскопичность и гигиеничность.
В качестве изоляции часто применяют воздушные
прослойки, создаваемые в ограждающих конструкциях.
Так, термическое сопротивление ограждения камеры
с воздушной прослойкой толщиной 5 см в 10 раз больше
аналогичного ограждения без воздушной прослойки
(см. задачи 26—28). При более высоких температурах
в узких воздушных прослойках 70—80% тепла переда-
ется лучеиспусканием. Для уменьшения лучистого теп-
лообмена в воздушных прослойках устанавливают тон-
кие перегородки или засыпают пространство сухим,
мелкозернистым теплоизоляционным материалом, вы-
полняющим роль экрана. Теплозащитные свойства воз-
душных прослоек резко снижаются при наличии в кон-
струкции трещин, щелей или вентиляции воздуха в про-
слойке. Это приводит к увеличению конвективного
теплообмена.
В настоящее время применяют пять видов тепловой
изоляции: сегментную, оберточную, набивную, литую
и мастичную.
Расчет тепловой изоляции сводится в основном
к определению экономичной толщины.ее слоя. При этом
учитывают две статьи расхода — годовую стоимость
тепловых потерь и приведенные годовые расходы по теп-
ловой изоляции.
92
Теплопотери снижают увеличением толщины изоля
ции, но начальная стоимость самой изоляции при этом
возрастает. При оптимальной толщине суммарные годо-
вые затраты на теплопотери и отчисления от стоимости
изоляции окажутся наименьшими. Эта толщина изоля-
ции и является наивыгоднейшей, экономичной.
Экономичную толщину изоляции обычно рассчиты-
вают графически [32]. Задаваясь толщиной слоя изоля-
ции, .подсчитывают статьи расхода на потери тепла и на
изоляцию. Полученные данные наносят на график
(рис. 16, а). Просуммировав графически ординаты кри-
Рис. 16. Графики расчета экономичной толщины изоляции (а)
и сумарных годовых приведенных затрат (б):
/ приведенные годовые расходы по тепловой изоляции; 2 стоимость годо-
вых теплопотерь; 3 — суммарные расходы.
вых 1 (приведенные годовые расходы по тепловой изоля-
ции) и'2 (стоимость годовых потерь тепла), строят кри-
вую 3 (суммарные расходы). Точка перегиба кривой
суммарных расходов определяет экономичную толщину
изоляции.
~ Стоимость тепловых поте-рь за год
в руб.
Sr.n = zqBp- IO"8, (171)
где z — стоимость тепла, руб!Гкдж\ q — удельные тепло-
вые потери трубопровода, кдж/(м ч)\ Вр — время ра-
боты трубопровода, ч.
Приведенные ежегодные затраты
при единовременных капиталовложениях и постоянных
годовых эксплуатационных расходах
*$из "Т Рнкиз — (f -Т Рп) (CoV + CnF), - (172)
93
где SH3 — годовые эксплуатационные расходы, руб./год;
р„ — нормативный ^коэффициент эффективности, 1/год;
k„3 — начальные капитальные вложения, руб.; f — 0,05 —
доля годовых отчислений от капиталовложений на амор-
тизацию, текущий ремонт и обслуживание, 1/год; Со—
стоимость изоляции (ограждения), руб/м3-, Сп — стоимость
защитного покрытия изоляции, руб/м2-, V, F — объем,
м3, и поверхность, м2, трубопровода.
Суммарные годовые приведенные затраты в руб.
3 == ST. п 4~ SH3 + pKka3. (173)
Степень экономической эффективности тепловой изо-
ляции
71t.h = (Q1-Q2)/Q1, (174)
где Q2 — потери тепла ограждениями без изоляции
и с изоляцией, кдж.
Пример 33. По паропроводу диаметром dK/dB == 133/125 мм
подается пар температурой t\ = 175 °C. Температура наружного
воздуха /2=1°С. Паропровод изолирован шлаковатой, покрытой
снаружи слоем известково-шлаковой штукатурки толщиной 62 =
= 15 мм р.3 = 0,46 вт!(м -° С)]. Коэффициент теплоотдачи пара
aj — 9270, паропровода а2 = 9,3 вт!(м2 -°C). Время работы паро-
провода Вр = 6800 ч/год. Стоимость тепла г = 1,8 руб/Гкдж, изо-
ляции Со = 32 руб/м2, штукатурки Сп = 1,5 руб/м2. Определить
экономичную толщину изоляции.
Решение. Теплопроводность . материалов X принимаем по
прилож., табл. 47 и 49. В зависимости от толщины тепловой изо-
ляции термическое сопротивление теплопередаче 1 м паропровода
в (м2 -° С)/вт
R = -л—ь * ]П/+ * in-S-j—- 4-
JtdBa, 2лХ, d„ 2лХ, d„
, 1 . <+2\,э+282 1
Ф2лХ3 dH + 2\3 + л(4н + 28из + 282)а2
1 , 1 1„ 0,133 , 1
“3,14 • 0,125 • 9270 ' 2 3,14 -58 0,125 + 2 -3,14 • 0,046 х
0,133 + 28из 1 0,133 4-2ВИЭ + 2 • 0,015
* 1П 0J33 2 • 3,14 • 0,046 1п 0,133 + 2В„3 4
+ 3,14 (0,133 + 28из 4- 2 0,015) 9,3 '
94
Анализ подставленных числовых значений показывает, что
термическое сопротивление внутренней поверхности трубы и самой'
трубы играет ничтожную роль в общем термическом сопротивле-
нии паропровода, и потому этими величинами обычно пренебре-
гают. Учитывая это, получай следующее выражение:
0,133 + 28 0,163-1- 28 0 258
й = з.«1п^Чо;91п^+о^.
Тепловые потери 1 м паропровода
- ? = (/1-Q:/? = (175-1):/? = 174:/?.
Задаваясь толщиной изоляции, результаты расчета термичес-
кого сопротивления и теплопотерь сводим в табл. 2.
Таблица 2. Зависимость теплопотерь от толщины изоляции
Параметры Значения параметров в зависимости от 5ИЗ, мм
10 20 40 60 80 100
R. (м2-°С)/вт q, вт/м 2,16 81,5 2,55 68,3 2,93 59,4 3,32 52,5 3,66 47,6 4 43,6
Согласно выражению (171), стоимость тепловых потерь за год
ST- п = 1,8 • 6800 IO'» q = 0,0122? руб.
По зависимости (172) годовые отчисления от капиталовложе-
ний вместе с начальными капиталовложениями и нормативным-
коэффициентом эффективности
(/ + Рн) (СоИ + СПТ) = (/ + рн) [Сол (d„ + 8ИЗ) Виз +
+ Спк (dH + 28из + 282)] = 0,2 32 • 3,14 (0,133 + 8ИЗ) 6ИЗ +
+ 0,2- 1,5 - 3,14 (0,133 + 0,03 + 28из) =
= 20,2 (0,133 + 8ИЗ) 8ИЗ + 0,94 (0,163 + 28из) руб.
Суммарные годовые приведенные затраты вычисляем по фор-
муле (173).
Задаваясь различной толщиной изоляции, данные расчета сво-
дим в табл. 3.
В зависимости от толщины изоляции строим график суммар-
ных годовых приведенных затрат (рис. 16, б). Оптимальную тол-
щину изоляции обычно выбирают по минимуму приведенных еже-
годных затрат. В данном случае экономичная толщина изоляции
би з=25 жл:.
95
Таблица 3. Зависимость приведенных годовых затрат, руб.,
от толщины изоляции
Параметры Значения параметров в зависимости от 8ИЗ, мм
10 20 40 60 80 100
О 0,995 0,833 0,724 0,64 0,58 0,531
5ИЗ + Рн^ИЗ 0,201 0,253 0,368 0,5 0,647 0,813
3 1,196 '1,086 1,092 1,14 1,227 1,344
Задача 35. Труба диаметром dB/dH = 309/325 мм, изолиро-
ванная слоем минеральной ваты толщиной 8М в = 20 мм, уложена
в грунт на глубину /ггр = 1 м. Теплопроводность грунта Хгр =
= 0,58 вт!(м -°C). Температура воды в трубопроводе tr = 110° С.
Определить потери тепла трубопроводом: а) изолированным, на-
ходящимся на открытом воздухе; б) неизолированным, уложенным
в грунт; в) изолированным, уложенным в грунт.
Ответ: а) 277 вт/м; б) 196* вт/м; в) 158 вт/м.
Потери тепла неизолированными трубопроводами, уложен-
ными в грунт, снижаются более чем в 1,4 раза по сравнению
с изолированными, находящимися на открытом воздухе. Следова-
тельно, целесообразность укладки трубопроводов в грунт с целью
их тепловой изоляции несомненна. Тепловая изоляция теплопро-
вода в грунте менее эффективна, чем трубопровода, находящегося
на открытом воздухе.
Задача 36. Определить экономичную толщину изоляции сталь-
ного паропровода по следующим данным: dB/dH = 309/325 мм;
= 200° С; ta = 20° С; \.т = 0,12 вт/(м - °C); Вр = 6000 ч/год;
г = 2 руб!Гкдж; Со = 50 руб/м3; ([ + ра) — 0,2.
Ответ: 8ИЗ = 30 мм.
§ 28. МАССООБМЕН ПРИ ТВЕРДЕНИИ БЕТОНА
Тепловая обработка бетона сопровождается процес-
сами внешнего и внутреннего массообмена: конденсацией
пара на поверхности изделий, миграцией влаги и воз-
духа, испарением и т. д. Эти процессы оказывают суще-
ственное влияние на величину коэффициентов тепло-
обмена, а также на качество (прочность, долговечность
и т. д.) железобетонных конструкций. Механизм переноса
энергии и массы для тепло- и массообмена одинаков.
Поэтому основные законы тепло- и массообмена имеют
подобные выражения [9], [17], [401.
96
Существенное влияние на качество бетона оказывают
термические напряжения, возникающие
в процессе тепловой обработки. Величину их в нАи®
на поверхности и в центре тела, нагреваемого тепловым
потоком постоянной плотности, определяют по формулам
^=41^ Л/; (175)
Оц = -4т~^Л/> <176>
где рб — коэффициент линейного расширения бетона,
1/° С; Е — модуль упругости, н/лг2; v — коэффициент
Пуассона; Д/ — максимальный перепад температуры
по сечению, 0 С, вычисляемый по формуле
= (177)
где q — плотность теплового потока при на-
греве бетона, вт!м2\ I — геометрический раз-
мер тела, м; К — коэффициент теплопровод-
ности твердеющего бетона, вт!(м -°C).
Чем больше плотность теплового потока при нагреве
бетону, тем больше перепад температур по сечению,
а следовательно, и термические напряжения в нем.
Интенсивность тепло- и массообменных процессов при
тепловой обработке бетона в среде влажного воздуха
определяется плотностью теплового потока, поступаю-
щего на поверхность изделия.
Перепад температуры по сечению зависит также от
коэффициента массопроводности бетона в кг/[л2Х
X ч(кн/м2)], который можно определить по выражению
X'= 2,3 • 10~вТ101,325 :/?бар, (178)
где Т — средняя абсолютная температура условного по-
граничного слоя, К; Рбар — барометрическое давление
воздуха, кн!м2.
При тепловой обработке в паровоздушной среде теп-
ловой поток, поступающий на поверхность изделия, рас-
ходуется на нагрев бетона и на испарение из него воды
затворения. В начале тепловой обработки, когда темпера-
туры поверхности изделия и окружающей среды прак-
тически одинаковы, интенсивность испарения незначи-
тельна и весь тепловой поток расходуется на нагрев
4 6-261 97
изделия. По мере повышения температуры интенсив-
ность испарения возрастает, расход тепла на испарение
увеличивается, а на нагрев уменьшается. В процессе
испарения или конденсации передается определенное
количество массы вещества в кг, определяемое по фор-
мулам:
= а' (ры — рс) F/T, (179)
№КОНД “ Р (Ре Ри) FКОНД^» (180)
где а', р — коэффициенты массообмена при испарении
и конденсации, кг/[м2 ч • (кн/м2)]; р№ — парциальное
давление пара у поверхности изделия при температуре
поверхности, равной температуре мокрого термометра,
кн/м2; рс — парциальное давление пара в среде, кн/м2;
ра — парциальное давление пара, соответствующее тем-
пературе поверхности тела, кн/м2; Fit FKOfW — поверх-
ности испарения и конденсации, м2; т —время тепловой
обработки, ч.
При практических расчетах можно принимать Р —
= а', т. е. для расчета массообмена при конденсации
достаточно знать коэффициент массообмена при испа-
рении.
Коэффициент массообмена представляет собой коли-
чество вещества в кг, которое передает 1 м2 поверхности
тела в 1 ч при разности парциальных давлений среды
и у поверхности тела 1 кн/м2. В условиях естественной
конвекции при испарении с постоянной скоростью
коэффициенты тепло- и влагообмена определяют по фор-
мулам [17]:
о оо д г0, Ю8д
а 2 (п.ри Аг = 4- 10G—=—2,7- 108); (181)
а Н1 й Д ,-0,218} /
а' = ...-- (при Аг = 1,33 104-г-4 108). (182)
Здесь критерий Архимеда
Ar = g/:) ° Т ро) = Ga (183)
v3p р ’ '
где р, Ро — плотность жидкости и газовоз-
душной смеси в двух точках системы, кг/мя;
v и критерий Ga находят по формулам (147)
и (148).
98
При вычислении критерия Аг в формулах (181)
и (182) в качестве определяющего размера принимают
сторону квадрата VF, эквивалентного по площади рас-
сматриваемой поверхности испарения F.
При испарении с поверхности изделий длиной /и
и вынужденном движении паровоздушной смеси коэф-
фициенты тепло- и влагообмена в кг/[м2 ч(кн/м2)]
определяют по формулам:
а = В Re" Gum (X :/и); (184)
а' = В'Re"IGu'm(X' :/и). (185)
Здесь критерий Гухмана
Gu = (Тсух — Тмок): ГСух, (186)
где Тсух, Тмок — абсолютные температуры су-
хого и мокрого термометров, К.
Значение эмпирических коэффициентов В, В', п, п',
m и т.' приведены в табл. 4 [17].
Таблица 4. Зависимость эмпирических коэффициентов
от критерия Re
Критерий Re Коэффициенты
В п т В' п‘ т'
1 -г-2 • 102 0,97 0,48 0,175 0,755 0,53 0,135
3,15- 103 -г- 2,2 104 0,463 0,61 0,175 0,445 0,61 0,135
2,2 • 104 -э- 3,15 10s 0,0245 0,9 0,175 0,0227 0,9 0,135
Пример 34. В ямной камере изделия проходят тепловую об-
работку при следующих параметрах паровоздушной среды: тем.
пература (. = 90° С, влажность <р=100%, давление рбар =
= 101,325 кн/м?. Средняя температура поверхности изделия tn =
= 93° С. Определить количество воды, испаряющейся в течение
т = 1 ч с поверхности изделия F[ = 1 л2 при постоянной ско-
рости испарения.
Решение. Средняя абсолютная температура пограничного
слоя у поверхности изделия
Т = 273 + 0,5 (tc + tB) = 273 + 0,5 (90 + 93) = 364,5 К.
По прилож., табл. 48 в паровоздушной среде при (, = 90° С
плотность воздуха рс = 0,724 кг/м3, в пограничном слое при tB =
4*
99
= 91,5° С рп = 0,707 кг/м?. По этой же таблице в паровоздушной
среде при £с = 90°С и <р = 100% парциальное давление водяного
пара ра = 80 кн/м2, в пограничном слое при £И = 91,5°С ри—
= 84,13 кн[м?. '
Согласно выражению (178), коэффициент массопроводности
= 2,3 • 10-« • 364,5 (101,325/101,325) = 838,35 10~в.
Характерный размер изделия
I = = /Т = 1 м.
Найдя по табл. 49 прилож. ч =22,71 • 10~в м2/с, вычисляем
по формуле (183) критерий Архимеда
. 9,81 • I3 (0,724 - 0,707) . .
(22,71 • 10-8)2 0,724
Согласно формуле (182), коэффициент влагообмепа
, 0,618 (4,4 10а)°'2'га • 838,35 • 1Q-6 .
V1
По (179) количество испарившейся жидкости
Г £ = 0,075 (84,13 — 80) 1 1 = 0,31 кг.
Задача 37. Определить количество воды, испаряющейся в тече-
ние т = 1 ч с поверхности F = 1 м2 изделия, находящегося в ка-
мере непрерывного действия. Температура среды камеры /с =
= 98° С. Вследствие экзотермической реакции средняя темпера-
тура изделия ^п=100°С. Давление среды в камере рбар —
— 101,325 Л4«/х8, относительная влажность <р = 100%.
Ответ: IF(- = 0,131 кг. •
Глава IV. ОСНОВЫ ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
§ 29. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Твердение бетона при повышенной температуре —
один из основных процессов производства сборного
железобетона. Конечной целью тепловой обработки
в большинстве случаев является получение не полной
проектной прочности бетона, а только ее доли, как пра-
вило, 70% проектной. Это дает возможность выполнять
дальнейшие производственные операции (распалубли-
вание, передачу усилия натяжения арматуры на бетон
100
и др.). После терловой обработки изделия-отправляют
на склад готовой продукции, а затем на строительную
площадку, где они достигают проектной прочности.
В некоторых случаях (сложный монтаж, низкая темпе-
ратура, немедленное загружение и т. п.) отпускная проч-
ность бетона должна соответствовать проектндй.
Ускоряющий эффект теплового воздействия оцени-
вают по абсолютной прочности бетона в конце обра-
ботки, характеризующей степень ускорения твердения
бетона по сравнению с твердением его в нормаль-
ных температурно-влажностных условиях (температура
20 + 2° С, относительная влажность — не менее 90%).
Эффективность тепловой обработки оценивают и по
относительной прочности бетона, прошедшего тепловую
обработку, в сравнении с бетоном, твердевшим в нормаль-
ных условиях в течение 28 суток. Относительная проч-
ность характеризует степень полноты использования
вяжущего при тепловой обработке. Показатель 28-су-
точной относительной прочности бетона, прошедшего
тепловую обработку, дает возможность оценить положи-
тельные и отрицательные стороны воздействия высоких
температур на бетон.
Длительность тепловой обработки составляет 70—
80% общей продолжительности технологического цикла.
Чем короче сроки тепловой обработки, те'м больше обо-
рачиваемость форм, формовочных и тепловых установок,
меньше удельный расход тепла на обработку изделий.
В связи с этим очень важно интенсифицировать процесс
твердения бетона, что можно осуществить технологиче-
скими и химическими способами.
Режим тепловой обработки включает в себя пара-
метры периодов подогрева, изотермического прогрева
(при максимальной температуре) и охлаждения. Он ха-
рактеризуется длительностью каждого периода, мак-
симальной температурой изотермического прогрева и
влажностью среды. Режимы могут быть жесткими и мяг-
кими.
Жестким режимам отвечают жесткий усло-
вия структурообразования бетона: короткое предвари-
тельное выдерживание свежеотформованных изделий,
быстрый подъем температуры, высокая температура
изотермического прогрева, недостаточно влажная среда,
немедленная распалубка и т. д.
101
Мягкие режимы сочетают длительное пред-
варительное выдерживание, медленный подъем темпе-
ратуры, низкую температуру изотермического прогрева,
влажную среду и т. д.
При назначении режима тепловой обработки бетона
руководствуются такими соображениями:
предварительное выдерживание свежеотформованного
бетона должно быть тем короче, чем быстрее наступают
сроки схватывания цементного теста;
изделия следует прогревать тем медленнее, чем по-
движнее бетонная смесь, из которой они изготовлены,
короче предварительное выдерживание, больше их мас-
сивность и модуль открытой поверхности;
продолжительность изотермического прогрева нужна
тем большая, чем выше требуемая прочность бетона при
прочих постоянных параметрах;
максимальная температура изотермического прогрева
зависит от вида применяемого цемента;
изделия охлаждаются тем дольше, чем они массивнее,
причем из легкого бетона медленнее, чем из тяжелого.
Кроме того, в арматуре армированных конструкций
потери предварительного напряжения от температур-
ных перепадов не должны превышать величин, установ-
ленных нормативными документами.
Изделия, к которым предъявляются высокие требо-
вания по долговечности, обрабатывают по мягким режи-
мам, включающим предварительное выдерживание, мед-
ленный подъем температуры на 10—15° С в 1 ч и изотер-
мический прогрев при температуре не выше 80° С с по-
следующим медленным охлаждением не более чем на
15° С в 1 ч.
Режим тепловой обработки устанавливают сопостав-
лением всех технико-экономических показателей произ-
водства сборного железобетона. Работу тепловых уста-
новок организуют в три смены, даже когда формовочный
цех работает в две смены [28].
§ 30. ВИДЫ ТЕПЛОВЫХ УСТАНОВОК
И МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ИЗДЕЛИЙ
Тепловые установки или специальные посты, на ко-
торых осуществляют тепловую обработку железобетон-
ных изделий, по режиму работы могут быть пери о-
102
дическими (ямные и туннельные камеры, авто-
клавы, кассеты, термоформы, термопосты, установки
для электрообработки) или непрерывными (вер-
тикальные и горизонтальные камеры, водные конвейеры).
Методы тепловой обработки, применяемые на комби-
натах и заводах по производству сборного железобетона,
различают так:
по виду теплоносителя (прогрев паром,
горячим воздухом или дымовыми газами, горячей или
перегретой водой, парогазовой смесью, высококипящими
жидкостями и электрической энергией);
по способу воздействия теплоносителя
на бетон (непосредственное соприкосновение теплоноси-
теля и бетона, соприкосновение через поверхности на-
грева и через газовую среду);
по кратности воздействия высоких
температур (одно- и двухстадийная тепловая обработка)
и по режиму действия (периодические и не-
прерывные).
§ 31. ФИЗИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ, СОПРОВОЖДАЮЩИЕ
ТВЕРДЕНИЕ БЕТОНА
Структурообразование бетона в период тепловой
обработки сопровождается конструктивными (в основ-
ном химическими) и деструктивными (физическими)
процессами. Последние приводят к нарушению структуры
бетона и снижают его качество. Поэтому в данном пара-
графе основное внимание уделено деструктивным процес-
сам, которые являются следствием расширения состав-
ляющих бетона, миграции влаги и воздуха и расшире-
ния твердеющего бетона.
Расширение составляющих бетона. Из составляющих
бетона больший коэффициент температурного расшире-
ния имеют вода и воздух. Они соответственно в 20—27
и в 300—350 раз больше коэффициента температурного
расширения твердых составляющих (заполнителей и но-
вообразований). В период подогрева вода и воздух
раздвигают твердые компоненты свежеотформоваиного
бетона. При температуре изотермического прогрева рас-
ширение достигает максимальных значений, и оно тем
больше, чем меньше прочность бетона в конце периода
подогрева и чем выше максимальная температура
103
изотермического прогрева. В раздвинутом положении
твердые компоненты затвердевают, повышая тем самым
пористость бетона. Чем меньше прочность свежеотформо-
ванного бетона, тем сильнее раздвигаются зерна твердых
компонентов и тем больше пористость и ниже конечная
прочность бетона.
Миграция влаги и воздуха. В процессе тепловой об-
работки бетона под влиянием градиентов температуры
и влажности влага и воздух мигрируют. При автоклав-
ной обработке из-за разности давлений среды автоклава
и воздуха в порах изделий возникает и градиент давле-
ния. В период подогрева влага мигрирует от нагретой
поверхности к более холодному центру. В период изо-
термического прогрева (под действием тепла экзотермиче-
ских реакций) и в период охлаждения -температура цен-
тра изделий выше, чем наружных слоев, потому влага
и воздух мигрируют в обратном направлении. Чем выше
скорость подогрева и охлаждения, тем больше разность
температур и тем интенсивнее происходит миграция
влаги и воздуха. Это создает условия для образования
направленной пористости.
Расширение бетона. В период подогрева
изделия увеличиваются в объеме согласно коэффици-
енту температурного расширения свежеотформованного
бетона с низкой прочностью. В период охлаж-
дения они уменьшаются в объеме согласно коэффи-
циенту температурного расширения зрелого бетона,
имеющего высокую прочность. Температурное расшире-
ние свежеотформованного бетона больше, чем зрелого.
Поэтому увеличенные в размерах изделия в период подо-
грева не возвращаются в исходное положение после
охлаждения.
Разность коэффициентов температур-
ного расширения свежеотформованного и зрелого бе-
тона приводит к остаточным деформациям, свидетель-
ствующим о дефектности структуры бетона, полученной
в период тепловой обработки. Величину остаточных де-
формаций можно снизить предварительным выдержива-
нием изделий и медленным или ступенчатым подъемом
температуры.
Описанные здесь деструктивные процессы можно
свести к минимуму назначением правильного режима,
при котором прогретый бетон по своим свойствам лишь
104
незначительно отличается от бетона естественного твер-
дения. Для этого надо знать основные факторы, влияю-
щие на режим тепловой обработки.
§ 32. ФАКТОРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ РЕЖИМЫ
ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
Вид вяжущего. Тепловая обработка по-разному вли-
яет на интенсивность твердения и конечную прочность
различных видов вяжущего, которым' соответствуют
определенные режимы тепловой обработки. Эффектив-
ность режима оценивают по расходу вяжущего, относи-
тельной и абсолютной прочности бетона и времени, в те-
чение которого эту прочность можно получить. Вяжущее,
при наименьшем расходе обеспечивающее максимальную
прочность бетона в минимально короткий срок тепловой
обработки, считается наиболее эффективным.
Тепловая обработка целесообразна для портланд-
цементов и шлакопортландцементов. Пуццолановые пор-
тландцементы и их разновидности при тепловой об-
работке применяют только для изделий специального
назначения, которые должны иметь’, повышенную водо-
исолестойкость. Тепловая обработка изделий из плас-
тифицированных и гидрофобных цементов допускается
при назначении специальных режимов с длительным
предварительным выдерживанием или медленной ско-
ростью подъема температуры. Для цементов, содержащих
30—50% тонкомолотых кремнеземистых компонентов
(кварцевый песок и т. п.), тепловую обработку надо про-
водить при повышенном давлении. Глиноземистые це-
менты подвергать тепловой обработке запрещается.
Водоцементное отношение бетонной смеси. Эффектив-
ность тепловой обработки понижается по мере увеличе-
ния водоцементного отношения (В/Ц) бетонной смеси.
Подвижные бетонные смеси по сравнению с жесткими
содержат большее количество свободной воды, что при-
водит к повышенной пористости бетона. Чем больше
В/Ц (при прочих постоянных параметрах), тем медлен-
нее растет прочность бетона и меньше ее конечная вели-
чина.
В свежеотформованном состоянии изделия из жестких
бетонных смесей имеют большую прочность, чем из под-
вижных, поэтому при тепловой обработке структура их
105
нарушается меньше. Следовательно, при одном и том же
В/Ц жесткие бетонные смеси обеспечивают большую от-
носительную прочность и значительно меньше реагируют
на изменение параметров тепловой обработки, чем под-
вижные.
Массивность изделий. В зависимости от скорости по-
догрева температурный перепад в массивных изделиях
(толщиной более 15 см) достигает 35—60° С, а в немас-
сивных, тонкостенных (толщиной до 15 см) — не превы-
шает 10—15° С. Чем массивнее изделие, тем больше
разность температур между наружными и внутренними
слоями бетона и тем больше величина температурных
напряжений. В результате повышена вероятность воз-
никновения трещин и нарушения структуры бетона.
Во избежание этого (при всех прочих постоянных пара-
метрах) массивные изделия подогревают значительно
медленнее, чем тонкостенные.
Вид бетона. Коэффициент теплопроводности легкого
бетона почти в четыре раза меньше тяжелого. В связи
с тем, что легкий бетон медленно нагревается и охлаж-
дается, его тепловая обработка должна быть довольно
длительной. Однако в ряде случаев изотермический про-
грев не нужен: легкий бетон достаточно подогреть только
до максимальной температуры.
Эффективность тепловой обработки изделий из лег-
кого бетона повышается по мере снижения его объемной
массы и прочности. Чем ниже требуемая марка бетона,
тем быстрее она достигается. Даже при коротком режиме
прогрева цементный камень набирает прочность, превы-
шающую прочность легкого пористого заполнителя.
При назначении режима тепловой обработки легкого
бетона надо учитывать такие факторы, как объемная
масса заполнителя и его активность по отношению к вя-
жущему, характер пористости и степень водопоглоще-
ния. Остальные факторы оказывают влияние на режим
тепловой обработки легкого бетона в такой же мере, как
и тяжелого.
Подогрев бетонной смеси. Приготовление теплой
бетонной смеси, сохраняющей тепло в течение определен-
ного времени после укладки ее в форму, дает возмож-
ность сокращать режим тепловой обработки на 2—2,5 ч
или получать требуемую прочность в начальные сроки
твердения без тепловой обработки.
106
Нагревают бетонную смесь до 50—90° С. Более высо-
кая температура резко понижает удобоукладываемость
смеси и сокращает сроки ее схватывания. Эффективность
разогрева повышается по мере увеличения активности
цемента, поскольку высокомарочные цементы выделяют
большее количество тепла.
Предварительный подогрев бетонной смеси умень-
шает остаточные деформации бетона, так как компоненты
смеси расширяются до укладки в форму.
Виды теплоносителей. Тепловую обработку бетона
осуществляют в основном в паровой, паровоздушной,
воздушной и жидкой средах.
В среде чистого насыщенного пара
(влажность 100%, температура 100° С) цемент гидрати-
рует наиболее полно и быстро. Это условие сохраня-
ется до тех пор, пока вода затворения находится в
жидком состоянии. Применение перегретого па-
ра, характеризующегося температурой, превышающей
100° С, и низким давлением, приводит к полному обезво-
живанию бетона и прекращению реакций гидратации
цемента.
Тепловая обработка при температуре ниже 100° С
происходит в среде паровоздушной смеси.
При этом чем ниже относительная влажность воздуха,
тем менее благоприятны условия для гидратации цемента.
Воздушносухой прогрев применяют,
как правило, при твердении легкого бетона. Аккумуля-
ция пористым заполнителем влаги, содержащейся в це-
ментном тесте, создает благоприятные условия для уско-
ренного твердения бетона при воздушносухом прогреве.
Такая обработка рекомендуется для изделий из легких
бетонов низких марок и малой объемной массы [25].
При длительном воздушносухом прогреве бетон пересу-
шивается и прочность его снижается. Аналогичные
процессы происходят при тепловой обработке в газо-
вой среде, если газы не реакционноспособны по
отношению к составляющим бетона.
Для повышения плотности и долговечности бетон об-
рабатывают в среде горячей или перегре-
той жидкости (воды или масла). Жидкая среда
создает благоприятные условия для более полной гидра-
тации цемента; структурообразование бетона интенсифи-
цируется, а количество дефектов в нем сокращается до
107
минимума. Цикл тепловой обработки бетона в жидкой
среде короче, чем в паровой и, тем более, в паровоздуш-
ной. Обусловлено это и различными коэффициентами
теплоотдачи от среды к изделию.
Характеристика среды и способ воздействия тепло-
носителя на бетон оказывают большое влияние на ка-
чество бетона. Изделия поступают в тепловые установки
на поддонах и в формах (открытых или закрытых). Проч-
ность бетона одного и того же состава при одном и том же
режиме сразу после тепловой обработки, прогретого
в форме, в 1,5—2,2 раза больше, чем распалубленного,
а прогретого в открытой форме под давлением,— на
6—19% больше, чем в закрытой форме [18]. Однако при
других составах бетона и режимах тепловой обработки
прочность распалубленных изделий может быть равна
прочности изделий, прогретых в формах.
В период тепловой обработки форма, препятствуя
свободному расширению бетона, способствует получению
более плотной структуры. При немедленной распалубке
расширение не ограниченного формой бетона превышает
величину температурного расширения металла. Поэтому
немедленно распалубленные изделия надо пропаривать
по иным режимам, чем в формах.
Прогревая изделия в деревянных формах, следует
учитывать более низкую по сравнению с металлом тепло-
проводность дерева. В металлических формах изделия
прогреваются равномерно со всех сторон, в деревян-
ных — интенсивнее со стороны поверхности, соприкасаю-
щейся с теплоносителем. Поэтому изделия в деревянных
формах надо укрывать и изменять режим тепловой об-
работки.
Открытые поверхности железобетонных изделий ча-
сто укрывают полиамидной пленкой, резиновым или
металлическим листом, иногда укрытие сочетают с при-
грузом. Покрытия предотвращают попадание конденсата
на открытую поверхность изделия, что исключает раз-
мягчение, вспучивание, и нарушение структуры поверх-
ностного слоя. Аккумулируя тепло конденсата, покры-
тия имеют более высокую температуру, чем поверхность
изделия. В связи с этим создаются благоприятные усло-
вия, предотвращающие испарение влаги из обрабаты-
ваемых изделий. Металлические покрытия и покрытия
с пригрузом, кроме того, уменьшают остаточные дефор-
108
мации бетона. Прочность его под такими покрытиями
получается большей, чем под мягкими, а цикл тепловой
обработки короче вследствие несколько большей ско-
рости прогрева или меньшего времени предварительного
выдерживания.
§ 33. ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ ВЫДЕРЖИВАНИЕ ИЗДЕЛИИ
В ряде случаев тепловой обработке изделий из тяже-
лых и легких, бетонов предшествует предварительное
выдерживание при температуре окружающей среды,
во время которого бетон приобретает начальную проч-
ность, необходимую для восприятия теплового воздей-
ствия без нарушения структуры. Длительность предва-
рительного выдерживания зависит от многочисленных
факторов, основные из которых: марка и вид цемента,
водоцементное отношение, температура окружающей
среды и модуль открытой поверхности изделий.
Чем выше марка цемента и температура окружающей
среды и меньше водоцементное отношение, тем короче
срок предварительного выдерживания бетона. Бетоны
на пластифицированных, гидрофобных, пуццолановых
и шлаковых портландцементах требуют длительного
предварительного выдерживания; добавки — ускори-
тели твердения сокращают срок выдерживания, а плас-
тификаторы — увеличивают его.
Предварительное выдерживание обязательно при теп-
ловой обработке распалубленных изделий, а также изде-
лий с большим модулем открытой поверхности. Это от-
носится и к изделиям сложного профиля, так как после-
дующая тепловая обработка может вызвать образова-
ние трещин в местах изменения профиля. Нецелесообраз-
но выдерживать изделия в кассетах, пакетировщиках
и термоформах.
Изделия из ячеистого бетона выдерживают до при-
обретения ими прочности, достаточной для транспорти-
рования в автоклав и предотвращающей появление тре-
щин при тепловой обработке. За время выдерживания
срезают излишек и разрезают крупные отформованные
блоки на изделия заданных размеров. Сроки выдержи-
вания ячеистых бетонов приведены в табл. 5.
Предварительное выдержйвание изделий — процесс
пассивный. Задача технолога — активизировать его,
109
Таблица 5. Сроки предварительного выдерживания залитой
в формы ячеистой смеси
Вид бетона Газообразователь Сроки предварительного выдерживания, ч
до срезки । излишка до переме- щения форм <J3 S та о ь у ю О та о о л е; та ~ с о- О щЮ
Газобетон и газоси- Алюминиевая
ликат пудра 4-5 3—4 6-15
Пергидроль 0,5-2 0,5-1 4—10
Пенобетон — — 4—6 8-16
Пеносиликат — — 1—3 4-8
т. е. ускорить твердение при температуре окружающей
среды. За это время через бетон можно пропускать сла-
бые токи, воздействовать на него магнитными полями,
обрабатывать поверхность изделий химическими или по-
поверхностно-активными веществами и т. п.
При изготовлении сборного железобетона на высоко-
механизированных заводах предварительное выдержи-
вание часто трудноосуществимо и экономически нецеле-
сообразно: это снижает оборачиваемость форм, вызывает
потребность в дополнительных производственных пло-
щадях и т. п. В этом случае предварительное выдержи-
вание можно заменить тепловой обработкой с длительным
(равномерным или ступенчатым) периодом подогрева.
§ 34. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА В ПАРОВОЗДУШНОЙ
СРЕДЕ
Пар — наиболее распространенный теплоноситель.
Смешиваясь с воздухом, заполняющим пространство
тепловой установки, он образует паровоздушную смесь,
которая легче воздуха и поэтому поднимается вверх.
В тепловой установке по высоте создается перепад тем-
ператур: высокая—вверху и низкая — внизу. Таким
образом, нижние изделия находятся в менее благоприят-
ных условиях, поэтому в тепловых установках очень
важна циркуляция среды.
НО
Скорость подогрева изделий назначают с таким рас-
четом, чтобы избежать возникновения больших темпера-
турных перепадов и напряжений в изделиях, особенно
немедленно распалубленных и с большим модулем откры-
той поверхности. При этом учитывают начальную проч-
ность бетона, достигнутую в период предварительного
выдерживания, определяя ее на образцах-кубах с реб-
ром не менее 10 см. Их испытывают на прессах мощностью
не более 25 кн.
Приняты следующие ориентировочные скорости подъ-
ема температуры среды камеры v0 в зависимости от на-
чальной прочности бетона Re-
R6, Мн/м* 0,1—0,2 0,2—0,4 0,4—0,5 0,5—0,6 Более 0,6
ес,’С/ч 10-15 15—25 25-35 35- 45 45-60
Повышение температуры среды камеры со скоростью
более 60° С в 1 ч — независимо от начальной прочности
бетона — не рекомендуется.
При использовании бетонных смесей подвижностью
более 8 см длительность подъема температуры увеличи-
вают на 20—30%, если же применены смеси жесткостью
более 60 с — сокращают на 15—20% по сравнению с при-
веденными рекомендациями.
Максимальную температуру изотермического про-
грева определяют в зависимости от вида цемента. Ее
принимают 80—85° С для портландцементов, 90—95° С —
для шлаковых и пуццолановых портландцементов и
около 200° С (при соответствующем давлении) — для
силикатных вяжущих. При температуре ниже указан-
ной требуется более длительный изотермический про-
грев, а более высокие температуры приводят к недобору
прочности бетона.
Длительность изотермического прогрева назначают
в зависимости от требуемой прочности бетона, вида и
марки применяемого вяжущего, температуры изотермии
и размеров изделия. При хорошей теплоизоляции ка-
мер, когда температура ее среды понижается не более
чем на 4—6° С в 1 ч, целесообразно после 2—3-часового
изотермического прогрева прекращать подачу пара и
в дальнейшем выдерживать изделия в условиях мед-
ленного естественного охлаждения. В этом случае период
изотермического прогрева состоит из двух стадий: про-
грева изделий с подачей пара и выдерживания их без нее.
111
Скорость охлаждения не должна приводить к пере-
паду температур между поверхностью изделий и окру-
жающей средой более 40° С. При отрицательной темпе-
ратуре наружного воздуха распалубленные изделия
рекомендуется выдерживать не менее 12 ч в теплом
помещении (без сквозняков), где температура не ниже
Н-10°С [25]. Это предотвращает появление микротре-
щин и повышает долговечность изделий.
Ориентировочные величины получаемой относитель-
ной прочности бетона различных марок в зависимости
от цикла тепловой обработки, цементоводного отноше-
ния, сроков испытания контрольных образцов на цемен-
тах марок 400—500 для умеренно жестких и подвижных
бетонных смесей даны в прилож., табл. 38. Приведенные
там режимы предусматривают подъем температуры в ка-
мере с постоянно возрастающей скоростью или по сту-
пенчатому графику.
Режимы тепловой обработки предваритель-
•но напряженных конструкций назначают не
только с целью обеспечения наибольшей скорости твер-
дения бетона и получения требуемой прочности, но
и с учетом потерь напряжений в арматуре (проволоч-
ной, прядевой, стержневой). Потери напряжения проис-
ходят при возникновении трещин в бетоне из-за нерав-
номерного проРрева и охлаждения самого бетона ме-
таллических форм и напрягаемой арматуры, а также
вследствие температурного перепада при изготовлении
изделий на стендах с упорами, вынесенными за пределы
камеры, и т. д.
Потери предварительного напряжения от температур-
ного перепада можно значительно снизить, если он не
превышает 65° С, максимальная температура изотерми-
ческого прогрева 80°С, а также если после предваритель-
ного выдерживания до приобретения бетоном крити-
ческой прочности .температура в камере поднимается
медленно или ступенчато. Кроме того, во время изготов-
ления преднапряженных конструкций при отрицатель-
ной температуре окружающей среды рекомендуется [25]
^предварительно подогревать камеры до 20° С с последую-
щей подтяжкой преднапряженной арматуры до проект-
ной величины перед бетонированием подогретой бетон-
ной смесью.
Для наиболее характерных случаев изготовления
112
преднапряженных конструкций назначают усредненные
режимы тепловой обработки. Конструкции, размещенные
в отапливаемых помещениях или на полигонах при тем-
пературе окружающего воздуха + 10° С, следует [43]
обрабатывать по таким ступенчатым режимам: (1 + 3 +
+ 1) + 6 + 1 для бетона марки 400 и (1 + 5 + 1) +
+ 7+1 для бетона марки 500. Температура изотермии
первой ступени 50, второй — 80° С.
При тепловой обработке распалубленных
изделий й изделий в формах с большим мо-
дулем открытой поверхности, когда
времени для предварительного выдерживания недоста-
точно, поднимать температуру среды камеры рекомен-
дуется [25] в прогрессивно возрастающем темпе. Незави-
симо от толщины изделия в первый час периода подо-
грева скорость подъема температуры среды камеры на-
значают 10-4-15, во второй — 15-4-25, в третий —
25ч-35° С в 1 ч и т. д. Чем выше марка цемента и ниже
В/Ц бетонной смеси, тем быстрее можно поднимать тем-
пературу среды камеры.
Режимы с постоянно возрастающей скоростью подъ-
ема температуры можно заменить ступенчатыми', за
1—1,5 ч подъем температуры до 30—40° С, выдержива-
ние при ней в течение 1—2 ч, затем интенсивный подъем
температуры до максимально принятой за 1—1,5 ч.
При загрузке изделий в пропарочную камеру, где тем-
пература равна 30—35° С, возможно 1,5—2-часовое их
выдерживание без подачи пара, что равноценно первой
ступени подъема температуры [25].
Для изделий с укрытой поверхностью
общий цикл тепловой обработки снижают, пользуясь
такими коэффициентами: в форме без укрытия — 1;
в форме, укрытой резиновым листом или полиамидной
пленкой,— 0,85, а при укрытии металлическим лис-
том — 0,8 [13].
В случае применения пластифицирующих
добавок свежеотформованные изделия надо выдер-
живать 4—6 ч, а при тепловой обработке поднимать тем-
пературу среды камеры медленно [25].
Тепловую обработку изделий, к которым предъявля-
ются повышенные требования по морозостой-
кости, производят по следующим режимам: предва-
рительное выдерживание — не менее 3—5 ч; скорость
ИЗ
подъема температуры среды камеры — не более 10—
15° С в 1 ч; температура изотермического прогрева — не
выше 80° С; охлаждение изделий — с увлажнением от-
крытых поверхностей водой регулируемой температуры.
Изделия из морозостойких бетонов следует [25] выдержи-
вать в специальных камерах дозревания при высокой
относительной влажности среды или в водных бассейнах
в любое время года не менее трех суток.
Тепловую обработку легких бетонов чаще
ведут по форсированным режимам с интенсивным подъ-
емом температуры (40—50° С в 1 ч) и последующим про-
гревом при 90—100° С. Однако после тепловой обработки
изделия имеют высокую остаточную влажность, что
ухудшает их теплофизические свойства. Уменьшить
отпускную влажность можно тепловой обработкой
в условиях, способствующих испарению влаги из бетона
(например, комбинацией прогрева сухим воздухом и
через 1—4 ч острым паром [10], лцбо прогревом трубча-
тыми электронагревателями, тэнами, калориферами,
инфракрасными излучателями или газовыми горелками
с доведением максимальной температуры среды камеры
до 120—150° С [25] и т. п.).
Для тепловой обработки легких пор изо-
ванных бетонов целесообразны [40] в период
подогрева — паровоздушная среда, а в период изотерми-
ческого прогрева — сухой воздух. Тепловая обработка
в воздушносухой среде рекомендуется только для лег-
ких бетонов малой объемной массы (марок до 100 включи-
тельно).
Ориентировочная продолжительность предваритель-
ного выдерживания свежеотформованных изделий из
конструктивно-теплоизоляционных
бетонов и скорости подъема температуры приведены
в табл. 6 [25].
Для легких конструктивных бетонов
марок 150 и более на портландцементах марок 400—
500 оптимальную продолжительность тепловой обра-
ботки можно назначать по данным прилож., табл. 38.
При этом значения прочности бетона следует увеличи-
z вать (по абсолютному значению) на 5—15% и тем больше,
чем выше марка бетона и меньше длительность твердения.
К недостаткам тепловой обработки бетона в паро-
воздушной среде относятся трудность поддержания вы-
114
Таблица 6. Длительность предварительного выдерживания
изделий и скорость подъема температуры
Структура бетонной смеси Жест- кость смеси, с Условия тепловой обработки Предвари- тельное выдержива- ние, ч Скорость подъема тем- пературы, °Q в 1 ч
Плотная Более 60 Сухой прогрев 0,5-1 60—70
В термоформе 1 — 1,5 40-50
Пропаривание 1,5-2 20—30
30-60 Сухой прогрев 1-1,5 40-50
В термоформе 1.5—2 30—40
Пропаривание 2-3 20-30
Поризован- 20—30 Сухой прогрев 1,5—2,5 40—50
ная В термоформе 2-3 25-35
Пропаривание 3-4 15-20
сокой влажности среды и одновременного повышения
температуры; длительность тепловой обработки из-за
недостаточно высокой температуры и низкого коэффи-
циента теплоотдачи среды изделию; частичная подсушка
поверхностного слоя бетона и значительный перепад тем-
ператур по высоте при отсутствии циркуляции среды.
Эти недостатки можно устранить тепловой обработ-
кой изделий в среде насыщенного водяного пара.
Пример 35. Плиты покрытий типа ПНС 1,5 X 6 проходят теп-
ловую обработку в камерах ямного типа, расположенных на поли-
гонах. Плиты изготовлены из тяжелого бетона марки 200 на
шлакопортландцементе марки 400. Подобрать расчетный режим
тепловой обработки изделий до 70%-ной проектной прочности
в летний и зимний периоды. Температура окружающей среды
летом 4-20, зимой 0 °C.
Решение. Изделия на шлакопортландцементе рекоменду-
ется обрабатывать при температуре изотермического прогрева
90—95 °C. Принимаем температуру изотермии 90 °C.
Учитывая максимальную толщину бетона в средних ребрах
140 мм и марку тяжелого бетона марки 200, по табл. 38 прилож.
находим:
расчетный режим тепловой обработки плит для получения ими
70%-ной отпускной прочности в летний период: 24-3 + 64-2 =
= 13 ч; скорость подогрева: (90 — 20) : 3 = 23 °C в 1 ч; расчет-
ный режим тепловой обработки плит на полигоне в зимний период
принимают на 20% больше [28], т. е. на 11 • 20- 0,01 =2,5 ч;
скорость подъема температуры должна сохраниться, как и летом,
23 °C в 1 ч. Тогда (90 — 0)/-сг = 23, откуда длительность периода
подогрева т, = 4 ч, т. е. на 1 ч больше, чем в летний период.
На остальные 2,5 — 1 = 1,5 ч увеличивается период изотермичес-
115
кого прогрева. Таким образом, режим тепловой обработки изделий
зимой составляет 2 + 4 4- 7,5 + 2 = 15,5 ч.
Для проверки правильности выбранного режима проводят
опытное пропаривание. Если полученная прочность меньше тре-
буемой, увеличивают продолжительность изотермического прогрева
примерно на 2 ч. Если же в этом случае прочность существенно
не возрастет, надо увеличить расход цемента.
Пример 36. Изделия толщиной 150 мм из тяжелого бетона
марки 200 на портландцементе марки 400 набирают 70% марочной
прочности в летних условиях без тепловой обработки за 10 суток.
Определить эффективность тепловой обработки этих изделий
в камерах ямного типа.
Решение. Изделия из тяжелого бетона на портландцементе
рекомендуется пропаривать при температуре изотермического про-
грева 80 °C. По табл. 38 прилож. находим режим тепловой обра-
ботки: 2 --- З р 6 + 2 =- 13 ч.
Эффективность тепловой обработки в данном случае показы-
вает, во сколько раз быстрее бетон набирает прочность при 80 °C
по сравнению с 20 °C:
Э = (10- 24): 13= 18,5 раза.
Пример 37. Изделия толщиной 220 мм из бетона марки 200
подвергают тепловой обработке в паровоздушной среде. Опреде-
лить режим тепловой обработки изделий в форме без укрытия
и с укрытием полиамидной пленкой.
Решение. По табл. 38 прилож. находим режим тепловой
обработки изделий в формах без укрытия: 2 4-3 +6-[-2= 13 ч.
При укрытии поверхности изделий полиамидной пленкой общий
цикл тепловой обработки сокращается (это учитывают коэффи-
циентом 0,85), т. е. составит (3 4- 6 4- 2) 0,85 = 9,5 ч. Принимаем
режим 2 + 3 + 4,5 4- 2 = 11,5 ч.
Задача 38. Изделия из керамзитобетона марки 150 толщиной
300 мм подвергают тепловой обработке на полигоне в камерах
ямного типа. Подобрать расчетный режим тепловой обработки
изделий в летний и зимний периоды. Температура окружающей
среды летом +20, зимой —5 °C.
Ответ: температура изотермического прогрева 90 °C; рас-
четный режим летом: 2 + 3 + 5-J- 1; зимой: 2 + 3 + 6+1 ч.
Задача 39. Определить эффективность тепловой обработки
керамзитобетонных блоков толщиной 380 мм из бетона марки 150,
если в летний период на открытом воздухе при температуре
+20 °C они набирают 70% марочной прочности за 7 суток.
Ответ: Э — 15 раз.
Задача 40. Для условий примера 37 определить, насколько
короче общий цикл тепловой обработки изделий в форме, укрытой
металлическим листом, по сравнению с формой без укрытия.
Ответ: на 1 ч.
116
§ 35. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА В СРЕДЕ ЧИСТОГО
НАСЫЩЕННОГО ПАРА
Тепловая обработка бетона в безнапорных установ-
ках в среде чистого насыщенного пара приближается
к условиям пропаривания в автоклавах й поэтому полу-
чила название полуавтоклавной. Ее преиму-
щества по сравнению с тепловой обработкой в паровоз-
душной среде состоят в том, что вследствие более высо-
кого коэффициента отдачи тепла насыщенного пара из-
делиям ускоряется их прогрев и обеспечивается более
интенсивное твердение бетона при температуре, близкой
к 100° С; при прогреве в среде со 100%-ной влажностью
исключается испарение влаги из бетона и его высушива-
ние; наконец, одинаковая температура по всему объему
камеры обеспечивает получение изделий равного каче-
ства.
В безнапорных тепловых установках допускается
тепловая обработка бетонных и железобетонных изде-
лий, формуемых из смесей разной удобоукладываемости
на тяжелых и легких заполнителях. Однако температура
изотермического прогрева около 100° С пригодна не для
всех видов цемента. Для ориентировочного расчета ре-
жима тепловой обработки с обязательным уточнением
в производственных условиях рекомендуется пользо-
ваться данными прилож., табл. 40.
При обработке изделий в автоклавах периоды подо-
грева и охлаждения делятся на два этапа, границей
которых является температура 100° С. Такое деление
необходимо, так как при температурах до 100° С возни-
кают большие термические напряжения, приводящие
к снижению качества изделий. При резком нагреве и
охлаждении из-за различной упругости пара в среде
автоклава и в порах изделий возможно вскипание воды
в них и нарушение структуры бетона. По этой же при-
чине при подъеме давления недопустимы перерывы в по-
даче пара.
Требуемое давление пара, а также критическая ско-
рость подъема и спуска давления зависят от вида вяжу-
щего и бетона, массивности изделий и ряда других фак-
торов. По мнению ряда исследователей, повышать
давление пара в автоклаве целесообразно лишь до оп-
ределенной величины. Общепризнано максимальное
117
давление пара 0,8—1,6 Мн!мъ, при котором образуется
плотная мелкопористая структура бетона. Повышение
давления и длительности изобарического прогрева сверх
оптимальных значений вызывает в бетоне чрезмерный
рост кристаллов, слабо связанных между собой, увели-
чиваются размеры капилляров и микротрещин.
Период охлаждения до 100° С характеризуется рез-
ким падением температуры среды и изделий, а ниже
100° С — замедленным ее падением. Для равномерного
охлаждения и снижения остаточной влажности автоклав-
ное пространство рекомендуется вакуумировать (8,0—
8,7 кн!мг) в течение 1—3 ч, затем открыть крышку и
охладить изделия до температуры, не превышающей
цеховую на 40—50° С. Длится этот период около 0,5 ч.
Ориентировочные режимы автоклавной обработки
изделий приведены в прилож., табл. 41.
Пример 38. Определить расчетный режим тепловой обработки
изделий толщиной 240 мм из ячеистого бетона плотностью р =
= 800 кг/м\ Максимальное давление пара в автоклаве р =
= 1,2 Мн/м2.
Решение. Ячеистый бетон рекомендуется обрабатывать
в автоклавах., По табл. 41 прилож. находим расчетный режим
тепловой обработки изделий в автоклаве: при максимальном дав-
лении пара 1,2 Мн/м2 он-должен длиться 11 — 1 = 10 ч, т. е.
тт 0 = 1 + 7 + 1 + 1 = 10 ч.
Задача 41. Подобрать ориентировочный режим тепловой обра-
ботки массивных изделий на шлакопортландцементе в среде чис-
того насыщенного пара.
Ответ. Температура изотермического прогрева 98 °C. тт о =
= 1,5 + 5 + 54-1 = 12,5 ч.
§ 36. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА В ЖИДКОЙ
СРЕДЕ
Тепловая обработка .бетона в средах паровоздушной
и чистого насыщенного пара сопровождается процес-
сами миграции влаги и воздуха. Это приводит к наруше-
нию структуры и сокращению срока службы конструк-
ций из бетона, эксплуатируемых в агрессивных условиях,
например труб. Для повышения долговечности изделий
или придания им специальных свойств их обрабатывают
в горячих жидких средах — воде или масле.
118
Изделия, погружаемые в горячую воду, должны иметь
первоначальную структурную прочность, которую они
приобретают в процессе ускоренной тепловой обработки
при. температуре до 100° С. Полученная структура
бетона характеризуется сетью направленных капилляров
и пор; непрореагировавшие зерна цемента в нем закон-
сервированы. При погружении такого бетона в горячую
воду процесс твердения вновь стимулируется, в резуль-
тате чего снижается пористость цементного камня, повы-
шается прочность бетона и сцепление его с арматурой.
Сущность гидробаротермальной обработки бетона
[40], применение которой пока ограничено, сводится
к следующему. В камеру со свежеотформованными изде-
лиями подают воду до полного вытеснения воздуха.
Температура воды не должна превышать температуры
бетона. Затем камеру для гидробаротермальной обра-
ботки герметизируют, а воду подогревают. При этом
в ней начинает возрастать давление среды. Такое тепло-
вое гидравлическое обжатие ограничивает расширение
воздуха в порах бетона и увеличивает прочность крис-
таллических сростков новообразований. Это позволяет
сократить период подъема температуры и полностью
исключить предварительное выдерживание отформован-
ных изделий. Предельные величины давления и темпе-
ратуры при гидробаротермальной обработке бетона не
должны превышать 4 Мн/м2 и 100° С.
В результате тепловой обработки в масляной среде
свай, шпал, изделий для отделки туннелей и т. п. [421
бетон приобретает гидрофобные свойства без дополни-
тельных мер по его защите.
После 6—8-часового предварительного выдерживания
изделия загружают в ванны с разогретым до 65—70° С
петролатумом и в течение 2 ч температуру среды и изде-
лий повышают до 100° С. После 2-часового прогрева
при 100° С изделия охлаждают в течение 2 ч до 60° С.
При таком режиме бетон в суточном возрасте набирает
марочную прочность, а глубина пропитки петролатумом
достигает 5 мм. Однако тепловая обработка в масляной
среде широкого распространения еще не получила.
119
§ 37. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА КОНТАКТНЫМ СПОСОБОМ
Тепловую обработку железобетонных изделий кон-
тактным способом производят в кассетах и термоформах.
В жестких металлических формах предварительное вы-
держивание до тепловой обработки не обязательно.
Скорость подъема- температуры в отсеках достигает
60—70° С в 1 ч, а разность температур по площади
•отсека не должна превышать 20° С.
В период изотермического прогрева любая точка из-
делия должна прогреваться более чем до 70° С. Подни-
мать температуру выше не следует, чтобы избежать обез-
воживания бетона в раннем возрасте, что отрицательно
сказывается на дальнейшей гидратации цемента и росте
прочности бетона во времени. Поэтому период подо-
грева изделий в кассетных установках можно разделить
на два этапа: на первом при плавном подъеме темпера-
туры до 100° С изделие приобретает определенную перво-
начальную прочность; на втором — температура резко
поднимается до 130° С (по данным [42] — до 200° С),
и за 5—7 ч бетон набирает отпускную прочность, т. е.
срок твердения сокращается почти в 2 раза.
Период изотермического прогрева делят также на
два этапа: подача пара в тепловые отсеки и термосное
выдерживание изделий без подачи пара.
При тепловой обработке контактным способом тре-
бования к охлаждению изделий те же, что и при других
способах. Однако надо учитывать очень медленное
охлаждение изделий, особенно при кассетном способе
формования. После отключения пара температура в теп-
ловых отсеках снижается со скоростью 3—4° С в 1 ч.
Поэтому отсеки искусственно охлаждают водой или
принудительной вентиляцией в течение 1—3 ч из вре-
мени, отведенного на термосное выдерживание изделий.
Несмотря на это, температура распалубленных изделий
иногда достигает 70—90° С. Их охлаждают в теплом
помещении, защищенном от сквозняков. Экономически
оправдано складировать такие изделия штабелями и
укрывать брезентом или вторично обрабатывать в дру-
гих тепловых установках. Летом в любых районах,
а в местностях с жарким климатом — круглогодично
•распалубленные изделия вывозят на склад готовой
продукции.
120
Для защиты поверхности бетона от высыхания в про-
цессе тепловой обработки свежеотформованные изделия
рекомендуется накрывать брезентом, пленками, матами,
щитами ит. п.
Сократить цикл тепловой обработки можно предва-
рительным подогревом кассет или .форм
до 40—45° С (при этом период подогрева уменьшается
на 1—1,5 ч [42]) либо повторным вибриро-
ванием свежеотформованного изделия. Вибрацию
продолжительностью 0,5—1 мин повторяют через каж-
дые 0,5 ч после формования. Весь цикл повторного ви-
брирования занимает 1—2 ч. Это позволяет увеличить
прочность бетона на 20—40% или при постоянной проч-
ности сократить цикл тепловой обработки на 2—3 ч [33].
Режим тепловой обработки зависит в основном от
расположения тепловых отсеков, определяющих толщину
прогреваемого слоя бетона: чем меньше толщина бетона
между тепловыми отсеками, тем быстрее он прогревается.
Так, в кассетных установках конструкции Гипрострой-
индустрии, имеющих тепловые отсеки через два изделия
(толщина прогреваемого слоя бетона — 200 s- 240 мм),
продолжительность тепловой обработки сокращается
на 30—40% по сравнению с расположением тепловых
отсеков через четыре изделия (слой бетона толщиной
400—480 мм). Хоть установка дополнительных тепловых
отсеков увеличивает металлоемкость кассетной уста-
новки примерно на 15%, ее оборачиваемость возрастает
более чем на 25% [42], поэтому устройство тепловых
отсеков через два изделия все же экономичнее.
Расчетные режимы тепловой обработки изделий на
цементах марок 400—500 при расположении тепловых
отсеков через два формовочных приведены в прилож.,
табл. 42.
Температуру изотермического прогрева изделий и з
легких бетонов можно доводить до 100° С.
При изготовлении изделий в кассетных установках
можно принять следующий режим: подъем температу-
ры — 2-ьЗ ч, изотермический прогрев с подачей пара —
2д-3 ч и термосное выдерживание при отключенном
паре — 2ч-4 ч [30].
Ориентировочный режим тепловой обработки в тер-
моформах изделий с максимальной толщиной сечения
до 300 мм из бетона марки 300 при достижении 70%
121
проектной прочности через 4 ч после окончания тепло-
вой обработки принимают следующим [251: подъем тем-
пературы в отсеке термоформы до максимальной —
1-7-2 ч; изотермический прогрев при максимальной тем-
пературе в тепловом отсеке 80—90° С — 5-*-6 ч; выдер-
живание изделий в термоформе без подачи пара (тепла) —
2-т-З ч. Длительность тепловой обработки надо увели-
чивать при повышении массивности изделий и пониже-
нии проектной марки бетона или сокращать, если изде-
лия менее массивны или использованы бетоны более
высоких марок.
При тепловой обработке изделий в пакетах рекомен-
дуется [40] пространство между термоформами гермети-
зировать и создавать в нем давление 0,01 Мн/м2. Это
создает благоприятные условия для формирования струк-
туры и набирания прочности бетоном.
Для силикатного и известково-пес-
чаного бетонов рекомендуется [42] проводить
тепловую обработку в герметизированных формах при
температуре 190° С и соответствующем давлении в тече-
ние 2—4 ч.
Тепловую обработку виброгидропресс о-
ванных труб производят пуском пара во внут-
реннюю полость сердечника и под брезентовый чехол.
Кроме того, для гидропрессования используют также
тепло воды, нагретой до 70—80° С. Через 1 ч после
подачи пара температура бетона должна достигать 80—
85° С. Общее время тепловой обработки находится в пре-
делах от 4—5 ч для труб диаметром 500 мм, до 7—9 ч
для труб диаметром 1200 мм. По окончании тепловой
обработки подачу пара прекращают, в течение 5—7 мин
сбрасывают давление воды под резиновым чехлом и вы-
пускают ее из сердечника.
Тепловую обработку объемных элементов
осуществляют контактным паропрогревом через полости
поддона, стен наружной формы и потолочного щита
сердечника. Режим тепловой обработки: подъем темпе-
ратуры до 96° С — 2 ч, изотермический прогрев — 2 ч,
выдерживание без подачи теплоносителя — 0,5 ч и
охлаждение при открытых щитах — 0,5 ч [33], [37].
Пример 39. Назначить расчетный режим тепловой обработки
изделий в кассетных установках при расположении тепловых от-
секов через одни и через два формовочных. Изделие толщиной
122
10 мм изготовлено из бетона марки 200 на портландцементе мар-
1 400. Требуемая прочность бетона спустя 4 ч после тепловой
>работки — 60:70 % проектной.
Решение. Учитывая вид цемента, назначаем максимальную
:мпературу изотермического прогрева 85° С. По табл. 42 прилож.
1ходим расчетный режим тепловой обработки при прогреве изде-
<й с двух сторон: 1 -|- 5 %- 6 = 12 ч; с одной стороны: 1 + 4 +
6 = 11 ч, т. е. скорости подогрева и охлаждения изделий, как
завило, остаются постоянными во избежание возникно1ения де-
дуктивных процессов.
Задача 42. Для условий примера 39 назначить ориентировоч-
/ю температуру тепловой обработки бетона, изготовленного на
лакопортландцементе марки 400.
Ответ: температура изотермического прогрева — приблизи-
:льно 95° С.
§ 38. ЭЛЕКТРОПРОГРЕВ БЕТОНА
Режим электропрогрева в формах подбирают в зави-
имости от модуля открытой поверхности и массивности
зделия, вида и активности цемента, состава и требуемой
рочности бетона. (Иногда изделия охлаждают вне
юрмы, и тогда период охлаждения не учитывают
। общем цикле электропрогрева).
Максимальная скорость подъема тем-
ер ат у р ы зависит от модуля открытой поверх-
ости изделий, степени армирования и типа электродов
прилож., табл. 43).
При электропрогреве сборных конструкций рекомен-
уются [29] такие температуры изотермического про-
рева бетона: на шлакопортландцементе — 98, на
ортландском и быстротвердеющем цементах и на вы-
окоалюминатных цементах — 70° С.
Экономично прогревать бетон до достижения 50 %-ной
[арочной прочности. Если сразу после прогрева надо
олучить 70 или 100% прочности, рекомендуется исполь-
овать жесткие и малоподвижные бетонные смеси с осад-
ой конуса не более 2 см, применять высокоактивные
быстротвердеющие цементы, вводить в бетонную смесь
обавки — ускорители твердения. В отдельных случаях
.елесообразно повышать проектную марку бетона [29].
Продолжительность изотермиче-
кого прогрева в зависимости от вида цемента
требуемой после электропрогрева прочности можно наз-
ачать по прилож., табл. 44. Бетоны из малоподвижных
123
смесей набирают прочность интенсивнее, чем из бо-
лее подвижных. В каждом конкретном случае дли-
тельность изотермического прогрева определяют экспе-
риментально. Через каждые 2—4 ч изделия увлажняют.
Предотвращать потери влаги лучше всего использова-.
нием водонепроницаемых укрытий открытой поверхно-
сти изделий.
Охлаждают изделия в зависимости от их мо-
дуля открытой поверхности со скоростью 5—10° С в 1 ч.
Разность температур открытых поверхностей бетона
и наружного воздуха при охлаждении и распалубке
неармированных и слабоармированных изделий не долж-
на превышать 40, а армированных двойной сеткой
60е С [29].
При электропрогреве изделий в кассетных установ-
ках целесообразно применять , двуступенчатый режим
разогрева в сочетании с повторной вибрацией: разогре-
тые до 40—50° С изделия выдерживают около 0,5 ч без
подачи электроэнергии при двух- или трехкратном
включении вибраторов на 1 мин и после этого нагревают
до 95—100° С [33].
По данным [6] и [42], электропрогрев легких
бетонов со скоростью до 80 и даже до 160° С в 1 ч
практически не вызывает деструктивных процессов и не
приводит к потере прочности. Скорость подъема темпе-
ратуры легкобетонных изделий можно назначать по
прилож., табл. 45. Независимо от вида вяжущего наи-
более эффективна тепловая обработка при температуре,
близкой к 100° С. Чем ниже марка и объемная масса лег-
кого бетона, тем короче режим электропрогрева. В зави-
симости от марки длительность изотермического про-
грева легких бетонов на 1—3 ч короче, чем тяжелых.
Сразу после окончания изотермического прогрева изде-
лия распалубливают и выдерживают в закрытом поме-
щении при 15—20° С.
Предварительное выдерживание изделий на безавто-
клавных ячеистых бетонах до электропро-
грева назначают для газобетона не менее 1,5-ь2 ч, для
пенобетона — 3-ь5 ч. Рекомендуемая скорость разо-
грева изделий из газобетона — не более 30, из пенобе-
тона — не более 20° С в 1 ч. Остальные требования к ре-
жимам их электропрогрева те же, что и для легких бето-
нов [29].
124
Пример 40. Назначить режим электропрогрева колонн, до до-
стижения бетоном 50% марочной прочности. Бетонная смесь
удобоукладываемостыо 3—5 см изготовлена на портландцементе.
Температура: окружающей среды 20, изотермического прогрева
80° С.
Решение. По табл. 43 прилож. для колонн берем скорость
подъема температуры 10° С в 1 ч. "
Таким образом, длительность подъема температуры (80 —
— 20) : 10 = 6 ч.
Продолжительность изотермического прогрева тяжелого бетона,
изготовленного на портландцементе из смеси удобоукладываемостыо
3—5 см, принимаем 6 ч (табл. 44 прилож.).
Скорость охлаждения изделий до температуры 60° С прини-
маем 10° С/ч. Следовательно, оно должно длиться (80 — 60): 10 =
= 2 ч.
Задача 43. Назначить режим электропрогрева изделий из лег-
кого бетона марки 100 на шлакопортлаидцементе. Изделия толщи-
ной 380 мм изготовлены в закрытых формах с пригрузочным
щитом. Температура окружающей среды 20° С.
Ответ. Режим: 1,5+ 5,5+ 1 =8 ч при температуре изотер-
мического прогрева 100° С.
§ 39. ДВУХСТАДИЙНАЯ ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА
Сущность двухстадийной обработки заключается
в первоначальной тепловой обработке изделий до при-
обретения ими распалубочной прочности и в последую-
щем их дозревании в специальных установках до отпуск-
ной прочности.
В процессе прогрева последовательной обработкой
изделий в нескольких средах бетону придают специаль-
ные качества и увеличивают оборачиваемость оборудо-
вания.
Так, трубы и трубчатые конструкции для повышения
их долговечности последовательно обрабатывают в паро-
воздушной и жидкой средах по такому ориентировочному
режиму: предварительное выдерживание до пуска
пара — 2 ч; изотермический прогрев при температуре
95° С — 5 ч; последующее твердение в теплой воде при
температуре 60—65° С — 24 ч или твердение в воде при’
температуре 20—25° С — 72 ч. Прочность бетона при
этом достигает 90% проектной, а пористость резко сни-
жается [4].
Наряду с увеличением оборачиваемости тепловых
установок и форм при двухстадийной тепловой обработке
125
уменьшается металлоемкость и стоимость оборудования»
а также себестоимость железобетонных конструкций.
Распалубленные изделия помещают в камеры для до-
зревания в воздушносухой среде (за счет аккумулиро-
ванного ими тепла), в паровоздушной среде (в этом слу-
чае дополнительно подается пар) или в горячей воде.
Камеры дозревания могут быть напольными или ямными.
Чтобы замедлить охлаждение и сократить тепловые по-
тери, в каждую секцию камер рекомендуется загружать
не более трех-четырех изделий.
Разрыв во времени между окончанием первой стадии
и началом второй должен быть минимальным. В ряде
случаев в промежутке между стадиями недоброкачествен-
ные изделия ремонтируют. После двухстадийной тепло-
вой обработки бетон продолжает набирать прочность
и в 28-суточном возрасте достигает марочной или превы-
шает ее.
Вторично обработанные изделия извлекают из ка-
мер и транспортируют на склад готовой продукции.
В южных районах страны это можно делать сразу после
первой стадии, минуя камеры дозревания. На складе
в течение двух—четырех суток изделия твердеют до
отпускной прочности [42].
Особенно целесообразна двухстадийная тепловая об-
работка легких бетонов, длительно сохраняющих тепло.
После 5—6-часовой тепловой обработки в кассетных
установках изделия помещают в камеры дозревания
на 9—И ч в воздушносухой среде или на 6 ч в паровоз-
душной среде либо горячей воде [42].
При поточно-агрегатном способе
производства изделия могут проходить первую стадию
в формах, а вторую без форм в тех же тепловых установ-
ках (длительность каждой стадии — не более 4—5 ч).
При этом увеличиваются оборачиваемость форм и коэф-
фициент заполнения камер [42].
Если вибропрессование осуществляют
одновременно с нагревом бетонной смеси, первичную
тепловую обработку производят в закрытых формах
под давлением в течение 30—60 мин при температуре
100° С, а вторичную — в течение 4—6 ч при температуре
80° С [3].
Рекомендуемые режимы двухстадийной тепловой об-
работки изделий приведены в прилож., табл. 46. Пред-
126
полагается, что. изделия проходят обе стадии в тепловых
установках любых конструкций. После первой стадии
бетон достигает 30—40% проектной прочности, а после
второй — 70 %.
Пример 41. Внутренние стеновые панели толщиной 140 мм из
тяжелого бетона марки 200 прогревают в кассетных установках
при расположении тепловых отсеков через два формовочных. Оп-
ределить, насколько короче время пребывания изделий в кассет-
ных установках при двухстадийной обработке по сравнению с
одностадийной до достижения бетоном 70%-ной проектной проч-
ности.
Решение. По табл. 42 прилож. принимаем расчетный режим
одностадийной тепловой обработки до достижения бетоном 70%-ной
проектной прочности: т, = 1 + 4 + 5,5 = 10,5 ч, а по табл. 46
прилож.— режим тепловой обработки в кассетных установках до
достижения бетоном 30—40%-ной проектной прочности: т2 = 1 Ц-
%- 4% 1,5 = 6,5 ч. '
Разность времени пребывания изделий в кассетных установках
при двух- и одностадийной тепловой обработке Дт = Tj — т2 =
= 10,5 — 6,5=4ч.
Задача 44. Внутренние стеновые панели толщиной 60 мм из
тяжелого бетона марки 150 прогревают в кассетных установках.
Определить разность времени пребывания изделий в кассетных
установках при двух- и одностадийной тепловой обработке.
Ответ: 1,43 раза.
Глава V. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ
УСТАНОВОК ПЕРИОДИЧЕСКОГО
ДЕЙСТВИЯ
V § 40. ПРОПАРОЧНЫЕ КАМЕРЫ
Пропарочные камеры представляют собой простран-
ственную прямоугольную конструкцию, внутри которой
размещают отформованные изделия. Различают камеры
я м н ы е (заглубленные в землю), напольные
(установленные на полу цеха) и туннельные.
Их устраивают отдельно стоящими или блокируют по
несколько. Для рационального устройства всевозмож-
ных коммуникаций и обслуживания удобно блокировать
по четыре камеры.
Наиболее распространены ямные пропарочные ка-
меры конструкции Гипростройиндустрии, Л. А. Семе-
нова и пкд-киси.
127
Камеры конструкцииГ ипро ст р о й-
индустрии загружают и выгружают в вертикаль-
ной плоскости. Эти операции должны быть полностью
Рис, 17. Стойка
с кронштейнами
для ямных камер:
1 — кронштейн;
2 — стойка; 3 —?
противовес крон-
штейна; 4 — ось
кронштейна; 5 —
форма с изделием.
механизированы. Применяемые для это-
го автоматические траверсы с самоза-
хватами позволяют одному крановщику
справляться с загрузкой и выгрузкой
изделий.
В камере изделия укладывают так,
чтобы коэффициент ее заполнения был
максимальным. При этом надо обеспе-
чить возможность всестороннего обтека-
ния изделий паром, для чего между ни-
ми и стенками камер оставляют зазо-
ры. По вертикали формы с изделиями
укладывают одну на другую через про-
кладки, а немедленно распалубленные
изделия на поддонах устанавливают
на стойки с кронштейнами-упорами,
которые связаны между собой тягами
(рис. 17). Нижний кронштейн, на кото-
рый поставлен поддон с изделием, че-
рез систему тяг подготавливает к уста-
новке следующий кронштейн, располо-
женный над ним.
Для камер ямного типа применяют
пакетировщики СМЖ-293, позволяющие
укладывать изделия с шагом 850, 690,
565 и 485 мм, и СМЖ-294 — с шагом
965, 780, 645 и 565 мм; При помощи этих
пакетировщиков изделия можно укла-
дывать в четыре—семь ярусов.
Размеры камер зависят от
вида, габаритов изделий и необходи-
мости создания равномерной темпера-
туры по высоте. Обычно высота камер
не превышает 4, ширина 1,5—4 и длина
7—13 м. Глубина подземной части ка-
мер определяется уровнем грунтовых
вод и высотой подкранового оборудова-
ния. Стены камер, расположенные в земле, характе-
ризуются меньшими потерями тепла, чем наземные, по-
этому в большинстве случаев ямные камеры выполняют
128
так, чтобы они возвышались над землей не более чем
на 0,5—0,7 м.
К основным конструктивным эле-
ментам пропарочных камер относятся ограждения
(пол, стены, крышки или потолок), системы разводки
пара и вентиляции (рис. 18).
Рис. 18. Пропарочные камеры ямного типа Л. А. Семенова (а)
и Гипростройиндустрии для районов с высокими грунтовыми
водами (б):
1 — ограждение камеры; 2 — гидравлический затвор; 3 — крышка; 4 — верхние
перфорированные трубы; 5 — магистральный паропровод; 6 — нижние перфори-
рованные трубы; 7 — вентиляционный канал; 8 — гидрозатвор вентиляционного
подъемного клапана; 9 — подъемный клапан; 10— ходовой настил; 11 — обвя-
зочные швеллеры для крепления кронштейнов; 12 — пол цеха.
5 6-261
129
Ограждения камер выбирают с учетом требований
к их прочности, устойчивости, долговечности и эконо-
мичности. При этом следует учитывать основные свойства
материала по тепло-, паро- и воздухопроницаемости,
а также конструкцию и температурно-влажностный ре-
жим тепловой установки. Наиболее экономичен проч-
ный малотетлопроводный материал.
Рис. 19. Схема откидной крышки
с двойным гидравлическим затво-
ром:
1 — гидродомкрат; 2 — стойка; 3 — стен-
ка камеры; 4 — двойной гидравлический
затвор; S — крышка камеры.
Пол камеры выполняют из монолитного бетона или
железобетонных плит с гидроизоляцией по подготовке
из теплоизоляционного материала. Толщина монолит-
ного бетона или железобетонных плит — 12—20, а слоя
утеплителя—30ч-40 см. Углы выполняют овальными
для улучшения циркуляции теплоносителя и ликвида-
130
ции мертвых зон, имеющих низкую температуру. Для
стока конденсата пол должен иметь уклон 0,005—0,01.
Стены камер могут быть кирпичными, бетонными или
железобетонными. Чаще всего применяют железобетон-
ные — наиболее прочные и стойкие против механических
воздействий в процессе загрузки изделий. В зарубежной
практике распространены также камеры со стенами из
железобетонных блоков с воздушными прослойками.
Ограждения из пористых материалов следует покрывать
пароизолирующим слоем. Наружные кирпичные стены
камер имеют толщину 380 мм (полтора кирпича), железо-
бетонные — 300 -т- 400 мм,
внутренние кирпичные — г
250 мм (один кирпич), а же- ;;; I’y ’ 1'
лезобетонные—150-^-200 мм. Ж--./., < |. . ,.
Внутренние стены целесооб-
разно выполнять из тяжелого /
бетона: это обеспечивает их Рис. 20. Переходный затвор:
долговечность и Прочность / — песок; 2 — крышка камеры,
при минимальной толщине.
По периметру стен верха камеры для устройства за-
твора укладывают швеллер, который крепят анкерами.
Затвор заполняют песком (песочный затвор) или водой
(гидравлический затвор). В случае необходимости он
может быть двойным (рис. 19). Затворы предназначены
для предупреждения 'утечки паровоздушной смеси или
пара через неплотности между крышкой и стенами
камеры, а также между составными крышками.
Крышки камер выполняют из паронепроницаемого
и малотеплопроводного материала, коэффициент тепло-
передачи которого не превышает 0,6—1,16 вт!(м?° С).
Каркас крышки изготовляют из швеллеров, а низ его
обшивают стальными листами толщиной 1,5—2 мм.
Крышку, верх которой выполняют деревянным или
бетонным по металлической сетке, внутри заполняют
-утеплителем (обычно шлаковатой). В ряде случаев кар-
кас, обшитый снизу металлическим листом, заполняют
легким бетоном. Низ крышки по периметру оборудуют
уголком, заходящим в швеллеры стенок камеры, чтобы
обеспечить ее герметичность. Крышки камер должны
иметь уклон 0,005—0,01 для стока конденсата к стенам
и автоматическую подпитку гидравлического затвора,
а также быть взаимозаменяемыми. Камеры закрывают
3*
131
одной или несколькими крышками. В последнем случае
герметичность обеспечивается дополнительными песоч-
ными затворами, смонтированными на каждой из кры-
шек (рис. 20).
Система разводки пара обычных камер ямного типа
состоит из кольцевых паропроводов диаметром 50—
60 мм, расположенных на высоте 150—300 мм от уровня
пола. В трубах паропровода на расстоянии 150—200 мм
расположены отверстия диаметром
3—5 мм, обеспечивающие равно-
мерное распределение пара по пло-
щади камеры. В сторону пола пар
выпускается со скоростью 100—
120 м/с.
Обычно для разводки пара ис-
пользуют перфорированные трубы
из антикоррозионных материалов
или с антикоррозионным покры-
тием. В ряде случаев, особенно
при отсутствии циркуляции, в ка-
мерах у пола монтируют еще ре-
гистры без перфорации для допол-
нительного подогрева глухим па-
ром. Температура по высоте каме-
ры выравнивается, в результате
чего нижние и верхние изделия
находятся в одинаковых условиях.
Для отвода конденсата в кана-
одно от другого
Рис. 21. Конденсатоот-
вод конструкции Гип-
ростройиндустрии:
1 — стенка камеры; 2 —
труба; 3 —пол камеры; 4 —
конденсатопровод.
лизацию используют трубы диа-
метром 50 мм. Отвод может быть общим и отдельным
для каждой камеры. Под стенами, где проходит конден-
сатоотвод, устанавливают гидравлический затвор вы-
сотой 5—10 см. Он обеспечивает гидравлическую изо-
ляцию действующей камеры, т. е. устраняет подсос
воздуха из рядом расположенной охлаждаемой или
загружаемой камеры. Один из таких затворов, ре-
комендуемый Гипростройиндустрией, изображен на
рис. 21.
Тепло конденсата глухого пара повторно используют
в теплогенерирующей установке. Конденсат острого,
пара, большая часть которого испаряется при охлажде-
нии изделий, как правило, загрязнен маслами и солями.
Использовать тепло загрязненного конденсата нерента-
132
бельмо из-за необходимости очистки его перед подачей
в теплообменные приборы.
Схема пароснабжения камер ямного типа приведена
на рис. 22.
. Система вытяжной вентиляции предназначена для
удаления паровоздушной смеси из камер в период
охлаждения изделий и организации постоянного движе-
ния, среды в целях увеличения коэффициента тепло-
обмена. Один вентилятор может обеспечить работу
блока из 6—8 камер и более (в зависимости от их распо-
Рис. 22. Схема пароснабжения камер
ямного типа:
1 — межцеховой паропровод; 2 — импульсная
трубка; 3 — паропровод к тепловым установкам;
4 — капиллярные трубки; 5 — термобаллоны;
6 — перфорированные трубы; РД — регулятор
давления «после себя»; РПДП — регулятор тем-
пературы прямого действия; ДД — дроссельная
диафрагма.
ложения). Магистральный канал прокладывают под
полом цеха. Камеры присоединяют к каналу через гер-
метичные клапаны, которые должны обеспечивать во
время пропаривания полное и надежное отключение
камеры от системы вентиляции. Для этого каждую ка-
меру оборудуют приточным и вентиляционным эжектор-
ными водяными затворами (рис. 23).
Приточный водяной эжекторный затвор соединяет
внутренний объем камеры с атмосферой и обеспечивает
пропуск воздуха из цеха в камеру во' время ее
вентиляции и одновременное охлаждение изделий после
изотермического прогрева.
Вентиляционный водяной эжекторный затвор герме-
тизирует внутренний объем камеры со стороны вентиля-
133
Рис. 23. Приточный (а) и вентиляционный (б)
водяные затворы:
1 — корпус верхнего бачка; 2 — патрубок к эжектору;
3 — патрубок затвора; 4 — труба для регулирования
уровня воды; J — воронка для слива воды; 6 — нормаль-
ный уровень воды; 7 — вентиль для регулирования по-
дачи воды; 8 — водяной затвор; 9 — стальной лист;
10 — эжектор; II — металлический лист 3x347X494 мм;
12 — вентиляционный канал.
ционного канала и соединяет его с камерой во время
вентиляции для удаления из нее паровоздушной смеси.
Затворы состоят из корпуса, эжектора, деталей для
соединения эжектора с корпусом, воронки и сливной
трубы.
В камерах большой высоты при малоподвижной среде
паровоздушная смесь расслаивается: пар располагается
сверху, воздух — внизу. Это создает статическое давле-
ние под крышкой (потолком), что приводит к выбиванию
горячей смеси вверху и засасыванию холодного воздуха
снизу. Если камеру сделать герметичной, не обеспечив
свободного выхода паровоздушной смеси, при нагреве
ее от 20 до 80° С давление возрастет до 0,16—0,18 Мн/м2.
Конструкция камер на такое давление не рассчитана,
поэтому должен быть удален избыточный объем паровоз-
душной смеси. Экономичнее удалять холодный воздух
из нижней зоны камеры. Давление в камере должно быть
на 20—30 н/м2 больше, чем в цехе, иначе произойдет
засасывание холодного воздуха через неплотности
в ограждении.
Пропарочные камеры конструкции Гипростройинду’
стрии имеют ряд недостатков. В частности, в
них практически невозможно обеспечить герметичность
ограждений, постоянство температуры и давления водя-
ных паров, 100%-ную влажность при изотермическом
прогреве, быстрый и равномерный прогрев изделий по
всему объему.
Б е з н апо оная п_р опа рочная камера
Л. A'/~Ve~~M"е нова лишена этих недостатков. Для со-
общения- снаружным воздухом и обеспечения свобод-
ного выхода паровоздушной смеси камера оборудована
обратной трубой с автоматическим гидравлическим кла-
паном и контрольным конденсатором. Для вытеснения
холодного воздуха и паровоздушной смеси в верхней
зоне камеры установлен еще один кольцевой паропро-
вод, через который подается острый пар.
В безнапорной пропарочной камере можно создать,
кроме обычных температур 80—90° С, чистую паровую
среду влажностью 100% и температурой 100° С. Темпе-
ратура в камере фиксируется термометром, установлен-
ным на контрольном конденсаторе, который вместе с ре-
гулятором прямого действия смонтирован на наружном
конце обратной трубы. Внутренний конец обратной
135
трубы оборудован гидравлическим клапаном. Для камер
вместимостью до 80 м3 рекомендуется обратная труба
диаметром 108 мм. В камерах большего объема диаметр
обратной трубы должен быть увеличен.
Пар из камеры по обратной трубе поступает в патру-
бок контрольного конденсатора, соприкасается с холод-
ными трубами змеевика, по которым со скоростью
100 л/ч циркулирует холодная вода, и, конденсируясь,
стекает на дно ящика конденсатора, а из него — в под-
дон, затем через отверстие в патрубке — в обратную
трубу и по ней в гидравлический клапан.
Конденсат заполняет внешнее кольцо стакана гидрав-
лического клапана, излишек переливается через края
последнего. Между уровнем воды в стакане и нижним
краем обратной трубы возникает кольцевая щель, через
которую в обратную трубу выходит избыток паровоздуш-
ной смеси или чистого насыщенного пара. Размер щели
зависит от разности давлений в камере и в обратной
трубе: чем больше разность давлений, тем шире щель.
При подаче пара в камеру избыток паровоздушной смеси
ищет выход и давит на поверхность воды. Уровень ее
понижается, избыток переливается во внутренний ци-
линдр, тем самым создавая щель для выхода паровоздуш-
ной смеси из камеры в обратную трубу.
На крышке ящика конденсатора установлен автома-
тический регулятор прямого действия РПД-С-11, обла-
дающий весьма высокой чувствительностью и малой
тепловой инерцией. Через него пар поступает в верхние
трубы. К подушке регулятора прикреплена прямая
тонкая медная трубка 0 8(6) мм, к которой приварена
изогнутая толстая медная трубка 0 15(13) мм.
Выходящая из камеры паровоздушная смесь посту-
пает в верхнюю часть ящика конденсатора и прогревает
тонкую медную трубку. Затем прогревается толстая
трубка, в которой находится спирт. При уменьшении
притока пара из камеры в конденсатор паровая зона
в ящике поднимается выше толстой трубки, которая на-
чинает очень интенсивно охлаждаться, так как соприка-
сается с холодным змеевиком. В результате все процессы
испарения и конденсации спирта происходят только
в толстой трубке. Поэтому давление паров спирта в по-
лостях регулятора (в медной трубке и в подушке под
диафрагмой) зависит только от прогрева толстой трубки.
136
При ее нагреве давление паров спирта резко увеличи-
вается и регулятор прикрывается, во время охлаждения
пары спирта конденсируются, давление понижается
и регулятор открывается.
Внутренний объем камер Л. А. Семенова вентили-
руется одновременно с охлаждением изделий.* Кратность
циркуляции воздуха в камере за период охлаждения
можно принять равной 200. Вентиляционная установка
обслуживает группу камер.. Поскольку в камерах
Л. А. Семенова изделия обрабатываются в одинаковых
условиях по всему объему, резко сокращается расход
пара и улучшаются санитарно-гигиенические условия
труда обслуживающего персонала (отсутствует парение).
В рассмотренные пропарочные камеры ямного типа
пар поступает через многочисленные отверстия малого
диаметра, и энергия выхода струй гаснет уже около раз-
водящего паропровода. При малой скорости выхода из
отверстий пар устремляется вверх, минуя горизонтально
расположенные щели и технологические отверстия. Он
не может ликвидировать или существенно уменьшить
образующуюся при конденсации водяную пленку на
изделиях, представляющую собой основное тепловое
сопротивление. В результате паровоздушная среда
в камере малоподвижна, что замедляет прогрев из-
делий.
Эти недостатки устраняются организацией тепло-
обмена, предложенной А. А. Вознесенским: йнтенсйвТО'й
циркуляцией греющей среды с активным и полным омы-
ванием всех поверхностей изделий в камерах типа
пкд-киси.
Я м н а я камера ПКД-КИСИ оборудована кол-
лектором подачи пара, расположенным на уровне 0,6—
0,7 высоты камеры. На нем установлены крупноразмер-
ные (15—25 мм) точечные сопла типа Лаваля или цилин-
дрические, оси которых направлены вниз или по оси
трубчатых изделий. Расстояние между соплами 500—
1000 мм. Угол развития струи 25—30°. Выходящий
из сопел с большой энергией пар вовлекает неподвиж-
ную греющую среду в скоростную циркуляцию с много-
кратным коэффициентом (4—6 и более). Скоростные
потоки проникают ко всем поверхностям изделий и вы-
равнивают температуру среды по высоте камеры.
При этом резко возрастает коэффициент теплоотдачи
137
греющей среды, сокращается цикл тепловой обработки
и снижается удельный расход пара до 160—200 кг/м*.
В камере установлена обратная труба с гидравличе-
ским клапаном или водяным затвором, которая соединяет
внутренний объем камеры с атмосферой и поддерживает
в камере минимально требуемое давление-, исключающее
выброс пара и подсос холодного воздуха.
Для уменьшения аэродинамического сопротивления
зазоры между формами должны быть не менее 50 мм,
а прямые углы у стен камеры закругляют. Чтобы сни-
зить влияние холодного пола, между ним и нижней
формой оставляют зазор около 200 мм.
Напольные камеры, устанавливаемые на уровне пола
цеха, применяют при стендовом способе производства
изделий. На стендах в напольных камерах, длина кото-
рых достигает 70—100, а высота 0,5—0,7 м, подвергают
тепловой обработке плоские длинномерные конструкции
(фермы, сваи и т. п.). Сверху такие камеры закрываются
крышками. Изделия здесь обогревают острым или глу-
хим паром. Паропроводы соединены в секции длиной до
5 м. Трубопровод с глухим паром или горячей водой
заложен в бетонные плиты пола на глубину 50—70 мм.
Туннельные камеры классифицируются на тупиковые
и проходные. В тупиковые камеры изделия
загружают и выгружают через один и тот же проем,
в проходные — через противоположные проемы.
Двери по периметру проемов герметизируют термостой-
кой резиной. В камерах бывает один или два рельсовых
пути. По ним загружают пакетированные на вагонетках
изделия. Габариты камер: высота 1,6—2 и ширина
1,5 м для однопутных и 2,8—3 м для двухпутных, длина
10—30 м. Требования к их конструкции такие же, как
к камерам ямного типа.
В туннельных камерах обрабатывают изделия не-
больших размеров. Многоярусные проходные туннель-
ные камеры используют при изготовлении шпал, стено-
вых блоков, панелей перекрытий и др.
Расчет пропарочных камер заключается в определе-
нии их основных габаритов, длительности цикла работы,
количества их и теплотехническом расчете.
Основные габариты камер определяют
вычерчиванием эскизов укладки изделий (рис. 24). Сек-
ции камер проектируют специализированными, рассчи-
138
танными на размещение в них ограниченного числа
типоразмеров.
Габариты камер ямного типа зависят от номенклатуры
изделий, производительности технологических линий,
размера форм и технологических зазоров (на прокладки,
захваты траверсы и др.).
Длину камеры в м определяют по формуле
LK = /фИ + (п + 1) /х, (187)
где /ф — длина формы с изделием, м\ п — количество
Рис. 24. Схема укладки
изделий в пропарочной
камере ямного типа.
форм по длине камеры, шт. (при /ф>4 м, п = 1); li =
= 0,1 м — расстояние между формой и стенкой камеры
и между штабелями форм.
Ширина камеры в м
Вк =* ЬфП1 -J- (tii 4* 1) lii (188)
где Ьф — ширина формы с изделием, м; пг — количество
форм по ширине камеры (при Ь$ >2 м = 1).
При укладке форм в камеру автоматическими травер-
сами расстояние /х принимают с учетом зазора на радиус
действия захвата. Для камер, оборудованных стойками
с кронштейнами, в /х входит и ширина стойки.
Высота камеры в м
Нк — (^ф 4~ hi)n2 + h2 4- ha. (189)
139
Здесь h$ — высота формы с изделием, м; п2 — количе-
ство форм по высоте камеры, шт.; 0,03 м — рассто-
яние между формами с изделиями по высоте, т. е. вели-
чина прокладки между формами; й2 > 0,15 м — то же,
между нижней формой и дном камеры; /г3 > 0,05 м —
то же, между верхним изделием и крышкой камеры.
Объем камеры в л?
VK = LKBK//K. (190)
Длительность цикла работы камеры в ч
тц = т3 + тр + тп + тт. о, (191)
где т3, тр — длительность загрузки и разгрузки камеры, ч;
тв — то же, предварительного выдерживания изделий
в камере перед тепловой обработкой, ч (по нормам);
тт.о — режим тепловой обработки изделий, ч (прилож.,
табл. 38—40, 46).
Длительность загрузки камеры в ч
Здесь тф — длительность цикла формования изделий, ч;
ит.о — количество изделий в камере, шт.; — число фор-
мовочных установок, шт.; — количество изделий, фор-
муемых на одной установке за один цикл, шт.
Длительность разгрузки камеры можно принимать
равной т3, если изделия подаются в загружаемую ка-
меру и вынимаются из. разгружаемой через одинаковые
промежутки времени, обусловленные циклом формо-
вания.
Коэффициент заполнения объема камеры
где Уи — объем одного изделия, м3.
Количество камер определяют, исходя из
средней продолжительности их оборота Тк в ч [28], кото-
рую для ямной камеры, загружаемой с одного формовоч-
ного поста (при трехсменном формовании изделий и
шестидневной рабочей неделе), вычисляют так:
TK = S + 1,715тфпт.о. (194)
140
В случае загрузки с двух постов
Тк — S 1,143тфПт. 0
(195)
где S — тв + тт. о принимают по прилож., табл. 38—46.
Среднюю продолжительность оборота ямной камеры
при пятидневной рабочей неделе и работе формовочного
цеха в две смены опреде-
ляют по графикам, приве-
денным на рис. 25. Дли-
тельность загрузки камер
откладывают на оси абс-
цисс и от полученной точ-
ки восстанавливают пер-
пендикуляр до пересечения
с кривой S. На оси орди-
нат определяется средняя
продолжительность оборо-
та камеры Тк.
Количество камер в шт.
для выполнения заданной
программы при двух- и
трехсменном режиме фор-
мования определяют по
формуле
М-= 2^~М^ <196>
где тсут — количество рабо-
чих часов в сутки, ч.
На каждые 10 камер ре-
комендуется принимать
одну резервную [4].
Коэффициент оборачи-
ваемости камер в сутки
Рис. 25. График для опреде-
ления средней продолжитель-
ности оборота ямной камеры
при двухсменной работе фор-
мовочного цеха.
k = 24 : тц, (197)
где 24 — суточный фонд
времени, ч.
Требуемое число тепловых установок можно опреде-
лить построением циклограммы. По горизонтали откла-
дывают часы работы установки, по вертикали — количе-
ство установок по очередности загрузки. Число тепловых
141
установок назначают в тот момент, когда первая уста-
новка разгружена, а очередную надо загружать (с уче-
том одной-двух резервных).
Пример 42. При проектировании технологической линии из-
вестны размеры изделий из бетона марки 300: /н X bB X Ли =•
== 5,97 X 1,49 х 0,3 м и габариты форм: /ф X Ьф х Лф = 6,3 X 1,8х
X 0,45 м. Объем бетона "одного изделия V6 = 0,56 ж8. Производи-
тельность линии при пятидневной рабочей неделе в две смены
6Г0Д = 28000 м3/год. Цикл тепловой обработки тт О 2-5= 4- т, 4-
4-тп 4-тП1 = 1 4- 34- 54-3 ч при температуре изотермического
прогрева = 80° С. Число формовочных линий Мф — 2. Число
одновременно формуемых Изделий Пф — 1. Цикл формования Тф =
= 0,25 ч. Определить геометрические размеры камер ямного типа
и их количество.
Р е ш е н и е. Длину камеры при /ф = 6,3 м > 4 м принимаем
п = 1. При 1г = 0,1 м по формуле (187) находим Тк = 1 • 6,3 4~ (1 +
4- 1)0,1 = 6,5 м.
Определяем ширину камеры. При Ьф = 1,8 м < 2 м п^ — 2.
Следовательно, согласно формуле (188), Вк = 1,8 • 2 4- (2 4- 1) 0,1 =
= 3,9 м.
Для вычисления высоты камеры принимаем h2 = 0,2 м, hi ==
= 0,03 м, h3 = 0,05 м, п2 = 6 шт. Тогда по формуле (189) Нк =»
= (0,45 4- 0,03) 6 4- 0,2 4- 0,05 = 3,13 м ж 3,2 м.
Таким образом, по формуле (190) объем камеры VK = 6,5 X
X 3,9 X 3,2 = 80,9 м3, а, согласно формуле (193), коэффициент
заполнения камеры
12,5 • 5,97- 1,49 - 0,3 . „о„
?=----------80Д---------=°’396-
Длительность загрузки камеры определяем по формуле (192):
Найдя по графику рис. 25 Тк = 20 ч, подсчитываем по формуле
(196) требуемое количество камер:
16-20 , , „
Л'« “ 24 • 0,25 • 12 “ 4,4э “ Э ШТ'
Задача 45. Производительность цеха по выпуску шестипустот-
ного настила в три смены при шестидневной неделе бгод =*
= 26000 м?Ход. Габариты форм /ф X X Лф = 6,2 X 1,4 X 0,35 м.
Число формовочных установок Мф = 2, а одновременно формуемых
изделий Пф= 1. Цикл формования = 0,25 ч, = 0,1 м, п2 =
142
= б шт. Режим тепловой обработки тт 0 = Tj 4- *ц + ’щ = 3 4-
+ 6 + 2 ч. Определить геометрические размеры и требуемое коли-
чество камер ямного типа. Построить циклограмму работы камер.
Ответ: 6,4 X 3,1 X 2,5 м\ мк = 10 шт.
Теплотехническим расчетом тепло-
вой установки определяют количество тепла для обра-
ботки изделий. Для этого составляют тепловой баланс
камеры, который позволяет определить удельный расход
тепла на единицу продукции, максимальный часовой
расход тепла и т. д. На основе этого расчета подбирают
требуемое количество пара или электроэнергии, паро-
подводящей и регулирующей аппаратуры.
Теплотехнический расчет установок периодического
действия выполняют отдельно для периодов подогрева
и изотермического прогрева, поскольку часовой расход
тепла для подогрева изделий в 5—15 раз превышает
расход тепла во время изотермического прогрева. После-
довательность составления теплового баланса приведена
в примере 43.
Пример 43. Внутренние размеры камеры VK = LKBKHK =
= 6,6 х 3,9 х 2,9 = 74,6 м3. Толщина железобетонных стенок:
наружных Ь“т = 0,4, внутренних В®т = 0,2 м. Толщина бетонного
пола камеры Впол = 0,15 л/. Крышка металлическая, утепленная
шлаковатой: масса металла GM = 2000, шлакового утеплителя
Ошл = 550 кг, толщина шлаковаты 8ШЛ = 0,16 м. Коэффициенты:
тепловосприятия ограждений камерьГ = 30 вт/(м3-° С); тепло-
отдачи а2 = 5 вт1(м3-° С). Объемная масса ограждений т°гр =
= 2300 кг/л/3.
Расход материалов на 1 лг3 бетона изделий в кг: портланд-
цемент Николаевского завода марки 400 Ц_== 35Q; щебень Щ =
= 1200; песок П = 650; вода В — 210 л; арматура А = 40. Объем-
ная масса железобетона изделий т® — 2450 кг/м3. Температура
изделий до поступления в камеру — 20° С. Температура в цен-
трах изделий к концу периода подогрева tn = 70° С.- Температура
изотермического прогрева /п = 80°С. Объем бетона в" каме-
ре V6 = 4,48 м3. Масса форм в камере бф = 12000 кг, их объем
Уф = А5 л/3. Объем прокладок и выступающих частей в камере
1КВ’Ч= 1,8 л3. Заглубление камеры hK = 2,4 м.
Определить удельный расход пара (физические условия нор-
мальные) на тепловую обработку 1 л3 бетона изделий при тт =
хяа Tg Н~ ТI 4“ т J J 4- ” J “ 1 4- 3 4" 5 4- 3 Ч.
143
Решение.
Материальный баланс камеры, кг/цикл
Приход материалов
‘ Цемент бц = ЦУб = 350 4,48 = 1570
Вода Ов = В7б = 210 4,48 = 940
Заполнители G3 = (П + Щ) V6 = 1850 4,48 = 8300
Арматура Ga = АУб = 40 • 4,48 = 179
Металл форм Оф = 12000.
Расход материалов
Масса испарившейся воды Wt = 0,01т®Иб = 0,01 • 2450 • 4,48 =
= 108 кг.
Масса оставшейся в изделиях воды GHo = G_ — 1F = 940 —
- 108 = 832 кг.
Тепловой баланс камеры, кдж/период
Период подогрева
/. Приход тепла
1-1. Тепло сухой части бетона QIo = (Gu + G3)<Vi=(1570 +
+ 8300)0,84 - 20=165820.
Здесь и далее теплоемкость материалов находим по прилож.,
табл. 47, 49.
1-2. Тепло воды затворения QlB — GBcBtf — 940 • 4,19 • 20 =
= 78770.
1-3. Тепло арматуры и закладных деталей Q, = ОясйЛ =
= 179 • 0,46 - 20 = 1650.
1-4. Тепло форм С]ф= ОфСф^ = 12000 0,46 • 20 = 110400.
1-5. Тепло экзотермии цемента при ^_н = 0,5 (tl + tn)
Ql3 = 0,0023Q328 (В/Ц)°'н = 0,0023 • 420 - 0,8 • 50 X
X 3 • 1570 = 182000.
(Здесь Q328 и (В/Ц)0,44 взяты в прилож., табл. 27 и 28).
1-6. Тепло насыщенного пара QIn = GInin, где GIn, t'n — масса
пара, поступившего в камеру за период подогрева, кг, и его
энтальпия, кдж/кг (прилож., табл. 50).
Суммарный приход тепла за период подогрева
6
2 ^прих = Qlc + QlB + Qla + ^1ф + <?1э + Qin =
1
= 165820 + 78770 + 1650 + 110400 + 182000 + Qln = 538640 + QIn,
144
II. Расход тепла
П-1. Тепло сухой части бетона QI[c = (Оц + G3) сс/п =
= (1570 + 8300) 0,84 70 = 581000.
П-2. Тепло на* испарение части воды затворения QHCn =
= IF,. (2493 + l,97/j_n) = 108 (2493 + 1,97 • 50) = 279880, где
’ = 0,5 (<j + /„) = 0,5 (20 + 80) = 50° С.
П-3. Тепло воды, оставшейся в изделиях к концу периода
подогрева, Q1I? =« Оувсв^п =_832 • 4,19 • 80 = 278890.
П-4. Тепло арматуры QIIa = Gacatu = 179 • 0,46 80 = 6590.
П-5. Тепло форм — ОфСф/п — 12000 • 0,46 • 80 = 441600.
II-6. Тепло материалов элементов ограждений к концу периода
подогрева определяют по формуле GaKK = 7,2Xt.f. (^_п—
1 / — при соответствующих Х(. и а(., которые
V ain
— G)
принимают
по прилож., табл. 47:
для стен Q"K = 7,2 - 1,45 • 61 ,§ (50 - 20) ]/—1--. = 3580С0;
для пола = 7,2 - 1,45 - 25,7 (50 - 20) 0>0028.3>14 =^9500;
для крышки QX= 7,2-0,046.25,7 (50-20) |/ = 5310.
Таким образом, [акк = + Ск + Ск = 358000+
+ 149500 + 5310 = 512810.
П-7. Потери тепла в окружающую среду через ограждения
камеры к концу периода подогрева вычисляем по формуле
Qo. с — 3'6ti (G—п — *i) 2 77 А-
А. Для определения потерь тепла через наземную часть стен
камеры подсчитываем их площадь и коэффициент теплопередачи:
F = Fn + FB = (Яй - (Ак + вк) + нк (LK + Дк) =
= (2,9 — 2,4) (6,6 + 3,9) + 2,9 (6,6 + 3,9) = 5,25 + 30,4 м2;
*наз==1 - = йн + *в= 1 0,4 . 1 +
Зб+ 1,45 1 5~
+ т——Г = 1,97 + 2112 вт/м2 °с-
Зб + П5+ 5~
Значит, <2цназ = 3,6. 3(50 — 20) (1,97 5,25 + 2,12- 30,4) =
- 24250. ,
Точно так же находим потери тепла через крышку QIlKp =
= 3,6-3 (50 - 20) 0,27 • 25,8 = 2260.
145
Б. Потери т'^пла подземной частью камеры вычисляем ана-
логично расчету п. А, приближенно принимая йпод = 0,5йназ= 1:
Зцпод = 3,6-3 (50 V 20) 1 (6,6 • 2,4 + 3,9 • 2,4 + 6,6 3,9) = 16490.
Таким образом, Qno с = 24250 + 2260 + 16490= 43000.
11-8. Тепло, уносимое конденсатом пара, вычисляют так:
Фпконд “ Чонд^Пконд = гконд (GIn GCB ^пр)’
Здесь гконд = 419 кдж/кг (прилож., табл. 50); расход пара на про
пуски в атмосферу Gnp = 0,1 GIn.
Масса пара, занимающая свободный объем.....камеры,
°ев = Рп <ик - Уф - Уэл) = 0,826 (74,6 - 55М 1,8) 14,7 кг,
где рп = 0,826 кг/м2 3 * * 6 (прилож., табл. 50).
Следовательно, ОПконд= 1К0НД(61п - 14,7 - 0,1 GIn) = 377GIn-
-6150.
П-9. Тепло паровоздушной смеси, выбивающейся через не-
плотности,
8
QllBb.6 = °>1 2 = °’1 (58100° + 279880 + 278890 + 6590 +
I 1
+ 441600 + 512810 + 43000 - 6150 + 377GIn) = 213760 + 38GIn.
Суммарный расход тепла в период подогрева
9
2 Qpacx Qiic + Qисп + QjIb + Qlla + *2цф + Qi 1акк + Qllo.c +
1.
+ <?11конд + <?11выб = 581000 + 279880 + 278890 + 6590 + 441600 +
+ 512810 + 43000 + 377Gln — 6150 + 213760 + 38GIn =
= 2351380+ 415GIn.
Тепловой баланс камеры в период подогрева
6 9
2 = 2 т. е. !по1п + 538640 = 415 О1п + 2351380.
1 1
Взяв in по прилож:, табл. 50, подсчитываем расход насыщен-
ного пара в период подогрева
„ 1812740 ,
= ээо-у- 415 = 3150 ^период. -
Период изотермического прогрева
111. Приход тепла
Ш-1. Тепло экзотермии цемента QIl3 = 0,0023Q32g (В/Ц)°'44х
X /птпОц — 0,0023 • 420 0,8 • 80 • 5 • 1570 = 485300.
146
111-2. Тепло сухой части бетона QIIc = 581000.
Ш-3. Тепло, аккумулированное кладкой, QHaKK = 512810.
Ш-4. Тепло-пара, поступающего в камеру, уПп »= inGIln.
Суммарный приход тепла в период изотермического прогрева
4
2 ^прих “ + Qi Io + QllaKK + Сцп =“ •
1
, = 485300 + 581000 + 512810 + Qn„ = 15.72110 + QIIn.
IV. Расход тепла
IV-1. Тепло на подогрев изделий 0Шс = (6Ц -J- G3) с0/п =
- (1570 + 8300) 0,84 • 80 = 664000.
IV-2. Тепло, аккумулированное кладкой, <2Шакк = (4i—
— Щ Подставляя соответствующие значения Xz, F(, а(,
аналогично подсчету по статье П-6, находим: Qa^K = 485550;
QaS = 247500; = 8900. Следовательно, QHIaKK = 485550+
Н- 247500 + 8900 = 741950.
IV-3. Тепло, потерянное в окружающую среду через ограж-
дения, аналогично подсчету по статье П-7 для периода подогрева,
составляет\для наземной части QIIlHa3 = 88090 и для подземной
части Спод^5000. Значит, <2Шо с = 88090 + 55000 = 143090.
IV-4. Потери тепла с конденсатом <2Шковд = гКОнд0шКонд *=
= WGiin-°.lGIIn-GCB) = 419(0,9G[In - 14,7) = 377GIIn -
-6150.
IV-5. Тепло, выбивающееся через неплотности, Сшвыб =
4
= 0,1 2 Qpacx= О-1 (664000 + 741950 + 143090 + 377GIIn- 6150) =
1
-х38ОПп+ 154280.
Суммарный расход тепла в период изотермического прогрева
5
Gpacx “ ^Шс ^Шакк ^Шо. с ~Ь ^Шконд ^ГПвыб
1
х= 664000 + 741950 + 143090 + 377ОПп - 6150 + 154280 + 38GIIn=
= 1697170 4- 415-GIIn.
Тепловой баланс камеры в период изотермического прогрев?
1572110 + iaOUn = 1697170 + 415GHn,
откуда
ОцпОп -415) = 125060.
10*
147
Следовательно, расход насыщенного пара в период изотер-
мического прогрева
125060 125060
°Пп ~in_ 415 “990- 415
= 200 кг/период.
Удельный расход пара при нормальных физических условиях
на тепловую обработку 1 мя бетона
(Gin+Giin)'n (3153+ 200) 990 о_„ , „
«п =... 17.2630... = 4,48 2680.= 276 Ке/М -
13,2680
Задача 46. Определить удельный расход пара на тепловую
обработку изделий в пропарочной камере ямного типа. Наружные
стены камеры выполнены из спаренных железобетонных плит
толщиной каждая = о2 = 14 см, между которыми имеется воз-
душная прослойка 8В = 5 см. Остальные данные те же, что и в
примере 43.
Ответ: <?п = 189 кг/м3.
f
§ 41. АВТОКЛАВЫ
Автоклавы представляют собой герметически закры-
вающиеся цилиндрические или прямоугольные сосуды,
рассчитанные на рабочее давление 0,8—1,6 Мн/м'1.
Основные технические характеристики наиболее рас-
пространенных цилиндрических автоклавов приведены
в прилож., табл. 20. Различают два типа таких автокла-
вов: проходные и непроходные (тупиковые). В про-
ходных крышки съемные. Изделия загружают и вы-
гружают с противоположных торцов. В тупико-
вых — один торец глухой, другой — со съемной крыш-
кой. Изделия загружают и выгружают с одного и того же
торца.
Наружная поверхность корпуса и паропроводов по-
крыта слоем теплоизоляционного материала толщиной
10—12 см. Крышки прикреплены болтами (48 шт. на
одну крышку) или быстродействующими байонетными
затворами. Герметизация обеспечивается уплотняющими
прокладками, в которые можно подать сжатый воздух.
Для большей сохранности прокладок их в процессе ра-
боты автоклава охлаждают водой.
По дну автоклава уложены рельсовые пути для пере-
мещения вагонеток с изделиями, которые загружают
и выгружают электролебедками, толкателями и авто-
148
погрузчиками. Наиболее целесообразно перемещать
сразу весь состав сцепленных между собой вагонеток.
Около рельса, по всей его длине, размещена паровпуск-
ная труба с отверстиями, направленными вверх. Для
улучшения циркуляции среды на паропровод ставят
расширяющиеся сопла Лаваля. Воздух, снижающий
температуру чистого насыщенного пара, удаляется в ат-
мосферу через отводной клапан.
Чистоту пара (отсутствие воздуха) контролируют по
манометру и термометру. Если температура среды
в автоклаве ниже температуры насыщения пара в нем,
значит пар разбавлен воздухом. Чем больше воздуха,
тем больше разность температур.
П редохранительный клапан автоклава предотвращает
превышение давления пара сверх допустимого. При ма-
лейшем превышении давления в автоклаве сверх нор-
мального клапан срабатывает и выпускает излишек пара.
При пуске или перепуске пара из одного автоклава
в другой должны быть открыты, вентили для спуска кон-
денсата и выпуска воздуха. После окончания пуска пара
или уравнивания давления в обоих автоклавах закры-
вают вентиль впуска пара на подогреваемом автоклаве
и перепуска пара на охлаждаемом. При перепуске пара
подъем температуры должен соответствовать принятому
режиму тепловой обработки. Оставшийся пар исполь-
зуют на технологические нужды (подогрев воды, запол-
нителей и т. д.).
Устанавливают автоклав на 5—8 опорах. Одна из
них неподвижная, остальные подвижные, благодаря чему
устраняются напряжения, возникающие в корпусе от
теплового расширения.
Внедрение автоклавной обработки изделий сдержи-
вается высокой металлоемкостью автоклавов. Удельные
затраты металла на единицу готовой продукции снижа-
ются по мере увеличения оборачиваемости автоклавов
и максимального использования их полезного объема.
В прямоугольных автоклавах [4] достигается макси-
мальное заполнение полезного объема. Их изготовляют
из преднапряженного железобетона, обшитого внутри
сварной рубашкой из листовой стали толщиной 5—10 мм,
обеспечивающей паронепроницаемость ограждения. Кор-
пус автоклава монтируют на фундаментной плите.
Торцы закрывают крышками, которые перемещаются
149
по направляющим, расположенным в приямках. Давле-
ние достигает 0,8 Мм/л2. Расчетная производительность
30000 м91год. Размеры: 3,7X26,4X2,7 м.
Выбор типа и размера автоклава зависит от габаритов
изделий, технологии их изготовления и производитель-
ности предприятия. Для изделий шириной до 1,6 м
применяют автоклавы диаметром 2 м, а для изделий
шириной до 2,2 м — диаметром 2,6 м и более. При боль-
шой мощности предприятия наиболее эффективны про-
ходные автоклавы длиной до 40 м, обеспечивающие по-
точность производства. Длина автоклава должна быть
кратна размерам обрабатываемых изделий, потому что
неиспользуемая длина автоклава снижает коэффициент
заполнения объема и увеличивает удельные расходы пара,
которые обычно составляют 300—400 кг/мя.
Тип автоклава выбирают, исходя из соображений
технологии и по наибольшему коэффициенту заполне-
ния рабочего объема изделиями. Для этого вычерчивают
эскизы укладки изделий в поперечном разрезе в зависи-
мости от диаметра автоклава и в продольном — в зави-
симости от его длины. Один из важнейших экономических
показателей — коэффициент заполнения — должен со-
ставлять q = 0,1 -г- 0,35.
Годовая производительность автоклава в м3!год
Ga=VaBpqkKa-.^, (198)
где Va— емкость одного автоклава, л3; Вр — фонд вре-
мени работы автоклава в году, ч; kKC — 0,943 — коэффи-
циент использования автоклава.
Количество автоклавов в шт. для выполнения задан-
ной программы определяют построением циклограммы
их работы (по аналогии с пропарочными камерами ям-
ного типа) или по формуле
«а = бгод: Ga, (199)
где Огод —годовая программа завода или технологиче-
ской линии, м31год.
Теплотехнический расчет автоклавов выполняют ана-
логично расчету пропарочных камер ямного типа. Статьи
теплового баланса (без потерь тепла через неплотности,
которые отсутствуют) рассчитывают по периодам. После
окончания периода изотермического прогрева пар пере-
150
пускают в другой автоклав, что дает возможность сэко-
номить до 20% тепла.
Количество тепла пара, находящегося в автоклаве
к концу изотермического прогрева, в кдж, определяют
по формуле
* (200)
где Va, Уф, Уэл— объемы автоклава, изделий в формах,
вагонеток и прочих элементов, м3; рп, in — плотность,
кг/м3, и -энтальпия пара, кдж/кг, при давлении перед
его перепуском (прилож., табл. 48, 50).
Количество тепла, используемое в другом автоклаве
или пароприемнике, в кдж
AQ = (Уа Уф — Уэл) [pnGi Рг (г2 + г'конд)1 т], (201)
где т] = 0,84-0,9— коэффициент на потери тепла при
его перепуске и вторичном использовании; р2, i2 —
плотность, кг/м3, и энтальпия пара, кдж/кг, при давле-
нии после его перепуска (прилож., табл. 48, 50); 1К0НД—
энтальпия конденсата при давлении в пароприемнике,
кдж/кг (прилож., табл. 50).
Пример 44. Годовая производительность цеха по выпуску
силикатных изделий Огод = 50000 м3. Годовой фонд рабочего вре-
мени Вр = 4000 ч. Коэффициент заполнения автоклавов диаметром
2,6 и 3,6 м q = 0,3. Цикл тепловой обработки тц = 16 ч. Опре’
делить производительность автоклавов и требуемое их количество
для выполнения заданной программы.
Решение. Из табл. 20 прилож. выясняем, что объем авто-
клава диаметром 2,6 л Va = 111 .и3, а диаметром 3,6 м V' —
= 235 м3.
По формуле (198) годовая производительность автоклава диа-
метром 2,6 м
Оа = 111 • 4000 • 0,3 0,92 : 16 = 7650 м3,
а требуемое количество автоклавов, согласно формуле (199),
па = 50000 : 7650 = 6,64 шт. я 7 шт.
По тем же формулам годовая производительность автоклава
диаметром 3,6 м
GJ = 235 • 4000 • 0,3 • 0,92 : 16 = 16180 м3,
а количество автоклавов п' = 50000 : 16180 = 3,1 шт. « 4 шт.
151
Таким образом, при увеличении диаметра автоклавов от 2,6
до 3,6 м производительность их увеличивается вдвое, а количество
уменьшается почти в 2 раза.
Задача 47. Цех оборудован автоклавами типа Л330/8А в коли-
честве па = 6 шт. Максимальное давление в автоклаве р =
= 1,2 Мн/м2. Объем его заполнен изделиями в формах Еф = 74 л®,
вагонетками и прочими деталями Уэл = 15 м3. Определить коли-
чество тепла пара: а) находящегося в автоклаве к моменту окон-
чания запаривания и б) которое можно использовать в другом
автоклаве.
Ответ: Q = 2,25 • 10е кдж; &Q = 1,08 • 106 кдж.‘
§ 42. КАССЕТНЫЕ УСТАНОВКИ
Кассетные установки — это стационарные разъемные
вертикально установленные формы-кассеты из металла
или железобетона, в которых формуют и подвергают
тепловой обработке панели внутренних стен и перекры-
тий, лестничные марши и площадки, балконные плиты
и другие изделия. Из разнообразных по конструкции,
но одинаковых по принципу действия кассетных уста-
новок наиболее распространены установки Гипростром-
маша, Гипростройиндустрии и Научно-исследователь-
ского института технологии и организации производ-
ства (НИАТ). Технические характеристики установок
последних двух типов приведены в прилож., табл. 21
и 22.
В настоящее время применяют также кассеты
ЦНИИЭП жилища с вертикально-передвижными щи-
тами.
Кассеты состоят из станины, механизмов перемеще-
ния, дожима и распорных рычагов. Внутри станины раз-
мещен комплект разделительных стенок и паровых от-
секов. По конструкции разделительные стенки могут
быть гибкими (из металлических листов толщиной
24 мм) или жесткими (в виде пространственных метал-
лических коробов). К ним крепятся борта из уголков,
образующих торцовые стенки и днище отсеков. Для
уменьшения потерь тепла в окружающую среду днище
и боковые стенки утеплены.
Интенсивная теплоотдача греющего агента (пара,
паровоздушной смеси, горячей воды и др.) достигается
многократной циркуляцией и устройством узких тепло-
152
вых отсеков с зигзагообразными перегородками. Тепло-
носитель не должен загрязнять стенок отсеков: это сни-
жает коэффициент теплоотдачи. По той же причине
из нижней части тепловых отсеков постоянно удаляется
конденсат.
Лар разводится перфорированной трубой с заглу-
шенным торцом через отверстия диаметром 3—5 мм,
на которые желательно наваривать сопла, направлен-
ные в нижнюю зону теплового отсека (для улучшения
теплообмена и циркуляции теплоносителя). Общее се-
чение выходных отверстий сопел не должно превышать
40—50% сёчения самого паропровода. Паропровод луч-
ше располагать на уровне 1/3—V2 высоты теплового
отсека.
Тепловые отсеки рассчитаны на давление до 0,12—
0,15 Л4н/л12. Большее давление требует значительного
увеличения расхода металла. В железобетонных кассет-
ных установках давление пара достигает 0,2 Мн/м2.
Пространство и стенки теплового отсека надо нагре-
вать равномерно, со скоростью, обеспечивающей высо-
кое качество изделий. Недостаток пара в тепловом отсеке
приводит к расслоению среды (скоплению пара высокой
температуры в верхней зоне отсека и менее нагретого —
в нижней). Эжекторная система пароснабжения тщатель-
но перемешивает пар с воздухом и создает паровоздуш-
ную смесь одинаковой температуры по высоте кассеты.
Принципиальная схема эжекторной системы приведена
на рис. 26.
Теплоносителем здесь служит паровоздуш-
ная смесь значительно меньшей температуры, чем
чистый насыщенный пар. Получают его смешиванием
чистого насыщенного пара с воздухом и паровоздушной
смесью, отсасываемой из верхней зоны теплового отсека
специальным коллектором. Применение эжекторной сис-
темы позволяет снизить расход чистого насыщенного
пара и автоматически регулировать режим тепловой об-
работки по средней температуре паровоздушной смеси
в коллекторе.
При газовом обогреве достигается высо-
кий к.п.д. использования тепла сжигаемого газа.
К тому же капитальные вложения для осуществления
тепловой обработки в 3—4 раза, эксплуатационные рас-
ходы в 4—6 раз, а расход топлива в 2,5—3 раза меньше,
153
чем при обогреве паром [40]. Однако газ как теплоноси-
тель уступает пару по коэффициенту теплообмена
[11,6 -т- 46,5 втДм2 °C) вместо 5800 ч- 7000 вт/(м2Х
X °C)]. Кроме того, температура газовой среды при
омывании обогреваемой поверхности непрерывно меня-
ется, что затрудняет обеспечение постоянного теплового
потока и равномерного температурного поля.
Ведутся работы [40] по обогреву изделий в кассетных
установках минеральным маслом температу-
Рис. 26. Схема эжекторной системы пароснабжения кассетной
установки конструкции НИАТ:
/ — тепловой отсек; 2 — ребра жесткости; 3 — парораспределительный кол-
лектор; 4 — подающие шланги; 5 — перфорированная труба; 6 — диффузор;
7 — эжектор; 8 — горловина; 9 — камера смешивания; 10 — регулирующий
орган; И — магистральный паропровод; 12 — общая конденсатная магистраль;
13 — конденсатоотводчик; 14— коллектор для конденсата; 15 — трубопровод;
16 — узел установки датчиков; 17 — отсасывающие шланги; 18 — коллектор
отсоса паровоздушной смеси.
рой около 150° С. По сравнению с парообогревом расход
топлива на тепловую обработку снижается в 2,5—3 раза,
а годовые расходы — в 4—5 раз. В результате сокраще-
ния времени тепловой обработки производительность
кассетных установок увеличивается на 20—25%. При
этом ширина тепловых отсеков составляет всего около
20 мм вместо 100 мм, а освобождающийся объем исполь-
зуется для увеличения числа формовочных отсеков.
Количество кассетных установок рассчитывают по
154
заданной программе выпуска изделий и длительности
оборота кассеты [38]. Требуемая длина формовочных
отсеков для выполнения заданной программы в м
Lore = Е LJkn, (202)
где — суммарная длина изделий на заданную про-
грамму, м; kR =» 0,92 -ь 0,95 — коэффициент использова-
ния длины отсеков.
Число оборотов кассетной установки
ш ==* АОТс/(/1отс4>тс), (203)
где «отс — число отсеков в кассетной установке, шт.;
/отс — рабочая длина одного отсека, м.
Число часов работы кассетной установки
В = ттц, (204)
где тц — длительность оборота кассетной установки в ч
вычисляют по формуле
'ц = тЛхгс + Тф 4- Тт. о + "р- ' (205)
Здесь тп — затраты времени на подготовку
отсека к формованию; тф, тт. 0, "р—длитель-
ность формования изделий, их тепловой обра-
ботки и распалубки кассетной установки.
Требуемое число кассетных установок в шт.
пк. у = В : Вр. (206)
Производительность кассетной технологической линии
в .и3/год
Огод == ВрПОТС^К. уУб: ТЦ. (207)
Здесь Vf, — объем бетона в изделии, м3.
Теплотехнический расчет кассетных установок вы-
полняют по той же методике, что и для пропарочных
камер ямного типа. Расход тепла на испарение части воды
затворения в кассетах уменьшен. В качестве формы
можно принять пакет разделительных стенок и паровых
отсеков совместно с теплозащитными ограждениями.
Расчет скорости прогрева изделий, расположенных паке-
том (два—четыре), производят как сложной стенки
с усредненными характеристиками. Сопротивлением раз-
делительных стенок и стыков изделий пренебрегают.
Для расчета скорости прогрева пользуются графиками
(рис. 13).
155
Аналогично производится тепловая обработка, рас-
чет количества и теплотехнический расчет установок для
изготовления объемных элементов.
Пример 45. Годовая потребность в панелях перекрытий типа
п-1 (l„ xbaxha = 6,06 X 3,28 X 0,14 м, Уб = 2,75 м») Огод =
= 24000 м3. Технологическая линия оборудована десятиотсечными
кассетными установками/ Продолжительность рабочего цикла
тц = 12 ч. Годовой фонд рабочего времени кассеты Вр = 3852 ч.
Определить количество кассетных установок и коэффициент их
использования.
Решение. Суммарная длина изделий на заданную про-
грамму
У L = G „ / : = 24000 • 6,06 : 2,75 = 52950 м.
Требуемая длина формовочных отсеков по формуле (202) при
/?д = 0,94
. £отс = 52950 : 0,94 = 56300 м.
Число оборотов кассетной установки, согласно формуле (203),
т = 56300/(10 6,06) = 929.
По формуле (204) число часов работы кассетной установки-
В = 929 • 12= 11148 ч.
Количество кассетных установок вычисляем по формуле (206):
пк у = 11148 : 3852 — 2,9 шт. и 3 шт.
Фактическая производительность кассетной технологической
линии, согласно формуле (207),
О*д = (3852 • 10 • 3 • 2,75) : 12 = 26400 м3.
Коэффициент использования кассетных установок
knc = бгод: С = 24000 : 26400 = 0,91.
Задача 48. Для условий примера 45 определить требуемое
количество и коэффициент использования восьмиотсечных кассет-
ных установок.
Ответ: пку = 4 шт.; kac = 0,85.
§ 43. ТЕРМОФОРМЫ
Изготовление и эксплуатация тепловых установок
требуют больших капитальных вложений. При низком
коэффициенте их заполнения расходуется большое коли-
15G
чество парана периодический подогрев ограждений, сво-
бодного пространства, прокладок и др. В связи с этим
целесообразнее тепловую обработку изделий произво-
дить непосредственно в формах, полые борта и поддон
которых выполняют роль тепловых отсеков. Такие
формы получили название термоформ.
По условиям работы они бывают стационарными и
передвижными. Стационарные имеют постоян-
ное место, передвижные — перемещаются в про-
цессе изготовления изделий.
Материалами для изготовления термоформ служат
металл и железобетон. Наиболее распространены ме-
таллические. Железобетонные, назы-
ваемые железобетонными матрицами, применяются в ос-
новном при стендовом изготовлении изделий.
По условиям тепловой обработки изделий термоформы
подразделяют на открытые, состоящие из поддона
и бортоснастки, и герметизированные, име-
ющие еще и крышку. Последние могут состоять из под-
дона, к которому крепятся боковые стенки и крышка,
или из двух крышек и боковых стенок, представляющих
собой самостоятельную конструкцию.
Поддон термоформы — это герметически закрытая
полость, которая заполняется паром и служит тепловым
отсеком. В ребрах жесткости имеются отверстия диа-
метром 100 мм для циркуляции теплоносителя. Пар
равномерно подается на всю площадь поддона по перфо-
рированным трубам, диаметром 50—60 мм. Отверстия
в них диаметром 3—5 мм расположены на расстоянии до
200 мм одно от другого.
Стенки поддона и борта формы выполнены полыми
и оборудованы штуцерами для пуска пара и удаления
конденсата.
Схема паррснабжения термоформ приведена на рис.
27. Теплоноситель подключается к каждому поддону
через шланг или с помощью автоматических клапанов.
Давление пара достигает 0,15 М.н/мг. Горизонтальное
перемещение теплоносителя обеспечивает равномерный
прогрев изделий. При установке термоформ одна на одну
изделия обогреваются с двух сторон. В этом случае
бортоснастка не имеет тепловых отсеков. Каждое изде-
лие (кроме верхнего) прогревается снизу от своего термо-
поддона, а сверху от термоподдона вышележащей формы.
157
Верхнее изделие пакета (штабеля) накрывают крышкой,
оборудованной тепловым отсеком. Устанавливают термо-
формы в штабель (обычно до 6 шт.) мостовыми кранами
или пакетировщиками. Масса одной формы 4200 кг.
Применяются они на домостроительных комбинатах для
производства стеновых панелей.
При изготовлении длинномерных конструкций тепло-
вые отсеки устраивают лишь в бортах формы, которые
Рис. 27. Схема пароснабжения термоформ:
1 — термоформы; 2 — автоматические клапаны для подачи пара; 3 —
пневмоцилиндры; 4 — коллектор для подачи пара; 5 — конденсатопро-
вод; 6 — коллектор для отвода конденсата; 7 ~ магистральный паропро-
вод; 8 — автоматические клапаны для отвода конденсата.
могут быть откидными или съемными. В каждом тепло-
вом отсеке имеется «духовка» для прогрева контрольных
кубов. Штуцера для подвода пара расположены вдоль
бортов, на расстоянии около 0,5 м от торцов формы.
Несколько ниже размещены штуцера для отвода конден-
сата, который стекает в один конец формы (для этого
формы устанавливают с уклоном 1—2°) и отводится по
магистрали, оборудованной конденсационными горшками
или подпорными шайбами.
При одностороннем подводе тепла в стационарных
термоформах имеет место направленная теплопередача.
158
Из-за быстрой потери бетоном влаги, особенно в началь-
ный период твердения, в поверхностных зонах изделий
образуется большое количество трещин. В процессе
прогрева они раскрываются, способствуя обезвожива-
нию внутренних слоев бетона. В результате становятся
дефектными не только поверхностные зоны, но и глу-
бинные.
Для повышения эффективности тепловой обработки
изделий в открытых термоформах надо исключить массо-
обмен с окружающей средой и надежно тепло- и влаго-
изолировйть их, т. е. изделия должны быть тщательно
укрыты и по возможности пригружены. Укрытием может
служить плотная резиновая лента, пленка или тяжелый
щит с пароизоляционной прокладкой.
Количество термоформ в шт. для выполнения задан-
ной программы определяют по формуле
„ =W41iO5, (208)
ТФ
где Тф — длительность оборота одной формы, ч; —
число изделий, формуемых на одной установке за один
цикл, шт.; «ф — количество формовочных установок, шт.;
тф — длительность цикла формования, ч; 1,05— коэффи-
циент, учитывающий резерв форм на ремонт.
Полученное количество термоформ распределяют по
пакетам массой не более грузоподъемности пакетиров-
щика. Высота пакета не должна превышать 2,5 м, что
соответствует 8—9 термоформам для обычного бетона
и 6—7 — для легкого. Количество пакетов в шт. опреде-
ляют по циклограмме, как и для пропарочных камер
ямного типа, или по формуле
Здесь 7?ср— средний ритм выпуска изделий, ч.
Количество термоформ, находящихся на посту тепло-
вой обработки, в шт. определяют по формуле (без коэф-
фициента запаса на ремонт) w
«т. о = 2,5 (210)
159
где тт. о.— средняя продолжительность нахождения формы
на посту тепловой обработки, ч; тсут — количество рабо-
чих часов в сутки.
Вероятную массу термоформ, как и любых других
форм, определяют по формуле
Оф = 1 [705 + 1 (/„ + й„) + 243п + 5W-с (/„ +
+ 2b„) + NlH] кг. (211)
Здесь о) — конструктивный показатель стальных форм
(прилож., табл. 32); 3 — поверхность изделия, обрамлен-
ная формой, л2; йи, /и, — высота, длина и ширина
изделия, м; Sn — площадь паровых рубашек, м2; rrfyc —
объемная масса бетонной смеси, т/м3', N — усилие натя-
жения арматуры, т.
Теплотехнический расчет термоформ аналогичен теп-
ловому расчету кассетных установок.
Пример 46. В одинарной открытой термоформе формуется
ненапряженное изделие размером /„ X Ьи х hH = 5,67 X 2,58 х
X 0,1 м, объемом V6 = 1,46 .м3. Объемная масса бетонной смеси
Шу с = 2500 кг,'м3. Определить вероятную массу термоформы.
Реше н и е. Определяем отношение Ь„: /ги = 2,58 : 0,1 =
= 25,8 > 2. Далее по табл. 32 прилож. находим ю = 0,34 и,
поскольку ha = 0,1 <0,75 м, второе слагаемое в формуле не учи-
тываем.
Обрамляемая формой поверхность изделия S = 5,67 • 0,1 • 2+
4- 2,58 • 0,1 • 2 + 5,67 • 2,58 = 16,28 м1.
Площадь паровых рубашек Sn = 2,58- 5,67 = 14,63 м~.
Вероятная масса формы по формуле (211) Оф = [70 X
X 16,28+ 24 14,63 + 5 • 1,46 • 2,5(5,67 + 2 • 2,58)+ 0] = 4960 кг.
Задача 49. Средний ритм выпуска изделий на конвейере
/J = 0,25 ч. Длительность тепловой обработки тт 0 = 6 ч. Дли-
тельность оборота одной термоформы 7^ = 6,5 ч. Количество фор-
муемых изделий q = 1 шт., формовочных машин «ф = 1 щт. Число
термоформ я пакете п' — 8 шт. Определить количество пакетов.
Ответ: /гпак = 4.
§ 44. ТЕРМОПОСТЫ
TepMonocft>i представляют собой стационарные устрой-
ства для тепловой обработки изделий в формах или не-
медленно распалубленных. Как правило, на каждом
160
термопосту обрабатывается одно изделие (труба, плита
и др.).
По контуру поста корытом вверх укладывают швел-
леры № 14 или 16, заглубленные в пол на высоту полки.
В пол могут быть вмонтированы нагревательные регис-
тры. 11а пост устанавливают форму с изделием и накры-
вают колпаком из легкого паро- и теплоизоляционного
материала. Верх колпака одно- или двускатный для
стока конденсата, высота около 100 см. Нижние края кол-
пака устанавливают в швеллер, выполняющий роль
гидравлического затвора. Зазор между стенками формы
и колпаком принимают около 100 мм. Установленный
В швеллер колпак практически создает пропарочную ка-
меру. Тепло передается изделию непосредственно сопри-
косновением или контактным способом (см. § 23).
Термопосты оборудованы системой подачи пара и
удаления конденсата. Пар подается под колпак или
в пустоты изделия. Рациональнее подавать пар в пустоты
свежеотформованного изделия (трубы, пустотного нас-
тила и др.), один из торцов которого закрыт заглушкой.
Трубы ставят вертикально и накрывают брезентом или
пленками. Иногда пар подают не только в пустоты, но
и под укрытие. В этом случае изделие прогревается
равномерно со всех сторон.
Удельный расход пара при одностороннем прогреве
и подаче в полость изделия составляет 200ы-300 кг!м\
а при подаче под колпак — 500ы-600 кг!м? [17]. Расчет
количества термопостов и расхода пара на тепловую об-
работку аналогичен расчету пропарочных камер ямного
типа.
Задача 50. Производительность цеха по производству вибро-
гидропрессованных труб Огод= 11000 ма/год. Средний диаметр
труб dTp = 1000 мм, объем бетона Va = 1,42 л3. На каждом посту
формуется 1550 труб в год. Цикл формования Тф «= 1 ч. Длитель-
ность тепловой обработки тт о = 6 ч. Определить нужное коли-
чество термопостов.
Ответ: nT п = 30 шт.
§ 45. ЭЛЕКТРОПРОГРЕВ
Э л пт р о п р о г р е в о м называется способ теп-
ловой обработки изделий электрическим током, пропус-
каемым непосредственно через бетон. В этом случае бетон
6 6-261 161
изделия включается в цепь как сопротивление и внутри
него электрическая энергия преобразуется в тепловую.
Используется энергия переменного тока промышленной
частоты. Постоянный ток не применяют, так как он вы-
зывает электролиз воды. На заводах сборного железо-
бетона электропрогрев применяется при изготовлении
изделий с модулем открытой поверхности Мп = 5 -+-
+- 20 [29].
Свежеотформованные изделия подключают к элек-
трической цепи электродами из арматурной и сортовой
Рис. 28. Схема электропрогрева изделий группами стержневых
электродов:
а — периферийный прогрев; б — прогрев плоскими группами электродов;
в — прогрев одиночными электродами.
стали (рис. 28). Электроды, заложенные внутрь прогре-
ваемого бетона, называются внутренними, а располо-
женные на поверхности — наружными.
Внутренние электроды подразделяют
на стержневые и струнные.
Стержневые электроды изготовляют короткими из
отходов арматурной стали диаметром 6—10 мм. Приме-
няют их для электропрогрева балок, колонн, фунда-
ментных башмаков, плит толщиной более 15 см и других
изделий, устанавливая перпендикулярно к продольной
оси изделий и выпуская концы из бетона на 10—15 мм
для подсоединения к цепи. Стержневые электроды умень-
шают вероятность короткого замыкания. Однако для
массового производства железобетонных конструкций
их не рекомендуют из-за дополнительного расхода метал-
162
ла, одноразового использования электродов, затрат на
их установку и трудности точного расчета электриче-
ского и теплового поля в изделии.
Струнными электродами, закладываемыми внутрь
арматурного каркаса, но изолированными от него
(рис. 29) прогревают длинномерные конструкции (балки,
колонны и т. п.). Струны изготовляют из проволоки диа-
метром 3—4 или круглой стали диаметром 6—10 мм.
Концы струн выводят наружу для подключения к сети.
Внутренние электроды (стержневые и струнные)
не должны соприкасаться с арматурой во избежание
Рис. 29. Схема электропрогрева изделий струнными
электродами:
а — двумя ётрунами; б — тремя струнами.
замыкания цепи или местного перегрева бетона. Про-
слойка бетона между арматурой и электродом должна
быть не менее 5—10 см (в зависимости от принятого на-
пряжения тока).
Наружи ы е электроды — пластинчатые,
полосовые и сплошные — применяют для периферийного
прогрева массивных конструкций.
Пластинчатые и полосовые электроды (рис. 30) из
стали толщиной до 2 мм укрепляют на внутренней сто-
роне бортов форм через 10—20 см один от другого. Концы
электродов отгибают и выводят наружу для подключе-
ния к цепи. Формы изготовляют из токонепроводящих
материалов (дерево, пластмасса и др.). Полосовые элек-
троды размещают вдоль одного борта для электропро-
грева конструкций толщиной до 15—20 см. При этом
соседние полосы подключают к разным фазам сети.
Более массивные конструкции прогревают в формах,
на которых электроды установлены вдоль обоих про-
дольных бортов. "
6* 163
Сплошнай электрод представляет собой жесткий кар-
кас из швеллеров, обшитый с двух сторон листовбй
сталью и закрывающий всю верхнюю поверхность
изделия. Он равномерно прогревает изделие по всей
Рис. 30. Схема прогрева бетона наружными электродами:
а — пластинчатыми; б — полосовыми одностороннего размещения; в поло-
совыми двустороннего размещения.
площади и предотвращает испарение влаги. Выполняя
роль одновременно пригруза и термощита, такой элек-
трод уменьшает температурные деформации бетона и
Рис. 31. Схема электропрогрева изделий в горизон-
тальных формах:
а — поперечный разрез; б — схема подводки тока к изделиям;
1 — железобетонные изделия; 2 — формы; 3 — верхние элект-
родные щиты; 4 — электронзолированная бортоснастка формы;
5 — поворотно-опускные консоли; 6 — стойки.
значительно снижает теплопотери. Но при укладке его
на поверхность схватившегося бетона трудно добиться
надежного контакта по всей площади вследствие неизбеж-
ных неровностей как поверхности бетона, так и элек-
164
трода. Поэтому укладывают его с частичной вибрацией
до конца схватывания бетона. Сплошной электрод дол-
жен быть жестким, чтобы не нарушался его контакт
с поверхностью изделия в процессе прогрева.
При изготовлении изделий в горизонтальных формах
одним электродом служит поддон, а в пакетных фор-
мах — промежуточные перегородки и наружные попереч-
ные стенки (рис. 31). В кас-
сетных установках элек-
тродами служат раздели-
тельные стенки и наруж-
ные щиты (рис. 32).
Использовать в качест-
ве электродов арматуру
прогреваемых конструкций
не рекомендуется во избе-
жание возможного пере-
сушивания околоарматур-
ного слоя бетона и умень-
шения сцепления между
ними. В неответственных
конструкциях можно при-
менять токоведущие арма-
турные сетки.
Тип и схему размещения
электродов выбирают с уче-
том следующих реко-
мендаций: потребляе-
мая мощность при прохож-
дении тока через бетон
должна соответствовать
мощности, требуемой теп-
ловым расчетом; электри-
ческое и, следовательно,
температурное поле в бетоне
ности равномерным; электроды следует располагать сна-
ружи прогреваемой конструкции, чтобы не оставлять
их в затвердевшем после прогрева бетоне.
Качество электропрогрева зависит от способа арми-
рования изделий, поскольку проводимость металла при-
близительно в 10® раз больше проводимости свежеот-
формованного бетона. Поэтому в зоне защитного слоя
бетона происходит резкая концентрация напряженности
Рис. 32. Схема электропрогрева
изделий в кассетных установ-
ках:
а — кассета с четным количеством
формовочных отсеков; б — то же. о
нечетным.
должно быть по возмож-
165
с интенсивным теплообразованием, примерно в 60—70 раз
превышающим нормальную интенсивность при отсут-
ствии арматуры. При расположении электродов пер-
пендикулярно к плоскости арматурных карка-
сов возникают значительные паразитные токи, почти
в 3 раза превышающие величину тока при прогреве без
арматуры. Все это приводит к бурному закипанию воды
и испарению ее из бетона. Неравномерный нагрев и ин-
тенсивное кипение воды нарушают структуру - бетона
и вызывают появление трещин. Вредное влияние
арматуры исключается, когда она расположена па-
раллельно электродам без поперечных связей
или при нанесении на нее электроизолирующих об-
мазок.
По мере твердения бетона жидкая фаза уменьшается
и удельное сопротивление увеличивается в пять и более
раз. Для поддержания температуры на заданном уровне
надо постоянно повышать напряжение, особенно в пе-
риод изотермического прогрева. Регулируют напряжение
трансформаторами в пределах 50—100 в. В отдельных
случаях изделия прогревают при повышенных напря-
жениях 120—200 в [371.
Во время электропрогрева в изделии возникают тем-
пературные и влажностные градиенты, постоянно на-
правленные от середины к периферии. Влага мигрирует
к поверхности и испаряется. Интенсивность испарения
зависит от температуры и длительности прогрева, рас-
положения электродов и утепления бетона. Чтобы предо-
твратить пересушивание твердеющего бетона, открытые
поверхности укрывают паро- и теплоизоляционными ма-
териалами (пленками, матами, щитами и т. п.). Укры-
тие не обязательно при электропрогреве легких и ячеис-
тых бетонов, которые должны иметь пониженную влаж-
ность. Снижают теплопотери применением плотной опа-
лубки, утеплением форм, группированием их в кассеты
или пакеты.
Расчет электропрогрева начинают с составления
эскиза прогреваемых изделий, размещения арматуры
и расположения электродов. Затем выбирают тип элек-
тродов, марку цемента, состав бетона и режим тепловой
обработки. Количество тепла определяют по статьям
теплового баланса для периодов подогрева и изотермиче-
ского прогрева. Количество тепла в кдж, выделяемое
166
при прохождении электрического тока через бетон, вы-
числяют по формуле
Q = 3,6/t/T, (212)
где I — сила тока, a; U — напряжение, в; т — время, ч.
Потребляемая мощность зависит от начальной тем-
пературы и скорости подогрева бетона, а также от тем-
пературы наружного воздуха и температуры изотерми-
ческого прогрева. Существенное влияние оказывают
модуль поверхности прогреваемой конструкции, виды
опалубки, утеплителя и другие факторы.
Для расчета параметров электропрогрева (напряже-
ние, сила тока и расстановка электродов) надо знать
требуемую по теплотехническому расчету удельную
мощность для нагрева и выдерживания при заданной
температуре 1 м3 бетона [29].
Удельную мощность в квт/м3 для подогре-
ва 1 м3 бетона определяют по формуле
слт^р сл,т$Л,МТ,р
Р __ PlDlP Р __________ 6 I Ф К Ф п ,
11 ' ** 3600 ‘ 3600 2
6МП — 2Г
+ Ш-2 -°'2' <213>
где Р2, Р3 — мощность для нагрева бетона, форм
и на восполнение потерь в окружающую среду, квт/м3-,
Р4 = 0,2 — мощность, эквивалентная экзотермическому
теплу, квт/м3-, с6, — удельная теплоемкость бетона
и форм, кдж/(кг °C) (прилож., табл. 47); m®, т* —
объемная масса бетона и форм, кг/м3 (прилож., табл. 47);
р — скорость подъема температуры бетона, °С/ч; 8Ф —
средняя толщина стенок формы, м; Мп — модуль поверх-
ности конструкции, Им-, k — коэффициент теплопередачи
от бетона через форму в окружающую среду, вт!(м2 • °C),
который берем по прилож., табл. 29; tn, to.c — тем-
пература перед началом подогрева, изотермического про-
грева и окружающей среды, °C.
Количество тепла в кдж, выделяемое в период подо-
грева,
QI = 3i6P[Tl. (214)
1.67
Напряжение в вольтах, требуемое в период подо-
грева, ____
Ц = 0,53 1/^^. (215)
г т1/
Здесь pi — удельное сопротивление бетона, ом • см;
I — расстояние между электродами, см; b — расстоя-
ние между соседними разноименными электродами, см;
f — сечение изделия, по которому проходит ток, см2.
При несовпадении расчетного напряжения с имею-
щимся или предполагаемым изменяют расстояния между
электродами, время подогрева или расход тепла.
Удельная мощность, в квт/м3, требуемая в период
изотермического прогрева,
Р„ = 1,16- 10-3йМп₽в(/н-/о.с), (216)
где ₽в — коэффициент, учитывающий влияние ветра (при-
лож., табл. 23).
Расход тепла и напряжение тока для этого — вто-
рого— периода рассчитывают по формулам-, аналогич-
ным периоду' подогрева.
Удельный расход электроэнергии в квт ч!м* для
тепловой обработки бетона
Г = Р,т, + Р1Л1. (217)
Электропрогрев применяют для бетонов с удельным
сопротивлением в свежеотформованном состоянии от 150
до 2000 ом см, зависящим от объемного содержания
влаги и удельного сопротивления жидкой фазы, насы-
щенной минеральными солями и продуктами гидрата-
ции цемента. Для ориентировочных расчетов удельное
сопротивление тяжелого бетона принимают равным
900 ом • см. Для других видов бетона и бетона с добав-
ками вводят дополнительные поправочные коэффициен-
ты [29].
Удельное сопротивление керамзитобетона в ом • см
в начальной стадии твердения приближенно вычисляют
по формуле
Рк. б ~ [Ро + А (В/Ц - 0,4)] (3000 - В): 2В. (218)
Здесь р0 — удельное сопротивление жидкой фазы це-
ментного теста при В/Ц = 0,4 ом см (прилож., табл. 26);
168
В/Ц — расход воды и цемента, кг/м8; А — эмпирический
коэффициент (прилож., табл. 26).
Среднее значение удельного сопротивления в ом - см
за время разогрева
pop — 1,35рк. б- (219)
Общий расход электроэнергии колеблется в преде-
лах 50—150 кет ч/м3. Меньшие величины характерны
для летнего периода, хорошей теплоизоляции и высоко-
экзотермичных цементов.
Преимущества электропрогрева перед паро-
прогревом: меньшая стоимость, тепловой обработки бе-
тона вследствие более высокого коэффициента полезного
действия (70% вместо25% при паропрогреве); отсутствие
специальных камер и оборудования для них; низкая
стоимость теплоносителя; быстрый разогрев изделия,
прогреваемого изнутри; простота автоматизации процес-
сов контроля и управления температурными режимами,
улучшение санитарно-гигиенических условий.
Пример 47. Определить удельный расход электроэнергии
и количество тепла для электропрогрева 1 м3 бетона объемной
массой ту = 2400 кг/м3 по режиму tj + тп 4- т1П =» 3 + 6 -f- 2 ч,
при температуре изотермического прогрева «= 80 °C. Модуль
открытой поверхности изделия Мп = 8. Средняя толщина стенок
металлической формы 8ф = 0,008 м. Температура начала подогрева
и окружающей среды при безветрии tQ с = = 20 °C.
Решение. Используя выражения для каждого слагаемого
формулы (213), вычисляем удельную мощность для подогрева бетона
_ 0.84-2400-20 , 3
------------= 13,4 кат/л/З;
для нагрева формы
„ 0,46-7800.0,008.8.20 пв,
Р2 «------------------------ о,64 квт/м3}
на восполнение потерь в окружающую среду
_ 23,2.8(20 4-80 - 2 - 20) . .
Р3 ---------1000 “ 2------= 5,6 квт/м3,
а также удельную мощность, эквивалентную экзотермическому
теплу,
Pt = 0,2 квт/м3.
Суммируя полученные числа, подсчитываем удельную мощ-
ность, расходуемую в период подогрева: Рг = 13,4 4* 0>64 4-5,6—
0,2 19,44 квт/м3,
169
Количество тепла, выделяемое в период подогрева, по фор»
муле (214): Q] = 3,6 • 19,44 • 3 — 210 кдж!м'‘, а удельный расход
электроэнергии в этот период [см. формулу (217)]: = Р[Т( =
= 19,44 • 3 = 58,3 квт ч/мя.
Удельная мощность, требуемая в период изотермического про-
грева, по формуле (216): Ри = 1,16 10~3 • 23,2 • 8 1 (80 — 20) =
= 12,9 квт/м3.
Удельный расход электроэнергии в период изотермического
прогрева, исходя из формулы (217): Wп = 12,9 • 6 = 77,5 квт-ч/м3.
Количество тепла, выделяемое в период изотермического про-
грева, аналогично формуле (214): Qn = 3,6 12,9 • 6 = 279 кдж/м3.
Таким образом, удельный расход электроэнергии и количество
тепла для тепловой обработки 1 мя бетона составляют соответ-
ственно:
F = Wj 4- Wu = 58,3 + 77,5 = 135,8 квт • ч/м3;
Q = Q] QH = 210 4- 279 = 489 кдж/м3.
Пример 48. Изделие объемом Ки = 3 ж3 прогревается от
= 20 °C до /п=80°С. Расстояния между электродами и между
соседними разноименными электродами I = b = 30 см. Расчетное
сопротивление свежеотформованного бетона р, = 545,4 ом см.
Недостающие данные те же, что в примере 47. Определить напря-
жение и номинальную мощность трансформатора для электропро-
грева изделия при т]ис = 0,95.
Решение. Напряжение, требуемое в период подогрева,
согласно формуле (215),
,, „„1/210.545,4.30 . 30 „
= 0153 V -----3-..зо~зб— =89 в-
Расчетная электрическая мощность (при cos <р = 0,95)
„ Р1УИ 19,44-3 ...
=--------= кттг—тгпё = 64,6 кеа.
расч ’’Ihc cos f 0,95 0,,95
Номинальная мощность трансформатора SHOM Spa»C4
= 64,6 кеа.
По табл. 31 прилож. выбираем два трансформатора марки
ТВ-35, мощность каждого из которых равна 35 ква. SH0M = 70 кеа.
Задача 51. Определить расчетное удельное сопротивление
свежеотформованного бетона, приготовленного на портландцементе
Белгородского завода, при расходе Ц = 350 кг/м3 и В = 210л/ж3.
Температура начала подогрева = 20 °C, изотермического про-
грева = 80 °C.
Ответ: ррасч = 1060 ом • см.
170
§ 46. ЭЛЕКТРООБОГРЕВ
Электрообогрев осуществляют внешними источниками
тепла, передаваемого через промежуточную среду, кото-
рой может быть воздух, слой опилок, песка или резины,
В зависимости от этого электрообогрёв изделий выпол-
няется инфракрасными лучами или под термоактивным
слоем. Первый способ более эффективен и получил широ-
кое распространение [29].
Инфракрасные лучи представляют собой невидимые
тепловые лучи, излучаемые нагретой поверхностью твер-
дого тела. Длина волн инфракрасного излучения (0,76—
500 мк) зависит от температуры излучающей поверхно-
сти генератора. При заводском изготовлении железо-
бетонных изделий используют инфракрасные лучи, длина
волн которых не .более 6 мк, что соответствует темпера-
туре поверхности генератора до 2400° С. В качестве
источников инфракрасного излучения чаще всего исполь-
зуют электрические лампы, металлические электриче-
ские и керамические газовые излучатели.
Электрическая лампа инфракрасного из-
лучения типа Зс-З представляет собой стеклянную колбу
диаметром 175 мм и высотой 180 мм, на внутреннюю
поверхность которой нанесен слой серебра, служащий
рефлектором. Колба заполнена смесью азота и аргона.
Рабочая температура спирали из вольфрама — около
2200° С. Мощность лампы 500 вт при напряжении 220 в.
Наличие рефлектора приводит к быстрому падению ин-
тенсивности теплового потока за его пределами, что
является положительным фактором. Однако лампы прак-
тически не обладают тепловой инерцией, поэтому изме-
нение напряжения в сети сильно влияет на интенсив-
ность излучения. Так, снижение напряжения в сети
на 10% уменьшает интенсивность теплового потока
на 15—20%.
Металлические электрические и з-
лучатели — это, как правило, трубчатые эдектри-
ческие нагреватели (тэны) — тонкостенные трубки диа-
метром 6—18 мм и длиной от 200 до 3000 мм, в центре
которых помещена нихромовая или фехралевая спираль
сопротивления. Трубки выполняют из нержавеющей
стали или латуни. Изоляторами, заполняющими трубку,
служат песок, окись магния или аммония. Мощность
171
тэнов— 100 -4- 4000 вт при напряжении 220 в. В зави-
симости от мощности температура на поверхности тэнов
изменяется от 400 до 800° С. Они просты в эксплуатации,
стойки против механических и термических воздей-
ствий, имеют различную форму и служат от 5000 до
10000 ч.
Металлические стержневые излу-
чатели представляют собой трубку диаметром 12—
25 мм, покрытую слоем асбеста. На нем намотана спи-
раль из нихромовой проволоки, концы которой подклю-
чены к контактным болтам, расположенным на концах
излучателя. Длина излучателя назначается в зависи-
мости от длины изделия. Нихромовая спираль нагрева-
ется до 750—800° С. Ее можно намотать и на плоскую
основу.
К недостаткам металлических стержневых излучате-
лей можно отнести сравнительно небольшую тепловую
инерцию, вследствие чего даже кратковременные коле-
бания напряжения в сети вызывают заметные изменения
теплового потока и температуры.
' Трубчато-стержневой электрона-
греватель состоит из трубки со средней магнитной
проницаемостью р = 5000, наружным диаметром 19—
21,5 мм и толщиной стенки не менее 3 мм, в которую
вставлен стальной проводник (стержень) диаметром 8—
10 мм. Стержень от трубки электроизолирован воздухом
и шайбами из асбестового шнура, пропитанного жидким
стеклом. Нагреватели приваривают к поверхности опа-
лубки (формы). При прохождении по стержню перемен-
ного тока промышленной частоты вокруг него возникает
магнитное поле, которое, помимо нагрева самого стержня
как сопротивления, создает вихревые токи в трубке и опа-
лубке (форме), нагревая их до заданной температуры.
Аналогичен принцип действия уголково-
стержневого электронагревателя.
Он представляет собой равнобокий уголок, полками
приваренный к поверхности металлического листа опа-
лубки. В образованной таким образом полости пропущен
стальной стержень-нагреватель, электроизолированный
от уголка и опалубки.
Трубчато- и уголково-стержневыми электронагрева- -
телями можно задать любой тепловой поток, величину
которого изменяют шагом электронагревателей. При
172
этом установлено [40], что зона изменения шага b начи-
нается на расстоянии 3h от края опалубки с соблюде-
нием следующего условия: b > ЗА при b > 200 мм,
где h — толщина изделия, мм.
Величину шага определяют по графику теплопотерь
в зависимости от условий изготовления данного вида
конструкции.
Сетчатые электронагреватели при-
меняют для тепловой обработки тонкостенных конструк-
ций. Нагреватель — это тканая металлическая сетка
толщиной 1,5—2 мм, изолированная двумя слоями
стеклоткани или одним слоем асбестовой ткани. Такие
сетки можно вмонтировать в тепловые отсеки кассет,
в поддоны или в формы любого очертания. Напряжение
питания 36—40 в.
Керамические газовые излуча-
тели состоят из излучающей панели и всасывающей
камеры с соплом. Газ из сети поступает через сопло
горелки во всасывающую камеру, эжектируя воздух,
необходимый для горения. Из всасывающей камеры газ
и воздух направляются в смесительную камеру, где
происходит их окончательное перемешивание и выравни-
вание скоростного потока. Газовоздушная смесь выходит
через излучающую панель, которая представляет собой
объемную керамическую сетку, состоящую из отдельных
плиток с каналами диаметром 1—2 мм. Выходя через них,
газ сгорает без видимого пламени. Керамическая сетка
нагревается до температуры 850—950° С и становится
излучателем инфракрасных лучей. Перед керамической
иногда устанавливают нихромовую сетку, которая, на-
каляясь от поверхности керамики, увеличивает радиа-
ционную составляющую теплового потока излучателя.
Электрообогрев бетона под термоактивным слоем
применяется значительно реже, в основном при прогреве
таких тонкостенных конструкций, как балки, оболочки,
плиты и т. п. В качестве термоактивного слоя используют
опилки или токопроводящую резину (рис. 33).
Термоактивный слой опилок разме-
щают на поверхности изделия или в полостях бортов
форм. Изделия засыпают слоем опилок толщиной 50—
60 мм и укладывают электроды, на которые насыпают
второй слой опилок толщиной 100—120 мм. Расстояние
между электродами принимают в зависимости от величины
173
Рис. 33. Схема устройства для
электрообогрева бетона под термо-
активным слоем:
1 — изолирующий слой резины; 2 — токо-
проводящий слой резины; 3 — металли-
ческие электроды.
ма температуры регулируют
подводимого напряжения. Смежные электроды подклю-
чают к разным фазам электросети. Для обеспечения нуж-
ной электропроводности опилки увлажняют 3—5%-ным
раствором поваренной соли. Тепло через термоактивный
слой передается изделию.
Токопроводящая резина состоит из
трех слоев общей толщиной 3 мм. Наружные слои тол-
щиной по 0,5 мм выполняют роль изоляторов, внутрен-
ний — толщиной 2 мм — токопроводящий, и в нем на
расстоянии 200 мм один
от другого запрессова-
ны полосовые электро-
ды. Электропроводность
' внутреннего слоя обес-
печивается подбором
определенного состава
сажевого наполните-
ля — проводника элек-
тротока. Токопроводя-
щей резиной можно на-
крывать изделия сверху
или наклеивать ее на
металлические формы
изнутри или снаружи.
Предельная температу-
ра нагрева 90—95° С,
иначе резина деформи-
руется. Скорость подъе-
изменением напряжения
на электродах.
При электрообогреве изделия укрывают влагонепро-
ницаемыми пленками, щитами и различными утеплите-
лями. Расход электроэнергии — ЮО-т-150 кет . ч/м8.
Электрообогрев внешними источниками тепла менее
эффективен, чем электропрогрев, и потому применяется
значительно реже. Используют его в основном для про-
грева тонкостенных железобетонных конструкций, когда
электропрогрев нецелесообразен из-за сложности уста-
новки электродов или опасности пересушивания бетона
конструкций с модулем поверхности Мп >20. Электро-
обогрев наиболее эффективен при тепловой обработке
конструкций замкнутого профиля и при толщине стенок
не более 15 см (трубчатые и коробчатые изделия).
174
Конструкции большей толщины обогревают с двух
сторон.
Рассчитывают нагревательные элементы в соответ-
ствии с требуемой мощностью, определенной теплотех-
ническим расчетом, по тем же формулам, что и в случае
электропрогрева [26], [29]. При этом коэффициент тепло-
отдачи а проволоки нагревательных элементов прини-
мают по табл.. 7.
Таблица 7. Значения коэффициента теплоотдачи а [26]
Диаметр проволоки, мм Температура накала, °C
100 200 400 600 800 1000 •
0,4 69 75 95 113 154 214
0,6 55 64 82 136 192
0,8 50 57 72 126 172
1 48 53 68 88 122 166
1,2 45 49 61 82 118 160
1,5 40 45 57 77 114 152
2 38 42 53 72 106 143
2,5 36 40 49 69 100 140
3 36 39 49 67 96 139
4 Ф 39 49 65 91 138
После назначения требуемой мощности для выбора
типа и количества нагревательных элементов определяют
(на примере кассетной установки) следующие параметры.
1. Расчетная мощность в квт на один тепловой отсек
кассеты
Ротс = Р,: Потс, (220)
где Р, — мощность, требуемая для нагрева изделий в
кассете, квт-, пта — количество отсеков кассеты, шт.
2. Мощность в квт, приходящаяся на одну фазу,
РФ = Р1:3. (221)
3. Сила тока в а в одной фазе
/ф= 1000Рф:1/ф. (222)
4. Сила тока в а на один элемент
/н. э — h'm, , (223)
где т — количество элементов, шт.
175
5. Сопротивление в омах спирали нагревательного
элемента
^н.э = ^ф/(т/н.э). (224)
6. Сечение проволоки-сопротивления в мм2
S == /н. э: рад, (225)
где р20 — допускаемая плотность тока для проволоки
(прилож., табл. 25).
7. Длина проволоки нагревательного элемента в м
I =• /?н. 9S : рраб, (226)
где рраб — удельное сопротивление нагревателя при рабо-
чей температуре, ом! {мм2 • м), вычисляемое по формуле
Рраб = р2о[1 +^Р-20Ц. ' (227)
Здесь р20 — удельное сопротивление проволоки
при температуре 20° С, ом/(мм2 • .и); — тем-
пературный коэффициент; /р — рабочая темпе-
ратура нагревательного элемента, °C. (Все
три параметра берут по прилож., табл. 25).
При конструировании цилиндрических спиралей на-
ходят шаг спирали, Лсп = md, т. е. расстояние между
смежными витками, принимая m = 2-i-4, и определяют
средний диаметр спирали в мм
Den = kd. (228)
Если проволока навивается на сердечник диаметром Dc,
средний диаметр спирали
Dcn = Dc + 2d. (229)
Длина спирали
Lcn = m/(it£). (230)
Отдача тепла спиралями воздуху зависит от их рас-
положения в нагревательном приборе. Поверхность
спирали F в м2 подсчитывают по формуле
F =» dip : 1000. (231)
В формулах (228)—(231): k = 6 -ь 8 —коэффициент
сердечника для нихрома; k = 4 -т- 6 — то же, для фех-
рали и стали; d — диаметр проволоки, мм\ Г— длина
проволоки, м; р — коэффициент, зависящий от харак-
176
тера расположения проволоки в нагревателе. Для сво-
бодно расположенной натянутой проволоки р, = 1; для
проводников цилиндрической формы (свободно висящих
спиралей) ц = 0,8; для проволоки, навитой на изолиро-
ванный держатель (трубу), р = 0,6.
Для периода изотермического прогрева нагреватель-
ные элементы рассчитывают аналогично периоду подо-
грева и по тем же формулам.
Недостаточное количество исследований в области
тепловой обработки бетона лучистой энергией и совре-
менных конструкций излучателей тормозит практическое
их применение. Однако электрообогрев бетона внешними
источниками тепла надо внедрять более широко, так
как по сравнению с паропрогревом он имеет неоспо-
римые технико-экономические преимущества,
а именно: позволяет полностью автоматизировать про-
цесс тепловой обработки изделий и обходиться без паро-
силового хозяйства; сокращает удельный расход тепла;
снижает стоимость тепловой обработки изделий на
15—18% и улучшает культуру производства.
Пример <9. Для электрообогрева изделий в шестиотсечной
кассетной установке требуется мощность Р; = 400 кет. Диаметр
константановой проволоки-сопротивления dn «= 3 мм. Определить
нужную длину нагревательного элемента при Уф» 110 в.
Решение. Расчетная мощность на один тепловой отсек по
формуле (220): Ротс = 400 : 6 = 66,6 кет.
Мощность, приходящаяся на одну фазу, по формуле (221):
<Рф = 66,6 : 3 = 22,2 кет.
По формуле (222) вычисляем силу тока в одной фазе: /ф =
— 22,2 • 1000 : 110 = 202 а и по формуле (224) — сопротивление
спиралей нагревательных элементов:
Рн э= 110:202 = 0,56 ом.
' !
Сечение проволоки-сопротивления
Найдя по табл. 25 прилож. р20 = 0,49 ом/(мм* м)\ р »
= 0,00005 и /раб = 500° С, в числяем по формуле (227) удельное
сопротивление нагревателя при рабочей температуре
Рраб = °>49 I1 + 0,00005 (500 - 20)] = 0,5 ом/(мм* м)
177
и, согласно формуле (226), длину проволоки нагревательного эле-
мента
I = 0,55 • 7,06:0,5 = 7,8 м.
Пример 50. Проволока диаметром d «= 3 мм нагревательного
элемента навивается на сердечник Dc — 15 мм, изолированный
асбестом 6 = 2 мм. Определить длину спирали нагревательного
элемента.
Решение. Для конструирования нагревательного элемента
принимаем шаг спирали т = 4. Тогда расстояние между смеж-
ными витками ftcn = md = 4 3 = 12 мм.
Средний диаметр спирали Осп — Dc + 2 (d + 6) — 15 + 2 (3 +
-[- 2) = 25 мм.
Коэффициент сердечника k = Dcn : d — 25 : 3 = 8,3.
Длина спирали нагревательного элемента Гсп = т/(лй) =
= 4/ (3,14- 8,3) = 0,14 м.
Задача 52. Определить поверхность цилиндрической спирали
нагревателя для навивки на сердечник Da = 10 мм проволоки
d = 0,6 мм при шаге спирали т = 6.
Ответ: F = 36 • 10~в м\
§ 47. ЭЛЕКТРОМАГНИТНАЯ ОБРАБОТКА
Этот вид обработки основан на создании высокочас-
тотного электрического поля в свежеотформованном
бетоне, представляющем собой полупроводник. Тепло-
вая энергия выделяется в результате диэлектрических
потерь. Температура повышается равномерно по всему
сечению изделия. Однако на распределение температуры
в изделии влияет арматура, которая в электрическом поле
высокой частоты не нагревается, выполняя роль экрана.
Магнитное поле создается электродами, одним из
которых служит металлическая форма, а вторым — ме-
таллическая пластина, постепенно приближающаяся
к поверхности свежеотформованного изделия. Расход
электроэнергии при этом достигает 100 квт ч/м\-
По данным исследований [33], электромагнитная
обработка ускоряет процесс структурообразования бе-
тона более чем в 100 раз по сравнению с обычной техно-
логией.
При использовании синтетических полимерных вяжу-
щих кинетика процесса твердения бетона изменяется.
Высокочастотное поле способствует быстрой полимери-
зации или поликонденсации термореактивных смол,
178
вследствие чего процесс твердения ускоряется прибли-
зительно в 30 раз [42], а расход электроэнергии снижа-
ется до 35—40 кет • ч/м3.
В НИИ тепло- и массообмена АН БССР разработан
способ тепловой обработки железобетонных изделий
в электромагнитном поле тока промышленной частоты
(рис. 34). Изделия в ферромагнитных формах помещают
в переменное электромагнитное поле индуктора. Формы
Рис. 34. Схема тепловой обработки же-
лезобетонных изделий в электромагнит-
ном поле тока промышленной частоты:
1 — железобетонные изделия; 2 — металлические
формы; 3 — электромагнитная обмотка.
и арматура нагреваются в результате перемагничивания
и вихревых токов. Тепло генерируется без непосред-
ственного контакта токоведущих частей с бетоном и пе-
редается массе бетона теплопроводностью без промежу-
точных термических сопротивлений. Равномерность рас-
пределения температуры по толщине изделия достигается
выделением тепла изнутри бетона (арматурой) и снаружи
(формами). Параметры режима регулируют, изменяя на-
пряженность магнитного поля переключением электро-
магнитных обмоток по определенным схемам без приме-
нения дополнительных автотрансформаторов. Энергия
подводится от сети 220/380 в с частотой 50 гц.
При электромагнитной обработке температура по-
верхности изделия всегда ниже, чем внутренних слоев.
179
Влага мигрирует от центра к периферии, что снижает
остаточную влажность изделий.
Пре' имущества электромагнитной обработки
бетона: ускорение процесса твердения бетона; одновре-
менное и равномерное повышение температуры по сече-
нию изделия; возможность нагрева без непосредствен-
ного контакта токонесущих электродов со свежеотформо-
ванными изделиями и автоматизации процесса тепловой
обработки.
К недостаткам этого метода можно отнести
неравномерный разогрев изделий, насыщенных армату-
рой, и сложность аппаратуры.
Глава VI. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ
УСТАНОВОК НЕПРЕРЫВНОГО
ДЕЙСТВИЯ
§ 48. ТУННЕЛЬНЫЕ КАМЕРЫ ГОРИЗОНТАЛЬНОГО
ТИПА
Эти камеры представляют собой туннель, где непре-
рывно или периодически передвигаются вагонетки с изде-
лиями, которые загружаются подъемниками с одного
торца, а выгружаются снижателями с противополож-
ного. Подъемники оборудованы толкателями для подачи1
вагонеток в камеру, перемещения их по камере и выдачи
на снижатель.
Ограждения камер выполняют из кирпича
и железобетона. Торцы закрывают гибкими шторами:
брезентовыми, резиновыми, эластиковыми и др. Длина
камер горизонтального типа — от 73 до 127,5; высота —
0,6-ь7; ширина — 2,54-5,5 м. По длине камеры разде-
лены на стационарные зоны: подогрева, изотермического
прогрева и охлаждения. В каждой зоне постоянно под-
держиваются требуемые температурно-влажностные усло-
вия. Зоны отделены одна от другой воздушными
завесами, которые устанавливаются и на торцах
камер. Назначение воздушных завес: предотвращать
переход паровоздушной смеси из одной зоны в другую
и выход смеси в цех или засасывание в камеру холодного
воздуха из цеха.
180
В многоярусных камерах вагонетки переме-
щаются по рельсовым путям на нескольких ярусах,
а в одноярусных — по одному горизонтальному
рельсовом'у пути. Многоярусные камеры бывают трех—
шестиярусными. Трех- и четырехъярусные камеры обычно
одноэтажные, т. е. выполнены в виде одного общего тун-
А-А
Рис. 35. Пропарочная камера непрерывного действия:
I — зона предварительного выдерживания; II — зона подогрева; III — зона
изотермического выдерживания; IV — зона охлаждения; V — зона действия
снижателя; VI — пространство для установки калориферов, вентиляторов и
разводящих устройств; VII — зона действия подъемников; / — короба торцо-
вых воздушных завес; 2 — короба межзонных воздушных завес; 3 — перекры-
тие камеры; 4 — то же, цеха; 5 — камеры для узких конвейеров; 6, 7, 8 —
рельсы; 9 — камеры для широких конвейеров.
неля, не имеющего диафрагм по высоте. Каждый ярус
отделен от другого тол ько составом вагонеток с изде-
лиями. Пяти- и шести ярусные камеры выполняют двух-
этажными-. пятиярусные оборудованы одной железо-
бетонной диафрагмой между вторым и третьими ярусами,
а шестиярусные — между третьим и четвертым. На каж-
дом ярусе установлены рельсовые пути. На заводах сбор-
ного железобетона наиболее распространены трех- и
четырехъярусные одноэтажные камеры.
181
Многоярусные камеры. Рассмотрим наиболее рас-
пространенные трехъярусные туннельные ка-
меры непрерывного действия, разрабо-
танные в НИИ железобетона (рис. 35). Длина ее 127,4;
ширина 5,5; высота 3,3 м. По длине камера разделена
тепловыми воздушными завесами на три зоны.
Середина зоны подогрева оборудована воздухозабор-
ным устройством, расположенным по бокам камеры,
которое засасывает горячий воздух и подает его в начало
и конец зоны подогрева, а также в воздушные завесы.
По пути движения воздух подогревается в калориферах
до ПО—115° С и подается в камеру через короба равно-
мерной раздачи. Короба установлены на расстоянии
7,5 м от входа и 0,45 м от конца зоны подогрева. Темпе-*
ратура изделий в начале зоны поднимается до 35° С, т. е.
изделия предварительно выдерживаются, а в конце — до
80-т-90° С.
Из зоны подогрева воздух отсасывается и подается
в четыре воздушные завесы: две в торцах камеры и две
на границах зоны изотермического прогрева. Воздух,
подаваемый в первые три воздушные завесы (считая со
стороны загрузки), предварительно подогревается в ка-
лориферах, а подаваемый в четвертую завесу, проходя
через такой же калорифер, подогревает в нем воду, кото-
рая поступает в зону охлаждения и через перфорирован-
ные трубы-разбрызгиватели увлажняет остывающие изде-
лия. Нагретый и увлажненный воздух из зоны охлажде-
ния вновь поступает в зону подогрева или выбрасывается
в атмосферу.
В зоне охлаждения (на расстоянии 15 м от торца со
стороны снижателя) на уровне вагонеток первого яруса
установлен воздухозаборник. Засасываемый им холодный
воздух подогревается в калорифере до 90—110° С и по-
ступает в камеру через короба равномерной раздачи,
установленные на расстоянии 26 м от того же торца.
' Объем воздуха, циркулирующего в камере, состав-
ляет . 47000 м3. Воздух в калориферах подогревается
глухим паром. Конденсат от каждого калорифера по
общему конденсатопроводу поступает в котельную.
Пар подается в камеру по системе регистров и перфо-
рированных труб. Схема теплоснабжения приведена
на рис. 36. Регистры расположены на полу камеры и за-
нимают почти всю ее длину, за исключением участка
182
в зоне охлаждения длиной 20 м от торца со стороны сни-
жателя. Всего в камере 36 регистров (18 пар), сгруппи-
рованных в три группы по 12 шт. Каждый из регистров
состоит из 15 труб диаметром 3 дюйма и длиной 5 м.
Эти трубы подсоединены к коллектору диаметром
4 дюйма. Из общего паропровода пар поступает в ре-
гистры всех камер. Каждая группа регистров имеет свой
конденсатопровод с подпорной шайбой. Все три конден-
сатопровода выходят к торцу камеры со стороны подъем-
ника, где объединяются в один, на котором установлен
конденсационный горшок.
Рис. 36. Схема теплоснабжения трехъярусной ка-
меры:
/ — магистральный паропровод; 2 — конденсатопроводы;
3 — калориферы; 4 — паропроводы острого пара; 5 — реги-
стры глухого пара.
Острый пар подается только в начало зоны подогрева
и в конец зоны изотермического прогрева. В обоих слу-
чаях перфорированные трубы расположены вблизи воз-
душных завес. Пар интенсивно перемешивается с горя-
чим воздухом и равномерно распределяется внутри
камеры.
К преимуществам многоярусных туннель-
ных камер можно отнести экономию производственной
площади, одинаковый срок обработки и темп передвиже-
ния изделий на каждом ярусе.
Основной недостаток: большие потери тепла
через торцы и разность температур и относительной влаж-
ности среды по ярусам. Эти недостатки привели к необ-
ходимости разделения ярусов сплошными горизонталь-
183
ними перегородками на одноярусные щели [41] и строи-
тельству туннельных камер горизонтального типа не-
большой высоты, так называемых щелевых.
В одноярусных — щелевых — камерах высота входа
намного (в 4—6 раз) меньше ширины. Располагают их
на полу цеха или заглубляют в грунт. В последнем слу-
чае на перекрытии камеры находится формовочное обо-
рудование. Теплоносителем служит пар или электро-
энергия. Типы щелевых камер разнообразны.
Щелевая камера с паронагревом
представляет собой туннель длиной 127,3; шириной
Рис. 37. Схема пароснабжения щелевой
камеры:
/ — магистральный трубопровод; 2 — паровые сто-
яки.
4,9 и высотой 1,17 м. Изделия в формах-вагонетках,
которых в камере одновременно помещается 17 шт,,
перемещаются по рельсовому пути. По длине камера раз-
делена на три стационарные зоны: подогрева (длиной
24 м), изотермического прогрева (68 м) и охлаждения
(35 м). Торцы камеры закрыты механическими шторами.
Схема пароснабжения приведена на рис. 37.
В щелевых камерах с электро об о-
г р е в о м (рис. 38), оборудованных тэнами, подвер-
гают тепловой обработке керамзитобетонные изделия.
Камера представляет собой заглубленный в грунт тун-
нель длиной 92,8; шириной 7,54 и высотой 1 м в свету.
Снижатель опускает форму-вагонетку со свежеотформо-
ванным изделием до уровня рельсов камеры. Толкатель
снижателя заталкивает ее в камеру, передвигая при этом
весь поезд, соответствующий длине камеры, и вытал-
кивает на подъемник очередную форму-вагонетку
184
из противоположного торца. Подъемник поднимает
и толкателем выталкивает вагонетку с изделием на
перекрытие камеры.
Изделия в камере последовательно проходят зоны
подогрева, изотермического прогрева и охлаждения.
Длину каждой зоны регулируют включением или вы-
ключением нужного количества блоков тэнов, располо-
I-I
Рис. 38. Схема щелевой камеры с электрообогревом:
1 — стол-снижатель; 2 •— перекрытие камеры; 3 — колея конвейера; 4 — ваго-
нетки с изделиями; 5 — стол-подъемник; 6 — тэны; 7 — пол камеры; 8 — вы-
тяжная вентиляционная система; 9 — рециркуляционная система.
женных на полу камеры между рельсами. Всего в камере
12 блоков. Они размещены на расстоянии 5,5 м от за-
грузочного торца и 19 м ог торца со стороны выдачи.
Тэны подсоединены к сети напряжением 380 в и имеют
суммарную мощность 1000 квт. Расход электроэнергии
достигает 100 квт • ч/м3.
Щелевые камеры прокатных ста-
нов имеют длину около 60 м. Изделия' в них укрывают
резиновой или стальной лентой, натянутой на барабаны.
Во время работы стана лента перемещается в результате
185-
сцепления с поверхностью изделий. В станах БПС-6
стальная лента прижимается к поверхности изделия
металлическими валками. Давление достигает 4—5 кн/м?
и регулируется гидроцилиндрами, расположенными по
обе стороны ленты. Пригружают изделия только в на-
чале зоны тепловой обработки. Это повышает эффектив-
ность прогрева и предохраняет поверхность бетона от
вспучивания.
Прогревается бетон снизу контактным способом от
формующей ленты, под которую через поперечные кол-
лекторы, имеющие по четыре патрубка, подается острый
пар (температура 100—110° С). Распределение пара
между патрубками регулируют вентилями. Через 30—
40 мин в бетоне устанавливается максимальная темпе-
ратура 95—98° С, сохраняющаяся до конца тепловой обра-
ботки, длительность которой составляет 2 ч для изделий
из тяжелого бетона и 4 ч — из легкого. Скорость форму-
ющей ленты в первом случае 30, во втором — 15 м/ч.
Применение подогретых бетонных смесей позволяет
сократить цикл тепловой обработки до 1,5 ч для тяжелого
бетона и до 3 ч для керамзитового. При этом скорость
формующей ленты в первом случае равна 40 м/ч, а во
втором — 30 м/ч [33].
Для устойчивой тепловой обработки бетона на стане
требуется постоянное давление пара, что обеспечивает
заданную продолжительность нагрева и ликвидирует
излишние потери тепла. С этой целью на каждом патрубке
устанавливают дроссельную диафрагму вместо вентиля,
так как с помощью последнего трудно обеспечить равно-
мерное распределение пара.
К недостаткам многоярусных и щелевых
камер можно отнести сложность подачи кондициониро-
ванной паровоздушной смеси; необходимость нижнего
подогрева камер глухим паром для устранения недо-
грева изделий, расположенных внизу; недостаточную
защиту торцовых проемов камер от выброса греющей
среды вверху и засоса холодного цехового воздуха снизу,
что увеличивает затраты тепла. К тому же тепло осты-
вающей продукции практически не используется, что
увеличивает и без того высокий удельный расход тепло-
носителя .
Из сказанного следует, что конструкция щелевых
и многоярусных горизонтальных камер туннельного типа
186
требует усовершенствования, чтобы удельные расходы
тепла на единицу продукции были сведены к мини-
муму.
В известной мере этим требованиям удовлетворяют
предложенная сотрудниками Киевского инженерно-
строительного института высокоэкономичная 'пропароч-
ная камера непрерывного действия (ВЭПК-0) и туннель-
ная камера полигонального очертания Е. В. Тихоми-
рова и др. [41].
В высокоэкономичной пропароч-
ной камере непрерывного действия теплом, выде-
ляемым остывающей продукцией, нагреваются посту-
пающие изделия, для чего один из торцов камеры выпол-
нен глухим. В зависимости от производительности ка-
мера имеет длину 20—120; ширину в свету около 3,5
и высоту 1,3—1,5 м. Изделия перемещаются на ваго-
нетках по рельсовому пути, расположенному на пер-
вом и втором ярусах: поступающие изделия проходят
весь туннель по верхнему ярусу, в глухом торце опус-
каются снижателем на нижний ярус и возвращаются
к открывающемуся торцу. Остывающие (горячие) изде-
лия перемещаются под поступающими (холодными),
что обеспечивает интенсивную теплоотдачу. Для усиле-
ния конвективного теплообмена по длине зоны нагрева-
охлаждения установлены циркуляционные вентиляторы.
Зона изотермического прогрева расположена в глу-
хом торце камеры. Здесь установлен паровой коллектор
с соплами для подачи острого пара. Малая высота этой
зоны и глухой торец способствуют созданию чисто паро-
вой среды с высокими показателями теплообмена.
Зоны разделены воздушной завесой. Избыток пара,
перетекающий из зоны изотермии в зону нагрева-охлаж-
дения, сразу устремляется кверху, к холодным изделиям
и конденсируется на них. Это ускоряет нагрев изделий
и не позволяет пару уходить через открывающийся
торец. По расчету расход пара составляет 50 кг!м9.
Эти камеры можно устраивать и вне цеха. Тогда
в цехе находится только загрузочно-разгрузочный торец,
остальная часть заглублена в землю и по ее перекрытию
может перемещаться транспорт. Ограждения выполняют
из сборных конструкций. Во избежание выбросов горя-
чей среды на торце камеры установлены герметический
затвор и воздушные завесы. При необходимости камера
187
может быть оборудована электрическими нагреватель-
ными приборами.
В туннельных камерах полиго-
нального очертания (рис. 39) зоны подогрева
и охлаждения выполнены наклонно, а зона изотермиче-
ского прогрева — горизонтально. Трапециевидный про-
филь камеры обеспечивает устойчивый температурно-
75000
г
Рис. 39. Туннельные камеры полигонального очертания:
а — подземная с загрузочным спуском и выгрузочным подъемом; б — подзем-
ная сзагрузочно-выгрузочными приямками; в —напольная внутри цеха; г —•
напольная вне цеха; 1 — загрузочное устройство; 2 — зона подогрева; 3 —зона
изотермического прогрева; 4 — зона охлаждения; 5 выгрузочное устрой-
ство; пост формования изделий; 7 формы-вагонетки.
188
влажностный режим по длине зоны изотермического про-
грева (температура 92—97° С и относительная влаж-
ность 95—97%). Расход пара составляет 100—150 кг!м3.
Формы с изделиями перемещаются вдоль камеры по рель-
совому пути тянущим механизмом, расположенным со
стороны выгрузки. Перепад по высоте от начала зоны
подогрева до верха зоны изотермического прогрева
составляет 1,3 ж. Общая длина камер 75—100, а полез-
ная длина — 65 м.
Камеры полигонального очертания могут быть под-
земными и напольными. Подземные камеры размещают
ниже (до 2 ж) уровня пола. Изделия загружают и выгру-
жают подъемниками-снижателями или мостовыми кра-
нами. Напольные камеры размещают выше отметки пола,
на уровне которого расположен пост формовки. Загру-
жаются и выгружаются изделия без участия мостового
крана. Подземные и напольные камеры конструируют
как внутри, так и за пределами цеха.
Преимущества горизонтальных камер тун-
нельного типа: возможность механизации и автоматиза-
ции тепловой обработки изделий; пониженный расход
тепла вследствие однократного нагрева ограждающих
конструкций и использования тепла охлаждающихся
изделий; высокий коэффициент использования оборудо-
вания.
Однако туннельные камеры дороги и занимают боль-
шие производственные площади.
Расчет камер непрерывного действия заключается
в определении их геометрических размеров и количества
тепла для создания требуемых температурно-влажност-
ных параметров среды.
Последовательность определения геомет-
рических размеров камеры такова.
Количество изделий в шт., размещаемых в камере,
Пт, о 'L— ^ГчТц, (232)
где G4 — производительность технологической линии,
шт!ч.
Рабочая длина камеры в м
Lk “ ^Т, о/ф/Мя, (233)
где пя = 1 ч- 4 — число ярусов, шт.; /ф — длина формы-
вагонетки, м.
189
Высота камеры
Нц. = пл (Л.ф hi) 4* h2 4* (234)
где йф — высота формы-вагонетки с изделиями, м\
ht — 0,15-т-0,25 м — свободный промежуток по высоте
камеры между формами-вагонетками; йа = 0,1-т-0,3 м —
расстояние от пола камеры до рельсового пути нижнего
яруса; 1г3 = 0,15 -т- 0,2 м — расстояние от поверхности
изделия верхнего яруса до потолка камеры.
Ширина камеры в м
Д< = 6ф + 2ЬЪ (235)
где Ьф — ширина формы-вагонетки, м; Ьг = 0,15 -ь
-ь 0,25 м — расстояние между стенкой камеры й формой-
вагонеткой.
По нормам технологического проектирования опре-
деляют продолжительность тепловой обработки изделий
в зонах подогрева, изотермического прогрева и охлажде-
ния (см. гл. IV) и, в соответствии с этим, находят длину
каждой зоны.
Длина зоны подогрева в м
= Акт, : тц. (236)
Длина зоны изотермического прогрева в м
Lu = £ктп : Тц. (237)
Длина зоны охлаждения в м
Lni~ (238)
Требуемый объем камер на годовую программу в м3
= (239)
где /?ср— ритм конвейера или цикл формования изде-
лия, ч; Уи— объем одного изделия, м3.
Требуемое количество камер в шт.:
«К = S Ук : Ук, (240)
где Ук— объем одной камеры, м3.
Теплотехнический расчет камер не-
прерывного действия ведут позонно. Перед расчетом
190
тепловик балансов зон рекомендуется составить предва-
рительный тепловой баланс установки в целом по ее
контуру, что облегчает подбор величин в позонных
балансах. Передаваемые из зоны в зону тепловые потоки
учитывают соответственно в приходных или расходных
статьях теплового баланса зон. Отдельные статьи баланса
рассчитывают, как и для камер периодического действия.
При составлении теплового баланса массу материалов
принимают неизменной, независимо от возможной кон-
денсации на них воды. Теплотехнический расчет произ-
водят по методу последовательных приближений. Обычно
задаются количеством циркулирующего воздуха, кото-
рый может обеспечить выравнивание температур по вы-
соте камеры, и. его теплосодержанием в начале зоны.
Далее определяют количество регистров, по которым
проходит глухой пар, и количество острого пара для
догрева изделий до температуры изотермического про-
грева.
Варианты теплотехнического расчета горизон-
тальных камер туннельного типа
приведены в примерах 51 и 52.
Пример 51. Годовая производительность конвейерной техно-
логической линии по выпуску плит перекрытий типа П объемом
Уб = 2,76 м3 каждая 6'год = 50000 м3. Годовой фонд времени
работы цеха Вр = 3952 ч. Режим тепловой обработки изделий
тц =. Tj + тп + тш = 3 6 + 2 ч при температуре, изотермии
/п=±80°С. Расход материалов на 1 л3 бетона: портландцемента
марки 400 Ц = 350 кг; В = 180 л; 3 = 1898 кг; А = 72 кг. Объем-
ная масса бетона т® = 2500 кг/м3. Масса форм-вагонеток разме-
ром /ф X &ф X Лф = 7,47 х 4,7 X 0,527 м Оф = 7500 кг.
В зоне подогрева расположены 12 регистров, в зоне изотер-
мического прогрева—24 регистра, состоящие из 15 труб каждый.
Диаметр трубы dTp = 73,5 мм, длина /тр = 5 м. В конце зон
подогрева и изотермического прогрева установлено по одной попе-
речной трубе с 24 отверстиями диаметром d0 = 3 мм для подачи
острого пара. Давление пара в регистрах р = 0,3 Мн/м2. Коэф-
фициенты: теплопередачи регистров &рег = 1,67 вт/(м2 • °C), теп-
лоотдачи от среды камеры стенам оц = 139 вт/(м2 • °C) и от стен
в среду цеха а2 = 23,2 вт/(м2 °C).
Наружные стены камеры — железобетонные толщиной Вст =
= 0,4 м. Потолок состоит из бетонной плиты Вб = 0,035 м, шла-
ковой засыпки Вшл = 0,25 м и цементной Стяжки 8Ц с = 0,02 м.
Пол железобетонный 8пад = 0,14 м по шлаковой подготовке В^л=
191
0,25 м. Определить геометрические параметры камеры и расход
тепла на подогрев воздуха, поступающего в камеру из калори-
феров.
Решение.
Геометрические параметры камеры
Количество изделий, размещаемых в камере,
^год 50000 ,. ,
3952 11 -= 140 шт-
Приняв пя = 3, по формуле (233) вычисляем рабочую длину
камеры
LK » 7,47 • 140: 3 =» 349 м > 127,5 м, где, как известно,
127,5 м — длина одной камеры.
Количество камер по аналогии с формулой (240)
пк = 349: 127,5 = 2,74 шт. (Принимаем пк = 3 шт.).
Высота и ширина камеры, согласно формулам (234) и (236)!
Нк — 3 (0,527 4- 0,2) + 0,2 + 0,2 — 0,2 = 2,38 л. (Принимаем
Нк = 2,4 л);
В„ = 4,7 2 • 0,25 = 5 м.
По формулам (236), (237) и (238), подставляя в них значение
LK из формулы (233), подсчитываем:
длину зоны подогрева
£] = У А 7,47 = 34,6 м. (Принимаем — 38 м, кратную длине
4юрмы-вагонетки и с учетом размещения воздушных завес)!
длину зоны изотермического прогрева
С| к
L —yy 7,47 = 69,3 м. (Принимаем 711 = 67 м)
* oil
и длину зоны охлаждения
К! о
£1П = 7,47 — 23,1 м. (Принимаем LIn = 22,5 м).
oil
Теплотехнический расчет камеры
Материальный баланс
Ритм выпуска; по изделиям пи = = ^395^ ~ 4>® шт/ч1
по бетону V6 = Ки«и » 2,75 • 4,3 = 11,8 л8/ч.
Приход материалов, кг/ч
Цемент 0ц = ЦКб = 350 11,8 = 4139
Вода Oe - ВУ6 = 180 • 11,8 = 2129
192
Заполнители G3 = 3V6 = 1898- 11,8 = 22444
Арматура Ga = AV6 = 72 • 11,8 = 851,4
Формы-вагонетки О1ф = Офми = 7500 • 4,3 = 32250
Расход материалов, кг/ч
Вода испарения (1% массы бетона) Ft- = 0,01 V6mp = 0,01 X
X 11,8 X 2500 = 284.
Оставшаяся вода GB = GB — Wi = 2129 — 284 = 1845.
Масра остальных материалов на протяжении всего цикла теп-
ловой обработки не изменяется.
Период подогрева
1. Приход тепла, кдж/ч
1-1. Тепло сухой части бетона Q]c S3 (Оц+ 00^! = (4139 +
+ 22444) 0,84 • 20 = 426 580.
Здесь и далее теплоемкость материалов находим по прилож.,
табл. 47, 49.
1-2. Тепло воды затворения Q1B = GBcB^ = 2129 4,2 • 20 =
= 178 370.
1-3. Тепло арматуры и закладных деталей Qla = Gacatj =
= 851,4-0,46.20 = 8250.
1-4. Тепло форм-вагонеток <?1ф = Офсф^ = 32250 • 0,46 20 =
= 397 000.
1-5. Тепло экзотермии цемента Q13 = 0,0023 Q328 (В/Ц)0,44 X
X (I_I|t1Gu =0,0023 • 420 • 0,74 50 3 4139 = 442 980.
[Здесь <?э28 и (В/Ц)0,44 взяты в прилож., табл. 27 и 28,
a tj = 0,5 (f, + /п) = 0,5 (20 + 80) = 50° С].
1-6. Тепло, выбивающееся в зону подогрева из зоны изо-
термического прогрева, вычисляют по формуле Qj выб =
= 19700 Д/°’% У7ГК.
Учитывая, что в зоне подогрева изделия прогреваются до
температуры изотермии, принимаем Д/ = 1 и, подставляя число-
вые величины, получаем QBblC = 19700 1 • 5 • 2,4 ]/2,4 = 367 000.
1-7. Тепло, отдаваемое поверхностью регистров, Qj рег *='
“* 3’6/Т рег&рег ({п ~
В этой формуле:
Ft рег = л</тр 2 1-гр = 3>14 °-0735 180 • 5 = 207,7 л2;
fepep = 1,67 вт/(м2 • °Q; tn = 143° С (прилож., табл. 50).
Таким образом, Q, рег = 3,6 . 207,7 • 1,67 (143 - 50) = 116 200.
1-8. Тепло острого пара Qln = Gn (in — if_ц), где Gn =
= Gkp2/o-
7 6-261
193
Здесь расход насыщенного пара GKp 1,66 кг/(ч • мм2) (см.
пример 15); суммарное сечение отверстий для пропуска острого
пара У fo = по = •3 24 = 170 мм2; in = 2730 кдж/кг,
a ij_n = 232,5 кдж/кг (прилож., табл. 48, 50).
Следовательно, Qln = 1,66 • 170 (2730 — 232,5) = 699 160.
1-9. Тепло воздуха, поступающего в камеру из калорифера,
<21 кал = ^кал I1 1 )•
Суммарный приход тепла в период подогрева
Ж прих <?1с + «Гв "Ь ^1а + ^1ф Ч~ Ql эка Н" ^выб 4* per “Ь
+ Qln + Qi кал = 426 580 + 178 370 + 8250 + 397 000 + 442 980 +
+ 367 000+ 116 200 + 699 160 + Q, кал = 2 635 540 + Qj кал.
//. Расход тепла, кдж/ч
11-1. Тепло сухой части изделий <?11с = (03 + 0ц)^п =
= (22444 + 4139) 0,84 • 80 = 1 706 300.
11-2. Тепло на испарение части воды затворения <?исп =
= Ft(2493+ 1,97/I_I1) = 284(2493 —1,97 -50)=680040.
П-З. Тепло воды, оставшейся в бетоне к концу периода подо-
грева, QIlB = = 1845 • 4,2 80 = 619920.
11-4. Тепло арматуры и закладных деталей QIIa = Gaca/H =
= 851,4 -0,46 -80 = 31400.
П-5. Тепло форм-вагонеток <2цф = ОфСф/п = 32250 0,46 X
X 80 = 1 189 000.
' П-6. Тепло смеси, заполняющей свободный объем камеры,
Он с. о = °с. оЧ-П = ^о. oPl-IIlI-n-
Здесь Vc. о = Vt - 2 Уф = WA - и/фйфйф = 38-5 -2,4-
— 15 7,47 • 4,7 • 0,527 = 177 мя, а по табл. 48 прилож. находим,
что при /[_ц=50°С P[_i[=l,l кг/м3 и = 232,5 кдж/кг.
Таким образом, Qn с о = 177 • 1,1 • 232,5 = 45150.
П-7. Тепло, потерянное через ограждения камеры, <2П огр =
= SfikiFi (!,_„ t0 с).
Потери тепла через наружную стенку 8ет = 0,4 м. По табл. 47
прилож. находим Хст = 1,45 ет/(м °C) и определяем коэффи-
циент теплопередачи
= I I - х 0.4 м I =2’56 ”/(*’ • "СЛ
+ + 139' 1,45 ^23,2
194
Площадь стенки FCT — I^H* — 38 • 2,4 » 91,1 .и2.
Следовательно, Qn = 3,6k F (h-п — h c) = 3.6 2.56 X
x 91,1 (50 - 20) =25200.
Аналогично потери тепла через пол и потолок О,, пот ж
« Qu пол = 10600.
Суммарные потери тепла ограждениями камеры <2ц огр “
= Qn ст + <?П пот + Qn пол ” 23200 + 1°600 + 1 Об'оа == 46400.
П-8. Приняв температуру смеси около воздушной завесы
в зоне подогрева t{ = 60° С, вычисляем тепло, выбивающееся из
камеры через торец со стороны подъемника: Сц выб = 19700 (Zf—
- G)0,6 FK VTh = 19700 <6° - 2°)°’в 5 • 2,4 /2Л = з 350 000.
П-9. Тепло, требуемое для воздушных завес (Всего завес
четыре. Порядок расчета см. в примере 17): Q3 = 4G3 (IH — ^_ц)=«
« 4 • 4975 (80 — 50) = 596 000.
Суммарный расход тепла в период подогрева
2 Qll расх “ Qllc + Qncn+ Qlln + Qlla + Qll$ + Qll c. 0 +
+ Qn orp+Qu тор + Q3 = 1 706 300 + 630 040+619 920 +
+ 814004- 1 189 000 + 45150 + 46400 + 3 350000 +
._»+ 596 000 = 8 264 210 кдж/ч.
Тепловой баланс зоны подогрева
2 Qi прих - 2 Q„ расх> т. е. 2 635 540 + <?п кал = 8 264 210,
1 1
откуда Он кал “ 3 * 628 67°-
Удельный расход пара при нормальных физических параметрах
в период подогрева
Qn кал 5628 670 ,
71 “ 2680Уб “ 2680 11,8 “ 78 кг/м ’
Период изотермического прогрева
III. Приход тепла, кдж/ч
III-1. Тепло экзотермии цемента
ошэ = 0,00230э28 (В/Ц)0,44 /„т„оц =
= 0,0023 • 420 0,74 • 80 • 6 • 4139 = 1 420 500.
Ш-2. Тепло, отдаваемое поверхностью регистров,
Q1II per = 3>67П1 рег^рег ~ *п)’
Здесь Тш рег = ndTpnpernTp 2 ^тр = 3,14 0,0735 .24 15 • 5 =
«= 415,4 л*2.
7*
195
Значит, Qn[ рег = 3,6 415,4 1,67 (143 - 80) = 157 000.
Ш-3. Тепло острого пара ’(см. статью 1-8)
•= °кр 5 fo On - 'п) = 1.66 • 170 (2730 - 990) = 491 000.
•Ш-4. Тепло, поступающее в камеру из калорифера, QnI кал=х.
Суммарный приход тепла в период изотермического прогрева
4
2 Сц1 прих = Сщ экз "О Сщ рег “Ь ^И1п ~Ь Сщ кал
= 1 420 500 + 157 000 + 491 000 + Qnl кал = 2 069 500 + (?„, кал,
IV, Расход тепла, кдж/ч
IV-1. Тепло смеси, заполняющей свободный объем,
ClVc. о = ^IVc. оРп'П — (^IlBKWK ~ «П^фЛф) Puhi =
= (67 • 5 • 2,4 — 27 • 7,47 4,7 0,527) 1 • 990 = 317 300.
IV-2. Тепло, потерянное через ограждения камеры. Расчет
ведем по формулам статьи П-7. Подставляя в них параметры,
характерные для зоны изотермического прогрева, получим
«IV огр = QlV + Q?v + С?/ = 92800 + 40200 + 40200 = I73 2о°-
IV-3. Тепло, выбивающееся из зоны через торцы: со стороны
зоны подогрева (см. статью 1-6) Q, выб = 367 000; со стороны зоны
охлаждения принимаем температуру смеси около воздушной
завесы в зоне охлаждения fjn = 70°C. Тогда
<э;ор = 19700 (/„ - /п)°-6 вкяк утц -
= 19700 (80 — 70)°’® 5 • 2,4 /2,4 = 1 429 500.
Следовательно, Qtv тор = QTOp + Q;op = 367 000 + 1 429 500 =
= 1 796 500.
Суммарный расход тепла в период изотермического прогрева
з
S Civ расх = Civ С. о + Civ огр "Ь Civ тор =
= 317 300 + 173 200 + 1 796 500 = 2 287 000.
4
Тепловой баланс зоны изотермического прогрева 2Сц Прих =
= 2 Си расх. е- <2Ш кал+ 2 069 500 = 2 287 000, откуда
CniL = 217 500.
Удельный расход пара на нагрев воздуха для зоны изотер-
мического прогрева
Cl п кал 217 500 _ ,3
1,11 - 2680 И б 2680 -11,8 7 Кг/ ‘
196
Удельный расход пара в периоды подогрева и изотермического
прогрева q = ql 4- qu 178 4~ 7 = 185 кг/ц3.
Пример 52. Произвести теплотехнический расчет щелевой про-
парочной камеры, приведенной на рис. 38. Основные исходные
данные принять из примера 51. Длина камеры LK = 152, ширина
Вк = 5 и высота Нк = 1,35 м. Внешняя поверхность ограждений
камеры Forp = 2836 л2. Коэффициент теплопередачи ограждений
feorp = 0,5 вт/(м? °C). Температура выходящих из камеры изде-
лий /1П = 4О°С. Средняя по камере внутренняя температура
£ср = 80° С. Режим тепловой обработки 2,5 4* 5 4- 2,5 ч при тем-
пературе изотермии /11 = 100°С. Количество изделий в камере
на одном ярусе гаи' = 20 шт., всего' изделий пи = 40 шт. Объем
бетона в камере Рб= 110 м3.
Реше н и е.
Материальный баланс камеры
Приход материалов, кг/цикл
Портландцемент марки 400 6Ц = ЦРб = 350 .110 = 38500
Вода затворения GB = ВУб == 180 • 110= 19800
Заполнители G3 — 3V6 = 1898 • 110 = 208 780
Арматура Ga = AV6 = 72-110 = 7920
Формы-вагонетки G()' = ОфКб = 7500 40 = 300 000
Расход материалов, кг/цикл
Вода испарения (0,5% массы бетона) Wi = 0,005Кбт° =
= 0,005 - НО • 2500 = 1375 л.
Оставшаяся вода G' = GB — W i = 19800 — 1375 = 18425 л.
Тепловой баланс камеры
/. Приход тепла, кдж/цикл
1-1. Тепло сухих материалов Qlc = (Оц + G3) cct{ = (38500 +
4- 208 780) 0,84 - 20 = 4 154 304.
Здесь и далее теплоемкость материалов находим по прилож.,
табл. 47, 49.
1-2. Тепло воды затворения QIb = 6всв/, = 19800 • 4,2 • 20 =
= 1 663 200.
1-3. Тепло арматуры и закладных деталей QIa = Gaca/( —
= 7920 • 0,46 • 20 = 72950.
1-4. Тепло форм-вагонеток QJ(j, = ОфСф4 = 300 000 • 0,46 • 20=
= 2 760000.
197
1-5. Тепловыделение цемента (без учета 10 изделий в зоне
охлаждения) = (Оц — 10ИиЦ) 0,0023 Сэ28 (В/Ц)°’44/ср(г1+тп)=
= (38500 - 10 2,75 • 350) 0,0023 420 • 0,74 • 80 • 7,5 = 12 372000.
1-6. Тепло пара QIn = Gn (in — iK) = Gn (2675 — 420) = 2255Gn
6
Суммарный приход тепла 2 Qnpux = Qio + Qjb + Qia + <?1ф+
i
+ Ql3 + QIn = 4 154 304 + 1 663 200 + 72950 + 2 760 000 +
4- 12 372 000 + QIn = 21 022 454 + 2255Gn.
II. Расход тепла, кдж/цикл
П-1. Тепло, уносимое сухими материалами, Qn «=О.с./П1 =
= 247 280 • 0,84 • 40 = 8 308 610.
II-2. Тепло, расходуемое на испарение воды, Сисп =
= Wi (2493 + 1,97/j_n) = 1375 (2493 + 1,97 • 60) = 3 585 000.
П-3. Тепло, уносимое оставшейся в бетоне водой, Qi1b =
= GBCBZII1 = 18425 • 4-2 • 40 = 3100 000.
П-4. Тепло арматуры и закладных деталей QIla = Gaca/H1 =
= 7920 - 0,46 - 40= 146000.
П-5. Тепло, уносимое формами-вагонетками, QI](j) = ОфСф/ш==
= 300 000 0,46 40 = 5 520 000.
П-6. Потери тепла через ограждения камеры <2цогр =
= 3,6тц/г0Гр/-0гр(/ср - Ц = 3,6 10 • 0,5 • 2836 (80—20)=3 060 220.
П-7. Потери тепла с паровоздушной смесью, выбивающейся
в
из загрузочного торца камеры, QTnp = (0,1 -4-0,2) У <?ряг>; =
= 0,15(Qno + Сисп + QHb + QIIa + 0цф+ Qn огр) ~ °-15 X
X (8 308 610+ 3 585 000 + 3 100 000 + 146 000 + 5 520 000 +
+ 3060 220) = 3 557 980.
Суммарный расход тепла
5 Qpacx = Qllc + QHcn + QjlB + Qlla + Сиф+ Qllorp + QTop =
1
= 8 308 610 + 3 585 000 + 3 100 000 + 146 000 + 5 520 000 +
+ 3 060 220 + 3 557 980 = 27 277 810.
Тепловой баланс камеры У, 0прих ~ 2 Qpacx> т- е-
21022 454 + 2255GIn = 27 277 810, откуда Qin = 6 255 356.
Удельный расход пара при нормальных физических условиях
Qin 6 255 356 , 8
q = 2680 Иб 2680 • 110 ~ 2 Кг/М '
198
Расчет тепловых установок вибропрокат-
ново стана заключается в определении длины зоньг
тепловой обработки и требуемого количества тепла.
Длину зоны тепловой обработки в м находят по фор-
муле
LK=.vxT.o, (241)
где v — скорость движения формующей ленты, м/ч;
тт о — длительность цикла тепловой обработки, ч.
Количество переданного через формующую ленту
тепла в кдж
Q = 3,6&л Аг'тт. 0/и&и, (242)
где kn — 350 вт/(м2 - °C) — коэффициент теплопередачи
через ленту от пара к бетону; Л/ — разность температур
пара и бетона, °C; /и, &и— длина и ширина изделия, м.
Высокого коэффициента теплопередачи пара изде-
лиям достигают систематической очисткой поверхности
ленты, удалением воздуха из камеры, улучшением цир-
куляции греющей среды и т. д. Разность температур
теплоносителя и изделия можно увеличить, используя
высококипящие жидкости или пар высокого давления.
К особенностям теплотехнического расчета щелевых
камер вибропрокатного стана относится учет скорости
движения ленты и выполнение расчета на 1 м длины
стана. В статьи расхода тепла в кдж/ч вносят следующие
изменения: -
П-1. Расход тепла на нагрев сухой части изделия
Qiic = vGcCc^i, (243)
где Сё — масса 1 м изделия, кг/м.
П-2. Расход тепла на нагрев формующей ленты
Qn<j> = рОфСфбь (244)
Здесь Оф — масса 1 м формующей ленты, кг/м.
II-3. Тепло на нагрев резиновой или стальной при-
грузочной ленты
Сил = иОлСдОь (245)
где 0л — масса 1 м резиновой или стальной Ленты,
кг/м, которую можно вычислить, используя данные
объемной массы mv (прилож., табл. 47).
199
Остальные статьи теплового баланса рассчитывают,
как и для камер периодического или непрерывного дей-
ствия.
Годовая производительность вибропрокатного стана
в м?/год
G„ = уГбВр&р&ис: 4, (246)
где kp — коэффициент снижения производительности из-за
разрывов между торцами формуемых изделий, вычис-
ляемый по формуле
kp = /„/(/„ + А). (247)
Здесь А — длина промежутка между торцами формуемых
изделий, м; £ис = 0,85 н-0,92— коэффициент использо-
вания стана.
Пример 53. Формовочный цех производительностью бг()Д =
= 90000 м3/год выпускает плоские сплошные панели внутренних
несущих стен /и х &и X Ли = 6,5 X 3,2 х 0,14 м. Режим тепловой
обработки тт о = 2 ч. Температура паровой среды в зоне тепловой
обработки /п=105°С, температура бетона /н = 95° С. Начальная
температура изделия t, = 15э С. Скорость формующей Ленты v =
— 30 м/ч. Годовой фонд работы цеха Вр = 3982 ч. Разрывы между
торцами формуемых изделий А = 0,35 м. Определить количество
тепла на прогрев одного изделия и требуемое количество станов
Для выполнения заданной программы.
Решение. Количество тепла для тепловой обработки изде-
лия, согласно формуле (242), Q = 3,6 350 (105 — 95) 2 • 3,2 • 6,5 =
= 524160 кдж.
Подсчитав Уи = 6,5 • 3,2 • 0,14 = 2,91 л<3 и по формуле (247)
/<р «= 6,5/(6,5 + 0,35) = 0,95, вычисляем по формуле (246) годовую
производительность вибропрокатного стана
„ 2,91 . 30 0,95 • 3982 - 0,92 ,„аоо ,,
G.T = -----и----------------== 46892 м3 ч.
ст 6,5
Количество станов, требуемое для выполнения заданной про-
граммы, гаст = Grofl/GCT = 90000/46892 = 1,93 шт. Принимаем пст =
=• 2 шт.
Задача 53. Для условий примера 53 определить расход тепла
на прогрев 1 м изделий, если температура бетона в период изо-
термического прогрева достигает /п*=80°С.
Ответ: Q = 202000 кдж/м.
200
§ 49. КАМЕРЫ ВЕРТИКАЛЬНОГО ТИПА
Вертикальные камеры, предложенные проф. Л. А. Се-
меновым, внизу, у двух противоположных стен, имеют
проемы для загрузки и выгрузки форм-вагонеток. При-
ямок оборудован механизмами для подъема форм по
5.5
Рис. 40. Поперечный разрез камеры верти-
кального типа:
1 — передаточная тележка; 2 — формы с изделиями;
3 — рольганг; 4 — направляющие колонны; 5 — стол
гидроподъемника; 6 — плунжерный цилиндр; 7 —
траншея для стока конденсата; 8 — отсекатель; 9 —
перфорированный паропровод.
вертикали, перемещения по горизонтали и опускания.
Поперечный разрез камеры представлен на рис. 40.
Механизмы транспортирования
состоят из гидроподъемника, гидроснижателя и переда-
точной тележки. Гидроподъемник расположен в подъем-
ной части камеры, гидроснижатель — в опускной.
Конструкция их одинакова и состоит из стола, двух
201
направляющих колонн, гидропривода, плунжерного
гидроцилиндра и отсекателя. Передаточная тележка
перемещает формы из подъемной части в опускную.
Она представляет собой раму в виде портала с четырьмя
жесткими консолями для опирания форм. Тележка пере-
мещается канатом лебедки, установленной вне камеры.
Рис. 41. Схема камеры вертикального типа на четыре
штабеля изделий:
1, II, III — положения работы камеры; 1 — вход в камеру;
2 — отсекатель; 3 — передаточные тележки; 4 — выход из каме-
ры; 5 — снижатели; 6 — подъемники.
Стены камеры из сборного или монолитного
железобетона снаружи покрыты теплоизоляционным
слоем из минеральной ваты и оштукатурены асбозуритом.
Общая толщина стен около 220 мм.
Перекрытие изготовлено из разъемных метал-
лических щитов, заполненных теплоизоляционным ма-
териалом.
202
Изделия размещают в камере в два шта-
беля по 6—10 форм-вагонеток в каждом. При большой
производительности конвейера и малой высоте здания
камеру оборудуют двумя подъемниками и двумя снижа-
телями. В этом случае в камере размещаются четыре
штабеля (рис. 41). Габариты камер на два штабеля 16,4Х
X 5,7x5,47; на четыре — 32,4x5,3x5,7 м и могут быть
иными в зависимости от вида изделий. Те и другие ка-
меры сооружают в цеху под мостовыми кранами.Размеры
загрузочного проема на 5—10 см превышают габариты
форм-вагонеток, высота проема обычно не превышает 1 м.
Рис. 42. Схема пароснабжения камеры вертикального типа:
I — паропровод; 2 — измерительная диафрагма; 3 — водопровод; 4 — регуля-
тор температуры РПД; 5 — импульсная трубка РПД; 6 — перфорированный
паропровод; 7 — регулятор подачи пара; 8 — манометр; 9 — редукционно-
охладительная установка—РОУ; 10—импульсная трубка РД; II — регулятор
давления пара РД.
В камерах вертикального типа используется есте-
ственное расслоение пара и воздуха по высоте. В верхней
зоне по высоте Ни создается среда чистого насыщенного
пара температурой 100° С. Ниже на высоте и Яш
камера заполнена паровоздушной смесью, температура
которой у пола 20—30 и по мере подъема изделий повы-
шается до 100° С. Подогреваются и охлаждаются изде-
лия по принципу противотока: нагретые до 100° С, опус-
каясь, охлаждаются, встречая холодную среду, а свеже-
отформованные при подъеме встречают все более горячую
и влажную среду. Таким образом, нижняя часть камеры
высотой Н\ для движущихся вверх свежеотформован-
ных изделий служит зоной подогрева, а для изделий,
опускающихся с высоты Нт,— зоной охлаждения.
203
В камеры поступает пар давлением 0,18—0,2 Мн/лА
При подключении пара высокого давления перед каме-
рами устанавливают редукционно-охладительную уста-
новку — РОУ. Подается пар в камеру через перфори-
рованное кольцо, расположенное под потолком. Для
резкого отделения зон изотермического прогрева и подо-
грева-охлаждения на их границе установлено трубчатое
кольцо с холодной проточной водой, на котором конден-
сируется избыточный пар. Схема пароснабжения камеры
приведена на рис. 42.
Основное достоинство вертикальных камер —
их устойчивый тепловой режим, что упрощает эксплуа-
тацию, позволяет точно планировать сроки тепловой
обработки и обеспечивает возможность организации
поточной технологической линии. Эти камеры особенно
экономичны при расширении мощности и организации
тепловой обработки на уже существующих заводах,
так как они занимают в 2—3 раза меньшую площадь,
чем ямные, и в 10—12 раз меньшую, чем туннельные
камеры той же пропускной способности.
К недостаткам вертикальных камер можно
отнести возможность выхода из строя механизмов, нахо-
дящихся в среде чистого насыщенного пара, и низкий
коэффициент использования объема камеры.
Длину вертикальной камеры в м определяют по
формуле
LK = 2/ф + 31, (248)
где /ф — длина формы-вагонетки, м; / = 0,5 -ь 0,6 м —
расстояние между стенкой камеры и формой и между
формами.
Ширина камеры в м
Вк^ЬФ + 21. (249)
Здесь Ьф — ширина формы-вагонетки, м.
Высота камеры в м
Нк = hfytin 4- (ия 4-1) Д1 4- Да, (250)
где Лф — высота формы-вагонетки, м; пя — количество
ярусов, шт.; Нг = 0,2 м — высота консоли поворотных
204
устройств и расстояние от формы до пола камеры и по-
толка; Н2 — 1,8 м — высота машинного отделения.
Длину зон подогрева, изотермического прогрева и
охлаждения определяют в зависимости от длительности
Пребывания изделий в каждой зоне по методике, изло-
женной для туннельных камер горизонтального типа
(см. пример 51).
Годовая производительность камеры в Л13/гоЗ
GK —- лт. ОУИВР ; тт. 0. (251)
Теплотехнический расчет камер вер-
тикального типа можно вести по методике горизонталь-
ных, учитывая отсутствие потерь тепла через торцы.
Пример 54. Производительность формовочного цеха по вы-
пуску . изделий объемом V6 = 1,8 м3 каждое равна 6'год =
= 40000 м3/год. Средний ритм конвейера /?ср = 0,25 ч. Годовой
фонд времени работы цеха Вр = 3982 ч. Режим тепловой обра-
ботки + + +1 + + ц = 2 + 3+ 2 ч. Размер форм-вагонеток 1^ х
X *ф X йф = 6,8 х 2,4 х 0,4 м. Определить геометрические пара-
метры, производительность камеры вертикального типа и их ко-
личество.
Решение. Длина камеры по формуле (248) LK = 2 • 6,8 +
+ 3-0,6= 15,4 м.
По формуле (249) ширина камеры Вк = 2,4 + 2 • 0,6 = 3,6 м.
Согласно формуле (250), при Я1 = 0,2ж; Н2 = 1,8 м и «я =
= 10 шт. высота камеры Нк = 0,4 • 10+(10+ 1)0,2+1,8 = 8^.
Высота зоны подогрева-охлаждения
+ /+) = —(0,4+ 0,2) =4,8 ль
т т 1
Высота зоны изотермического прогрева Яц = 0,5 3— (Лф 4"
^ср
+ Нг) + Я2 = 0,5 (0,4 + 0,2) + 0,2 = 3,8 м.
U,xO
Всего форм в камере: ит 0 = 2/гя + 1 = 10 • 2 + 1 = 21 шт.
(с учетом одной формы, находящейся на передаточной тележке).
Производительность камеры по формуле (251) GK = 21 - 1,8 X
X 3982 : 7 = 21500 м3/год.
Количество камер, требуемое для выполнения заданной
программы, пк = бгод/0к = 40000/21500 = 1,85 шт, Принимаем
пк = 2 шт.
205
! § 50. ВЫБОР ТЕПЛОВЫХ УСТАНОВОК
На заводах сборного железобетона применяют агре-
гатный, конвейерный и стендовый способы производ-
ства и их комбинации. Выбор способа зависит от типа
изделий, их конструктивно-технологической характе-
ристики и объема выпуска. Принятый способ производ-
ства служит основанием для выбора вида тепловых уста-
новок, которые не относятся к ведущему оборудованию
цеха. Любой из названных способов производства желе-
зобетонных изделий можно обеспечить, используя тепло-
вые установки периодического или непрерывного дей-
ствия.
При поточно-агрегатном и стендовом способах про-
изводства изделий применяют установки периодического
действия (пропарочные камеры, автоклавы, термоформы,
термопосты и др.). В ряде случаев поточно-агрегатные
линии оборудованы и тепловыми установками непрерыв-
ного действия (например, водные конвейеры для труб).
Для конвейерного способа производства изделий при-
меняют тепловые установки непрерывного и периодиче-
ского действия (камеры, термоформы, автоклавы и др.).
При комбинации способов производства изделий
тепловые установки могут быть как периодического, так
и непрерывного действия.
Для выбора вида тепловых установок по режиму
действия сравнивают их недостатки и достоинства.
Основные недостатки тепловых установок
периодического действия'.
их трудно механизировать и автоматизировать и по-
этому нельзя использовать для заводов-автоматов;
в них непроизводительно расходуется теплоноситель
(на прогрев ограждений в начале каждого цикла, на по-
тери в окружающую среду ит. п.), не используется тепло
конденсата пара, остывающих изделий, форм и огражде-
ний. Все это увеличивает себестоимость тепловой обра-
ботки железобетонных изделий;
периодический процесс приводит к недоиспользова-
нию рабочего объема установок во время загрузки и раз-
грузки, что уменьшает их оборачиваемость и производи-
тельность;
Кроме того, эти установки занимают большие произ-
водственные площади.
206
Стремление ликвидировать эти недостатки привело
к разработке тепловых установок непрерывного действия,
отличающихся удобством в эксплуатации; возможностью
компактной укладки изделий в несколько ярусов по
высоте; высоким коэффициентом использования емкости
и применимостью для всех видов изделий. ,
Однако и эти установки не лишены некоторых и е-
достатков. К ним можно отнести капиталоемкость
и сложность ремонта механических устройств, работаю-
щих в тяжелых условиях (температура 100° С, влаж-
ность 100%).
Для сравнения техни к о - э к о н о м и ч е -
ских показателей тепловой обработки изде-
лий в тепловых установках пользуются табл. 8.
Таблица 8. Технико-экономические показатели тепловой обра-
ботки [37]
Показатели Единица измерения Ямные камеры Щелевые камеры с тэнами Термоформы в паке- тировщиках Пакеты термоформ с разогревом бетонной । смеси
Продолжительность тепло- вой обработки ч 10-12 6-7 8-9 5-6
Формоемкость кг/м3 6,92 4 6,67 4
Удельные капиталовложе- ния руб/м3 6,71 5,03 6,07 3,63
Затраты на амортизацию и текущий ремонт руб/м3 2,36 1,32 2,07 1,23
Себестоимость тещювой об- работки руб/м3 3,11 2,95 2,72 2,25
Выбирая вид тепловых установок, учитывают р а с-
х о д п а р а в них для обработки изделий.
Ориентировочный удельный
расход пара, лг/л<3[34]
Ямные камеры............. 140—250
Кассетные установки . . . 150—200
Термоформы в пакетиров-
щике ............ ..... 200—300
207
Камеры вертикального типа
Т уннельные трехъярусные
камеры горизонтального
типа......................
Щелевые камеры с паронагре-
вателями..................
Щелевые камеры прокатных
станов ...................
100—150
250-450
300—400
300-450
При выборе тепловых установок одинаковых по
режиму действия принимают во внимание
следующее: вид теплоносителя, его стоимость, коэффи-
циент теплоотдачи изделиям; режим тепловой обработки
(длительность, максимальная температура изотермиче-
ского прогрева, подогревсоставляющих бетона или
бетонной смеси, двухстадийная тепловая обработка);
наличие принудительной циркуляции теплоносителя;
коэффициент заполнения тепловой установки и занимае-
мую ею площадь; оборачиваемость тепловой установки
и годовой съем изделий в ма с 1 м3 ее объема, а также
себестоимость тепловой обработки бетона.
В процессе проектирования тепловых установок осо-
бое внимание должно быть уделено перспективам развития
заводской технологии и тепловой обработки бетона [40].
К концу десятой пятилетки в заводском производстве
железобетонных изделий будет шире применяться кон-
вейерная технология и меньше — поточно-агрегатная
и кассетная. При изготовлении длинномерных пред-
напряженных конструкций стендовое производство оста-
нется наиболее эффективным. Панели будут изготовлять
в термоформах. Цикл формования изделий сократится
в 1,5 раза, что потребует и сокращения сроков тепловой
обработки изделий, возможного в результате применения
более активных, эффективных при тепловой обработке
цементов, введения добавок — ускорителей твердения,
увеличения жесткости бетонных смесей, улучшения
качества их уплотнения и усовершенствования тепловых
установок.
В частности, для твердения бетона нужны тепловые
установки, рассчитанные на быстрый напуск пара и из-
быточное давление до 0,06 Мн/м2 и позволяющие осуще-
ствлять как паровой, так и сухой прогрев. Применение
даже незначительного избыточного давления (0,01 —
0,02 Мн/м2) в камерах создает условия для обжатия
208
изделий паровоздушной средой, препятствуя тем самым
тепловому расширению бетона.
Для тепловой обработки всех видов бетонов в течение
десятой пятилетки основным видом теплоносителя оста-
нется пар, а в некоторых случаях будут применять отхо-
дящие газы, разогретые жидкости и т. д. В районах,
где имеется свободная и дешевая электроэнергия, воз-
можности для использования ее в заводских условиях
должны расширяться. К 1980 г. паром будет обрабаты-
ваться около 80% изделий, а различными видами электро-
энергии — около 20%.
Пример. 55. Ребристые плиты типа ПНС-11 размером 12 X
X 1,5 X 0,45 м и объемом 2,08 м3 каждая из тяжелого бетона
марки 400 на портландцементе марки 500 изготовляют по поточ-
но-агрегатной технологии. Цех работает в две смены, т. е. h =
= 16 ч. Цикл формования тф = 0,33 ч. Выбрать вид тепловой ус-
тановки.
Решение. Плиты типа ПНС-11, изготовляемые по поточно-
агрегатной технологии, можно подвергать тепловой обработке
электропрогревом, в термоформах, на термопостах и в ямных ка-
мерах.
Электропрогрев применяют для изделий с модулем по-
верхности Мп = 5 ~ 20. Определяем модуль поверхности ребрис-
того перекрытия:
М -^2 Й + С - 2 0.1+1,48
п bd + ca 0,1 -0,14+ 1,48-0,03 ’’
где b — толщина ребра, м; с — расстояние между ребрами, м; d —
высота ребра, м; а — толщина полки, м.
Таким образом, электропрогрев плит ПНС-11 с Мп = 54,5>
; . 20 не рекомендуется. При этом надо учесть, имеется ли в дан-
ном районе достаточная энергетическая база.
Известно, что пропаривать плиты можно в термоформах.
При изготовлении длинномерных изделий тепловые отсеки устраи-
вают в бортах форм. Для плит ПНС-11 с большим модулем от-
крытой поверхности этого мало, а подогрев в формах с подогре-
ваемым дном приводит к большим потерям тепла. Кроме того,
надо учесть, налажен ли промышленный выпуск термоформ для
изделий этого типа.
Т ермопосты используют для прогрева, как правило, одного
изделия. Рассчитаем нужное количество термопостов. Среда —
паровоздушная, поэтому тепловую обработку (без учета предва-
рительного выдерживания) назначаем по прилож., табл. 38, на-
пример, по такому режиму: тт. 0 = 3 + 6 + 2 = 11 ч. Тогда коли-
чество термопостов
hTK 16-17,6 о.
+ п 24тфит. 0 24 • 0,33 1 ~ 35 ШТ'
209
Здесь продолжительность оборота термопоста Тк = 17,6 ч нах(
дим по рис. 25, исходя из тт о = 11 ч н длительности загрузи
его т3 = 0,5 ч.
Приближенно подсчитываем площадь, занятую термопоста mi
F — l b м_ = 12 • 1,5 • 35 = 630 -ir.
Притепловой обработке в я м н ы х камерах изделия можг
укладывать в два штабеля, в каждом до 4 шт. Длительность з;
грузки камеры в этом случае по формуле (192)
0,33 • 8
тз =----------------------------
2,64 ч.
1 • 1
Количество камер при т3 == 2,64 ч и соответственно Д. = 21
определяем по той же формуле, что и только что вычисленное к<
личество термопостов:
16 • 21 к „
м« = 24- 0,33- 8 = 5’5 * 6 шт-
Площадь, занятая камерами, ориентировочно 12 X 1,5 х2хб =
= 216 л2, т. е. в 2,92 раза меньше, чем под термопостами. Сл<
довательно, в качестве тепловых установок наиболее целесоо(
разно принять камеры ямного типа. Ими могут быть камеры обы1
ные, Л. А, Семенова и с циркуляцией среды.
Изделия на портландцементе рекомендуется обрабатывать пр
максимальной температуре изотермического прогрева 80° С. К<
меру Л. А. Семенова желательно применять для прогрева изд<
лий при температуре изотермии 95—100° С, поэтому она не по;
ходит. Из двух оставшихся камер ямного типа всегда предпочтг
ние отдается камерам с циркуляцией среды.
Пример 56. По данным примера 42 при укладке изделий в кг
мере в два штабеля средняя продолжительность оборота ее Тк -
= 19,5 ч, а коэффициент заполнения q = 0,396. Как измените
эти величины при укладке таких же изделий в один штабель
Недостающие данные принять из примера 42.
Решение. Длина и высота камеры (независимо от количг
ства штабелей) остаются постоянными: LK — 6,5 м, Нк — 3,2 л
Ширина камеры при укладке изделий в один штабель В* =
= 1 1,8+ (1 + 1)0,1 = 2 м.
Объем камеры при укладке изделий в один штабель V'z =
= Ь.ЛНКВ'К = 6,5 • 3,2 • 2 = 41,6 лг\
Коэффициент заполнения камеры определяем по формуле (193'
q' = 6",5 • 5,97 1,49 • 0,3 : 41,6 = 0,385.
Длительность загрузки камеры определяем по формуле (192’
По т3 = 0,75 ч и тт. 0 = 12 ч на графике рис. 25 находи
Тк = 19>2
210
Глава VII. ПОДОГРЕВ СОСТАВЛЯЮЩИХ
БЕТОНА И БЕТОННОЙ СМЕСИ
§ 51. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Заполнители, хранящиеся на складах, имеют опре-
деленную влажность. Зимой влага замерзает. Заполни-
тель превращается в глыбы или сплошную смерзшуюся
массу, подать которую в бетоносмесительную установку
невозможно. Ее надо оттаивать и подогревать. Этот про-
цесс может быть одноступенчатым (только
на складе или в цехе) и двуступенчатым (по-
следовательно на складе, затем в цехе). Нагревают за-
полнители острым и глухим паром, дымовыми газами
и горячей водой.
Бетонные смеси подогревают острым паром и элек-
троэнергией. Подогрев может быть наружным (электро-
нагревателями) и объемным (пропуском электрического
тока через бетонную смесь с помощью электродов).
В свою очередь, наружный электропрогрев класси-
фицируют на контактный, инфракрасными нагревате-
лями и индукционный. Объемный — может быть
электродным низко- и высокочастотным.
Установки для подогрева бетонной смеси выбирают
по производительности формовочных постов. При
большом ритме формования принимают уста-
новки периодического действия (поточно-агрегатные
линии). При малом ритме выпуска изделий при-
нимают установки непрерывного действия (конвейерные
линии).
Установки для нагрева заполнителей и бетонных
смесей различают по виду теплоносителя, режиму ра-
боты и по конструктивной схеме.
$ 52. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПОДОГРЕВА ВОДЫ
И ЗАПОЛНИТЕЛЕЙ
Воду подогревают в паровых (острым или глу-
хим паром) или водяных (горячей водой) подогре-
вателях, состоящих из пучка труб (змеевиков), по кото-
рым проходит пар.
Заполнители подогревают острым п а р о м, ко-
торый подают паровыми иглами (рис. 43, а) диаметром
211
25—30 и длиной до 1000 мм или системой перфорирован
ных паровых труб с общим раздаточным коллектором
Но этот способ нагрева характеризуется неравномер
ностью прогрева, потерями конденсата, сложность!
последующего дозирования воды для бетона и загряг
пением отверстий труб. Удельный расход пара превь
шает 100 кг на 1 м? заполнителей.
Шире распространен способ нагрева заполнителе
глухим паром, поступающим через регистры, кс
Рис. 43. Схемы оттаивания и подогрева заполнителей:
а — острым паром при помощи паровых игл; б — глухим паром в бун-
керах; в, г—глухим паром в штабелях; 1— паровая гребенка; 2 —
шланг для подвода пара; 3 — надбункерная галерея; 4 — ленточные
конвейеры; 5 — течка; 6 — бункер; 7 — регистры; 8 — подбункерная
галерея; 9 —- каркас крепления регистров; 10 — подземная галерея;
11 — бетонное основание площадки.
торые состоят из труб диаметром 100—150 мм. Ша
труб 400—600 мм. Устанавливают их в бункерах (ри<
43, б) или в штабелях склада (рис. 48, в) над загрузочны
отверстием транспортера и крепят поперечинами из пг
ровых труб или металлическим каркасом. В этом случа
штабеля следует укрывать щитами, брезентом и т. г
Трубы могут быть уложены в каналах основания плс
щадки склада (рис. 48, г). Коэффициент теплопередач
от поверхности труб к массе заполнителей достигас
fe = 10 н- 20 вт!(м* ° С) при крупном неподвижно
и 30 втЦм* ° С) при мелком движущемся заполнителе
Удельный расход пара составляет 120—140 кв на 1 л
заполнителей (41.
212
К недостаткам этого способа относятся уве-
личенные потери тепла в окружающую среду, неравно-
мерность и неэффективность прогрева, большой износ
труб, сложность механизации и автоматизации.
Иногда заполнители нагревают дымовыми га-
зами на движущихся конвейерах или во вращаю-
щихся сушильных барабанах. На конвейере размещается
слой заполнителя толщиной 50—300 мм, через который
из топки проходят дымовые газы температурой 300—
500° С. В сушильном барабане газы движутся против
потока материала. Коэффициент теплоотдачи от газов
к заполнителю достигает 200—400 втЦм* °C). Удель-
ный расход условного топлива 3—4 кг/м*.
В ряде случаев в качестве теплоносителя использу-
ется горячая вода. При этом заполнитель чрез-
мерно увлажняется, и в дальнейшем его надо сушить.
Достоинства установок для подогрева дымо-
выми газами и горячей водой состоят в том, что обеспечи-
вают быстрый и равномерный теплообмен. Упрощается
автоматизация, контроль и регулирование процесса
сушки заполнителей.
§ 53. РАСЧЕТ УСТАНОВОК ДЛЯ ПОДОГРЕВА ВОДЫ
И ЗАПОЛНИТЕЛЕЙ
Степень нагрева составляющих бетона зависит от
температуры наружного воздуха и условий укладки
бетонной смеси. Максимально допустимая температура
нагрева материалов приведена в табл. 9.
Таблица 9. Предельные температуры нагрева материалов {371
Цемент Температура при выходе из смесителя, °C Температура °C нагрева, щебня
воды песка
Портландский марки 300 Портландский марки 400 или пуццолановый портландский 45 80 60 40
марки 300 40 70 50 40
Портландский марки 500 35 60 40 30
Глиноземистый 25 40 20 20
213
В формы укладывают бетонную смесь температуре
15—20° С. При температуре смеси менее 5° С укладыват
ее не разрешается.
Температуру в ° С бетонной смеси в зависимости с
температуры составляющих рассчитывают по формул
(0,2 + Гп) ГКП 4- (0,2 + Гщ) +
+ (В-ГпП-ГщЩ)/в + 0,2Шц
0,2 (Ц + П + Щ) + В ’
где Fn, Fm, относительная влажность песка и щебн
по массе; П, Щ, В, Ц — расход песка, щебня, воды
цемента на 1 м3 бетонной смеси, кг/м3-, ta, (щ, ZB, ta
температура составляющих смеси, °C; 0,2 — средня
удельная теплоемкость сухих компонентов бетонной смеа
кд ж!(кг -°C).
Длительность нагрева воды и заполнителей зависи
от вида установки, размера заполнителей и определи
ется по формулам нестационарного теплообмена (§ 24
и Но графикам (рис. 13). Расчетное время пребывани
материалов в установке дает возможность определит
ее рабочие размеры.
Тепловой баланс установок для оттаивания и подо гр<
ва заполнителей составляется по методике, приведенно
на с. 192—197, с учетом следующих особенностей в ст;
тьях расхода тепла в кдж.
П-1. Нагрев сухой части заполнителей
Qe = 0,88m’V3 (t2 - И) = 0,88 (1 - kn) p3V3 (h - h), (25;
где m?v— объемная насыпная масса заполнителя, кг/м
V3 — объем заполнителя, проходящего через установку
м3/ч; tz, ti — конечная и начальная температура за по.
нителя, °C; kn— коэффициент пустотности, вычисляв
мый по формуле (88): р3 — плотность заполнителя, кг/м
П-2. Размораживание и нагрев воды в заполните;
Qp. „ = 0,01FmvV3(335 -2,1^ + 4,2^). (25^
Здесь F — влажность заполнителя, %; 335 — удельна
теплота плавления льда, кдж/кг', 2,1 и 4,2—удельна
теплоемкость льда и воды, кдж/(кг • °C).
214
П-З. Испарение влаги
(?исп = 0,01 aWm3vV3 (2493 4- 1,97(ух — 4,2Л>), (255)
где а = 0,02 ч- 0,25 — доля влаги, испаряемой при на-
греве, от общей влажности [4]; tyx — температура уходя-
щих водяных паров, СС.
Пример 57. Песок влажностью W = 5%, объемной массой
Шу — 1700 кг,'.и3 непрерывно размораживается и подогревается
в железобетонном бункере от ^ = —40° С до /2 = +30°С. Тем-
пература окружающей среды t0 с = +20° С. Расход песка V3 =
=- 20 лг’/ч. Нагрев производится глухим паром давлением р =
= 198,54 кн/м?. Поверхность бункера F = 18 ж2, коэффициент
теплопередачи его стенок k = 0,3 в/п/(л2 °C). Определить удель-
ный расход пара на подогрев 1 .и3 песка.
Решение.
Статьи расхода пара (кдж/ч)
П-1. Нагрев сухой части песка по формуле (253): Qc = 0,88 X
X 1700 • 20 (30 + 40) = 2094400.
И-2. Размораживание’и нагрев воды в песке, согласно фор-
муле (254), Q/н = 0,01 • 5 • 1700 • 20 (335 + 2,1 • 40 + 4,2 • 30) =
= 926500.
П-З. Испарение влаги по формуле (255): QHcn = 0,01 X 0,1 X
X 5 1700 • 20 (2493 + 1,97 • 100 — 4,2 • 30) = 478720.
П-4. Потери тепла в окружающую среду Qo 0 = 3fikF (t2 —
- to с) = 3,6 • 0,3 • 18 (30 - 20) = 1944.
Суммарный расход тепла
S Qpacx = 2094400 + 926500 + 478720 4-1944 = 3501564 кдж/ч.
Приход тепла с паром
Qn = Gn («п - 1койд) = Сп (2706 - 420) = 2286Gn.
Тепловой баланс: 2286Gn = 3501564, откуда Оп = 1532 кг.
Удельный расход пара при нормальных физических условиях
q = Gn/V3 = 1532/20 = 76,6 кг/м3.
Задача 54. Определить удельный расход пара на подогрев
1 м3 песка влажностью 10% при нормальных физических усло-
виях. Остальные параметры принять из примера 57.
Ответ. q = 107 кг/м\
215
§ 54. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПОДОГРЕВА
БЕТОННОЙ СМЕСИ
Бетонные смеси подогревают острым паром или
электроэнергией.
Острый пар подается в бетоносмеситель. Это новый,
весьма перспективный способ, осваиваемый на передовых
заводах по производству сборного железобетона.
Однако в настоящее время шире применяют более
исследованный электроразогрев бетонной смеси.
Рис. 44. Установка с опускными электродами:
1 — крышка; 2 —• вибратор блока электродов; 3 — редуктор; 4 — противовес
5 — электродвигатель; 6 — блок электродов; 7 — бункер.
Пост для электроразогрева оборудован блоком элек
тродов, который погружают в бетонную смесь, находя
щуюся в передвижном бункере с крышкой (рис. 44)
Смесь разогревают до 50—70° С. Простота оборудовали?
делает этот способ доступным для широкого применения
Емкостями с электродами обычно служат б у н
керы, которые могут быть неподвижными, опрокид
ными или вращающимися.
Неподвижные бункеры прямоугольного сечения разде
лены электродами на отсеки. Корпус бункера изготовле?
из диэлектрика или защищен изнутри изоляционны»
листовым материалом. Электроды из обычной или не
ржавеющей стали расположены вдоль корпуса. Крайни*
электроды обычно подсоединяют к одноименной или ну
левой фазе. Если корпус бункера изготовлен из стали
216
его заземляют и используют стенки в качестве нулевых
электродов. Расстояние между фазовыми электродами
принимают большим, чем между нулевым и фазовым,
чтобы обеспечить одинаковую плотность тока. Неодно-
родность уплотнения уменьшают импульсной вибрацией
бункера.
К недостаткам бункеров этого типа относится неиз-
бежная потеря влаги и разброс температур смеси по
сечению бункера.
Опрокидные бункеры с днищем цилиндрической
формы более просты по конструкции (нет необходимости
в затворе) и позволяют вследствие этого избежать по-
терь воды.
Во вращающихся бункерах обеспечивается структур-
ная и температурная однородность разогреваемой смеси
и достигается максимальная средняя температура разо-
грева. Одновременно с подогревом смесь перемешива-
ется в закрываемой вращающейся емкости. Электроды
сегментной формы укреплены на самостоятельной оси,
пропущенной сквозь бункер. Во время вращения бун-
кера электроды остаются неподвижными, что повышает
надежность эксплуатации устройства.
Оборудование циклического действия
для подогрева бетонной смеси отличается большой уни-
версальностью, но коэффициент использования его не-
высок: 0,76—0,52 и ниже [19].
Установки непрерывного действия позво-
ляют устранить этот недостаток. Они различаются по
форме камеры разогрева и конструкции электродов. 3
В ЦНИИЭП жилища разработаны варианты обору-
дования для непрерывного разогрева, обеспечивающего
регулирование скорости подъема температуры смеси.
Одна из таких установок приведена на рис. 45. Уста-
новки со шнековыми затворами переме-
щают и перемешивают бетонную смесь после ее разо-
грева. Изменением числа оборотов шнека достигается
нужная плотность потока разогретой смеси. Прямоуголь-
ные или цилиндрические камеры снабжены изолирован-
ными электродами. Смесь в камере вибрируют наруж-
ными вибраторами.
К недостаткам этих установок относится наличие вра-
щающихся элементов, работающих в абразивной среде,
а также перемешивание смеси не во время разогрева,
217
а после него, что снижает предельный уровень ее разо
грева.
Для перемешивания смеси в процессе разогрева при
меняют винтовые электронагреватели (рис. 46). Ош
Рис. 45. Установка непрерывного действия для
электроразогрева бетонной смеси производи-
тельностью 5—6 лг’/ч:
1 — приемный бункер; 2 — вибратор; 3 — электродная
камера; 4 — шнек; 5 — привод шнека.
состоят из цилиндрического горизонтального корпус
с валом из диэлектрика, на котором укреплены стальны
винтовые лопасти-электроды.
Разработаны установки с так называемым п у л i
сирую щ им разогревом. Бетонная смесь пре
218
Рис- 46. Установка непрерывного действия для электроразогрева, бетонной смеси с вращающимися
электродами шнекового типа:
/ — корпус; 2 — винтовые лопасти-электроды; 3 — вал из диэлектрика; 4 — приемное устройство.
ходит через систему электродов непрерывным потор
заданной плотности. Напряжение на электроды подав'
периодически, через одинаковые промежутки време!
после расхода определенного количества энергии, ю
тролируемого автоматическим счетчиком, электроды
ключаются от сети. При изменении производительное
Рис. 47. Установка для пульсирующего электроразогрева бет
ной смеси:
1 — электродная камера; 2 — накопительный участок камеры; з — вибра
4 — решетчатый затвор: 5 — камера дозирования; 6—нижний зат
7— виброрама.
линии или вида смеси ее температура поддерживает
на одном уровне изменением паузы между подачей т<
на электроды. Вариант такой установки для разогр'
жестких смесей приведен на рис. 47.
Установка для пульсирующего разогрева состоит
электродной камеры шахтного типа, укрепленной
виброраме, и нижнего затвора. Электродная кам<
имеет накопительную и электродную зоны, а также б
кер для дозирования, отделенный от зон нагрева реш
220
чатым затвором. Нижний затвор может быть шиберным,
шторным или створчатым. Бетонная смесь непрерывно
поступает из накопительной зоны в электродную. Выда-
ется разогретая смесь отдельными мелкими порциями при
открывании нижнего затвора. Перёд этим на 2—3 с
включается вибратор, и горячая смесь через колоснико-
вую решетку заполняет дозировочный бункер. Без ви-
брации смесь сквозь решетку не проходит. Частота
включения вибратора и открывания затвора зависит от
производительности установки и объема дозировочного
бункера. Метод пульсирующего разогрева бетонной
смеси — один из наиболее перспективных.
§ 55. РАСЧЕТ РАЗОГРЕВА БЕТОННОЙ СМЕСИ ПАРОМ
Острый пар, подаваемый в бетоносмеситель свобод-
ного или принудительного перемешивания, конденси-
руется на твердых компонентах перемешиваемой бетон-
ной смеси и отдает им тепло и влагу. В результате смесь
равномерно по объему нагревается до заданной темпера-
туры и увлажняется до требуемой удобоукладывае-
мости. Пар в смеситель поступает через сопло Лаваля,
которое рассчитывают, учитывая расход и параметры
пара, по формулам § 14.
Расчет подогрева бетонной смеси паром до заданной
температуры и влажности состоит в определении тре-
буемого количества пара, времени его подачи, диаметра
подводящего паропровода, количества образующегося
конденсата и расхода воды [24], которую надо вводить
в бетонную смесь перед ее разогревом.
Для первого замеса бетонной смеси, когда велик пере-
пад температур смеси и корпуса смесителя, количество
образующегося конденсата в кг определяют по формуле
S' 1 о (^сссм ^мет^мет) ^кон Сач) /оссч
конд = 1,3-----Г—----------------, (256)
Сконд*ср. конд
где 1,3 — коэффициент, учитывающий потери тепла в окру-
жающую среду; Gc, GMeT — масса сухих компонентов смеси
и металлического корпуса смесителя, кг\ сСМ1 смет —
средняя теплоемкость смеси и металла смесителя,
кдж/(кг • °C); /кон, /нач — конечная и начальная темпе-
ратура смеси, °C; «п — теплосодержание пара, кдж!кг
221
(прилож., табл. 50); сКОПд — теплоемкость конденсата,
кдж!(кг • ° С) (прилож., табл. 49); /ср. конд— средняя тем-
пература конденсата, °C, вычисляемая так:
^ср. конд “ 0,5 (/п Н- /кон).
Здесь — температура пара, °C.
При непрерывной работе бетоносмесителя потерь
тепла на нагрев корпуса нет, поэтому формула (256)
принимает вид
В, о (-'сссм Окон ^нач) /Ойтч
конд — 1,0-^ -z . (4В/)
п сконд ср. конд
Если получаемое количество конденсата не обеспечи-
вает требуемой удобоукладываемости смеси, в нее перед
разогревом добавляют воду, начальное количество кото-
рой в кг определяют по формуле
Днач ~ &Дзад Дкоид,
(258)
где k= 1,05 н- 1,15 — коэффициент, учитывающий потерю
воды на испарение в процессе транспортирования бетон-
ной смеси в течение до 10 мин; Взад — водопотребность
бетонной смеси, кг.
Расход пара в кг для нагрева и увлажнения смеси
Q ^КОНД (г'п Скоид^ср. конд) । ^начсв Окон ^нач) (259)
(п ссм^ср. см г'п Св^ср. в
Здесь /Ср.см — средняя температура смеси, °C, опреде-
ляемая ИЗ выражения /ср. см = 0,5 (/нач +/кон)! /нач, /кон —
начальная и конечная температура воды, °C; /ср. в—
средняя температура воды, °C, определяемая по фор-
муле /Ср. в = 0,5 (/нач + /кон); св — теплоемкость воды,
кдж/кг • °C).
Диаметр в м подводящего паропровода к смесителю
при заданной продолжительности разогрева смеси
dpac4 - у о,785"прп? ’
(260)
где vn — скорость пара, м/с (обычно оп — 20-ь 40 л/с);
рп — плотность пара, кг/л3; т—длительность разогрева
смеси, с.
222
Рекомендации по усовершенствованию существую-
щих смесителей для подогрева смеси паром и метод опре-
деления влажности бетонной смеси приведены в литера-
туре [24].
Пример 58. Требуется приготовить бетонную смесь следую-
щего состава из расчета на 1 м3 бетона: Ц = 300 кг, П = 600 кг,
ill = 1200 кг, Взад = 180 л. Объем загружаемой в бетоносмеситель
смеси VCM = 0,8 м3. Начальная температура составляющих бетона
/нач = 20° С, конечная £дон == 80° С. Длительность разогрева бе-
тонной смеси г = 3 мин, В смеситель поступает пар давлением
р = 0,15 Мн/м3. Определить количество конденсата, воды и пара
для приготовления и разогрева бетонной смеси, а также диаметр
паропровода.
Решение. Согласно формуле (257), взяв по [24] значение ссм=
= 1 кдж/(кг °C), а по табл. 49 прилож. сконд = 4,19 кдж/(кг-°С),
а по табл. 50 прилож. 1П = 2690 кдж/кг и вычислив /ср конд =
= 0,5 (110 + 80) = 95° С [см. расшифровку формулы (256)], подсчи-
тываем количество конденсата, образующегося при пароразогреве
смеси:
, „ 0,8 (300 + 600 + 1200) 1 (80 - 20) „
йконд = 1.3-------2690 -4,19.95------“ = 57
Согласно формуле (258), количество воды, которую надо
ввести, в бетонную смесь перед разогревом, Внач = 1,1 • 0,8-180 —
— 57= 101 кг.
Расход пара для нагрева бетонной смеси до заданной темпе-
ратуры вычисляем по формуле (259), предварительно подсчитав
'ср см = °>5 (2° + 8°) = 50° с и /ср в = 0,5 (80 + 20) = 50° С:
57 (2690 - 4,19 • 95) 101 • 4,19 (80-20)
°п- 2690-1-50 + 2690 - 4,19 - 50 ~ь(’Ькг-
Наконец, по формуле (260) определяем диаметр паропровода
при »п — 30 м/с и при рп = 0,847 кг/м3 (прилож., табл. 50):
^расч И 0,785 . 30 ,’о1847 60 3 “ 0,1265 Ж‘
Задача 55. Для условий примера 58 определить требуемый
диаметр паропровода при скорости выхода пара vn = 40 м/с.
Ответ: dpac4 = 11 см.
§ 56. РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОРАЗОГРЕВА БЕТОННОЙ СМЕСИ
При расчете камер для электроразогрева периодиче-
ского действия определяют три основных параметра:
объем камеры, ритм ее работы и требуемую мощность
для разогрева бетонной смеси [19].
223
При максимальном времени разогрева объем
камеры в м3 находят по формуле
^ах = §(т₽ах + М. (261)
где Пч —требуемая производительность оборудования
в период формовки, м3/ч; T₽ax — максимально допустимая
длительность разогрева, мин1, 8-р — пауза между двумя
операциями разогрева, мин.
Ритм работы установки в мин
R = (60Утах)/Пч. (262)
Максимальный расход энергии в квт-ч/м3
(0,239ccGc В)тах 0КОН ^нач)
Чтах т gg^ , (2оо)
где сс — теплоемкость сухих материалов, кджЦкг • ° С)
(прилож., табл. 47); Gc — масса сухих материалов, кг/м3',
В — расход воды, кг/м3', tK0„, ZHa4— конечная и началь-
ная температура смеси, °C.
Максимально потребляемая мощность в кет
при отсутствии регулирования скорости разогрева
PmaX=/74Qmaxn(M (264)
\Pmiri' max
Здесь k = 1,35 -г- 4 — коэффициент требуемого увеличе-
ния мощности, вызываемого колебаниями напряжения
в сети и удельного электросопротивления смеси за время
разогрева; рср = 300-ь 1000 — среднее за период электро-
разогрева значение удельного электрического сопротив-
ления, ом • см', pmin = 0,8рср — минимальное электриче-
ское сопротивление смеси, ом • см.
Расстояние между электродами в см
Ь = 31,61/ Vma* , (265)
У ^maxPmin
где ргпщ — наименьшее из возможных значений pmln
Максимальная величина линейного тока в а
1000Pmax
'max ™ 1,7367 ’ (2Ьо)
где U — напряжение, в.
224
При расчете камер для электроразогрева непрерыв-
ного действия вначале выбирают способ регулирования
потребляемой электрической мощности. Регулировать
мощность рекомендуется изменением напряжения транс-
форматора.
Минимальный объем разогреваемой бе-
тонной смеси в .и3 определяют по формуле
ту ____ Пч А^тах
У min — -ggto
vvumax
(267)
где Д^тах —максимальная разность конечной и началь-
ной температур, °C; отах— максимальная скорость разо-
грева смеси, °С1ч.
Максимальный объем разогреваемой бетонной смеси
в .-и3
ту ____ т? A^max^max^maxPBepxf'min
Г max —- Г min — —jj - -
. (268)
где <?max, <7min — наибольшее и наименьшее из возможных
значений удельной мощности для разогрева бетонной
смеси от <7сР = 0,07 (0,239ccGc + В) квт • мин/(ма • 0 С);
Рверх, Рниж — средние электрические сопротивления бетон-
ной смеси верхнего и нижнего пределов, ом • см\ pmin,
ртах — средние наименьшее и наибольшее из возможных
значений эмпирического коэффициента р>1.
Минимальная средняя скорость разогрева
смеси в °С/ч
П дс(„'
= (269)
. v,,max
Расстояние в см между электродами
^min “ Binin/J' Ю 3pminOmax?maxpcp.B i (270)
^max = Gmax/ |/ 10 8PmaxOmin<7ininPcp.H • . (271)
Площадь электродов в см2
S = V/(pL), (272)
где L — расстояние между крайними электродами в ка-
мере, см.
*/S 8 6-261
225
Требуемая мощность в кет для разогрева бетонной
смеси:
ЛпЫ = ЛчЗпЯп = Пч ; (273)
Pmax = n4Qmax = Пч ?ma^max . (274)
По максимальной электрической мощности подби-
рают трансформаторы (прилож., табл. 31), определяют
требуемую мощность с учетом к.п.д., коэффициента ф
и допустимой перегрузки.
Глава VIII. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА
ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
§ 57. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Большинство заводов по производству сборного
железобетона оборудовано автоматизированными теп-
ловыми установками. Их автоматизация основана на
контроле параметров среды и бетона, управлении режи-
мом тепловой обработки и его регулировании. К пара-
метрам среды тепловых установок относятся темпера-
тура, давление, влажность, расход пара и т. п., к пара-
метрам бетона — температура, влажность, прочность
и др.
Управление процессом тепловой обработки и его
регулирование осуществляют в основном по трем систе-
мам: стабилизирующей, программной и следящей. Ста-
билизирующая система поддерживает па-
раметры на одном уровне, заданном задатчиком. С и-
стема программного регулирования
основана на изменении регулируемого параметра по за-
данной программе. Следящая система изме-
няет регулируемый параметр в полном соответствии
с изменением другой независимой функции.
Регулировать систему можно вручную, полуавтома-
тически или автоматически.
При ручном управлении в тепловых уста-
новках наблюдаются резкие колебания параметров сре-
ды, что приводит к нарушению структуры бетона и низ-
226
кому качеству изделий. При этом расход , пара значи-
тельно увеличивается. Поэтому для осуществления точно
заданных режимов нужны специальные устройства.
Полуавтоматическое регулирова-
ние управления производится только на нескольких
стадиях режима тепловой обработки. Чаще всего регу-
лируется температура в период изотермического про-
грева. В периоды подогрева и охлаждения температура
не контролируется. Этот метод Основан на использовании
регуляторов температуры прямого действия (РПД и
РПДП), регуляторов давления прямого действия (РД)
и дроссельных диафрагм (ДД).
Последовательность выполнения процесса полуавто-
матического управления системой следующая. Паропро-
вод, питающий тепловую установку, снабжен ДД,
отверстие которой подобрано так, чтобы при имеющемся
давлении в паропроводе было пропущено столько пара,
сколько требуется для подъема температуры бетона от
начальной до температуры изотермического прогрева.
Для обеспечения постоянного давления перед ДД уста-
навливают регулятор давления пара «после себя» — РД.
Один регулятор обслуживает до 6—10 тепловых
установок. Поэтому одни из них находятся ближе к РД,
а другие дальше от него, что приводит к разному давле-
нию пара перед ними вследствие потерь на сопротивле-
ние в паропроводе. Колебания давления пара перед теп-
ловыми установками не должны превышать 3 %. В про-
тивном случае надо так подобрать диаметр паропровода
от места установки РД до наиболее удаленной тепловой
установки, чтобы выполнялось условие Ар < 0,111 р
Мн/м2 [221, где р — давление пара непосредственно
после РД, Мн/м2; кр — потери давления в паропроводе
от места установки РД до ДД данной камеры, Мн/м2.
В период изотермического прогрева включаются
в сеть РПД и РПДП. Они автоматически поддерживают
заданную температуру, регулируя подачу или отключе-
ние пара.
К недостаткам этого метода относится равномерная
подача пара в период подогрева, что может привести
к разной скорости нагрева изделий в зависимости от сте-
пени охлаждения ограждений, коэффициента заполнения
тепловой установки и т. д. Кроме того, из-за малой
длины капилляров регуляторов температуры (4—6 м)
</« 8*
227
их приходится размещать вблизи камеры, что в ряде
случаев затруднительно. К тому же в период охлажде-
ния изделий температура не регулируется.
Такой уровень автоматизации тепловых установок
явно недостаточен. Поэтому широкое распространение
нашли системы управления с программным регулирова-
нием температурного режима тепловой обработки из-
делий.
Система автоматического регулиро-
вания температурного режима включает чувстви-
тельный элемент — датчик, измеряющий фактическую
температуру в тепловой установке; программное устрой-
ство — задатчик температуры по принятому режиму;
электронный регулятор и исполнительный механизм..
Системы с программным электронным регулятором
температуры обеспечивают высокую точность и устой-
чивость регулирования режима, автоматическую сиг-
нализацию и контроль процесса тепловой обработки»
Электронные регуляторы позволяют осуществлять цен-
трализованное дистанционное управление тепловыми
установками. Эти системы экономичны, удобны в обслу-
живании. Их монтаж и эксплуатация несложны, измери-
тельная и регулирующая аппаратура работает надежно.
Автоматизация подачи теплоносителя при подогреве,
изотермии и охлаждении позволяет точно выдерживать
сроки пребывания изделий в заданном режиме тепловой
обработки. Благодаря этому улучшается их качество
и достигается существенная экономия теплоносителя:
по сравнению с обычными (неавтоматизированными)
тепловыми установками цикл тепловой обработки сокра-
щается на 35—40%, а расход теплоносителя — на
40—45%. При этом появляется возможность обрабаты-
вать по оптимальным режимам бетоны различных соста-
вов на цементах различной активности, что приводит
к увеличению оборачиваемости тепловых установок и
созданию реальных предпосылок для повышения произ-
водительности предприятий.
Кроме того, дистанционный контроль и регулирова-
ние температуры улучшают условия труда рабочих, об-
служивающих тепловые установки, и поднимают на выс-
ший технический уровень культуру производства.
Более правильно регулировать процесс тепловой
обработки по параметрам бетона. Однако это требует
228
установки в изделиях и последующего извлечения из них
датчиков и применения других дополнительных опера-
ций, усложняющих производственный процесс. Поэтому
в промышленности сборного железобетона наибольшее
распространение получили системы автоматики, регули-
рующие параметры среды или конденсата.
Требования, предъявляемые к системам автоматиче-
ского регулирования тепловой обработки железобетона;
точность и стабильность регулирования режима тепло-
вой обработки; непрерывность автоматического контроля
режима и записи во времени; надежность работы в уело
виях высокой влажности и температуры; простота монта-
жа и эксплуатации и максимальная экономичность.
§ 58. ПОДБОР ДРОССЕЛЬНЫХ ДИАФРАГМ
Дроссельные диафрагмы (ДД) — это стальные плас-
тины толщиной 2—3 мм с отверстиями определенного
диаметра, применяемые для повышения тепловой устой
чивости системы пароснабжения и равномерной подачи
пара в тепловые установки. Требуемый расход парь
в периоды подогрева и изотермического прогрева поддер-
живают установкой двух диафрагм: одной для пропуска
пара в период подогрева, второй — в период изотерми-
ческого прогрева.
ДД устанавливают между пароприемниками и запор-
ными вентилями в муфтовых соединениях труб или
между фланцами. Во избежание накопления конденсата
перед ДД их желательно устанавливать на вертикаль-
ных участках трубопровода. Поточную линию с одинако-
выми тепловыми установками надо оборудовать ДД с от-
верстиями одного диаметра.
Пропускную способность ДД в кг/ч определяют по
формуле
Gmax = 4,51с/2 У р! — р2), (275)
где d — диаметр отверстия ДД, мм-, plt р2 — давление
пара перед и после ДД, Мн/м*.
Расход пара в периоды подогрева и изотермического
прогрева вычисляют теплотехническим расчетом. Затем
устанавливают требуемое давление за Д Д (в основном по
потере давления в отверстиях перфорированных труб
тепловых установок). При этом учитывают, что перепад
8 6-261 229
давлений должен находиться в пределах (р± — рг) <
< 0,423 plt т. е. соответствовать докритическому ис-
течению.
Выпускаемые ДД имеют различные диаметры отвер-
стий: 3,4, 5, 6, 8, 10, 12, 14, 16, 18, 20, 25 и 30 мм.
Пример 59. Потребление пара тепловой установкой Gmax =
= 150 кг/ч. Определить диаметр отверстия ДД, если давление
пара перед отверстием р, = 0.3 Л4«/л2, а за отверстием р, =
= 0,13 Мн/м\
Решение. Диаметр отверстия ДД определяют по формуле,
выведенной из уравнения (275):
d = 1/-------......... = V,...... ...150
У 4,51 Vpl(pl~p2) * 4,51/0,3(0,3 — 0,13)
я; 12 мм.
Задача 56. Для условий примера 59 определить диаметр от-
верстия ДД, если потребление пара тепловой установкой Gmax =
= 300 кг/ч. Результаты сравнить.
Ответ: d = 17,1 мм.
§ 59. ПОДБОР РЕГУЛЯТОРОВ ДАВЛЕНИЯ ПАРА
На заводах сборного железобетона применяют регу-
ляторы прямого действия типа 25ч 10НЖ, поддерживаю-
щие требуемое давление в паровой сети «после себя».
Разрегулирование системы при отключении какой-либо
установки компенсируется работой регулятора давления.
Подбирают регуляторы по расчетному давлению пара
перед ними и после них и расходу пара по прилож.,
табл. 36. Приведенная в таблице максимальная пропуск-
ная способность регулятора соответствует 90% теорети-
чески рассчитанной пропускной способности при полном
открытии клапана. Для обеспечения пропуска заданного
количества пара давление до регулятора должно быть
не менее приведенного в вертикальном столбце таблицы,
а после регулятора не больше приведенного в горизон-
тальной строке. По таблице можно подбирать и регу-
ляторы диаметром 80, 100, 125 и 150 мм. Надо учиты-
вать, что при тех же перепадах давления они пропускают
(соответственно) в 2,5; 4; 6 и 9 раз больше пара, чем
указано в таблице. Для этих регуляторов (независимо
от расхода пара и диаметра) принимают мембранные
головки № 4 при давлении в регулируемой системе до
0,2 Мн/м2 и № 2 — до 0,6 Мн/м2.
230
Пример 60. Давление пара до регулятора давления Pi =
= 0,6 Мн/м2, после него р2 = 0,15 Мн/м2. Требуемое количество
пара Gmax = 4000 кг/ч. Определить диаметр регулятора давления.
Решение. По табл. 36 прилож. находим, что регулятор дав-
ления с условным диаметром 50 мм при данных параметрах дав-
ления может пропустить количество пара, равное 2500 кг/ч, что
меньше требуемого Gmax = 4000 кг/ч. Принимаем реТулятор дав-
ления с ближайшим большим диаметром d = 80 мм. Он пропустит
количество пара в 2,5 раза большее, т. е. 2500 • 2,5 = 6250 кг/ч,
что больше Gmax = 4000 кг/ч. Принимаем диаметр регулятора дав-
ления d — 80 мм.
Задача 57. Для условий примера 60 определить диаметр ре-
гулятора давления, если требуемое количество пара' Gmax —
= 2500 кг/ч.
Ответ: d = 50 мм.
§ 60. ПОДБОР КОНДЕНСАТООТВОДЧИКОВ
Пар в тепловых установках отдает тепло и превра-
щается в конденсат, который поступает в конденсато-
отводчик. Назначение последнего — предотвратить уход
пара из тепловой установки вместе с конденсатом.
Простейший конденсатоотводчик — подпорную шай-
бу (ПШ), т. е. заглушку с отверстием, применяют при
практически постоянном расходе пара во времени и дав-
лении его не более 0,5 Мн/м2 [22]. Такие шайбы устанав-
ливают за тепловыми установками, между фланцами,
после специальной шайбы для грубой очистки конденсата
от загрязнения или после очистительной сетки.
При подборе ПШ учитывают следующие параметры:
максимальный расход пара для данной тепловой уста-
новки, расчетное давление пара перед ПШ и за ней и тем-
пературу конденсата. Пропускную способность ПШ
в кг/ч определяют по формуле
G = 0,001276УК^Ъ, (276)
где ц = 0,65 -т- 0,85 — коэффициент расхода, завися-
щий от профиля отверстия диафрагм; d„ — внутренний
диаметр шайбы, мм; \р — разность давлений до и после
шайбы, н/м2; рв — плотность воды перед ПШ, кг/м*.
Правильный выбор диаметра ПШ сводит потери
тепла к минимуму. С помощью шайб теплоотдачу пара
можно увеличить или уменьшить.
8*
231
При давлении пара больше 0,5 Мн/м2 устанавливают
поплавковые конденсатоотводчики (конденсационные
горшки) [22]. Принцип их действия основан на заполне-
нии конденсатом резервуара прибора и открытии клапана
выпуска конденсата поплавком. Если давление в сети
достигает 1 Мн/м2, чаще применяют конденсатоотводчики
типа «Рапид», а при большем давлении — конденсато-
отводчики Главармалита [22].
Расчет этих конденсатоотводчиков основан на опре-
делении выпускного отверстия и массы поплавка. Их
подбирают по производительности и разности давлений
пара до и после конденсатоотводчика. Каждый из них
имеет нормаль завода-изготовителя, где указана произ-
водительность: минимальная, соответствующая периоди-
ческому выпуску конденсата при температуре ниже
100°С, и максимальная, соответствующая непрерывному
выпуску конденсата. Выбирают конденсатоотводчики
по прилож., табл. 34 и 35.
§ 61. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКИ В ПРОПАРОЧНЫХ КАМЕРАХ
Автоматизация камер предназначена для поддержа-
ния заданного режима тепловой обработки изделий
(температуры и влажности среды) и обеспечения равно-
мерного прогрева изделий по всему объему установки.
Наиболее распространенная и эффективная система
автоматики основана на применении программного элек-
тронного регулятора температуры ПРТЭ-2М. Принци-
пиальная схема ее приведена на рис. 48. Режим тепло-
вой обработки регулируется по заданной программе
изменением количества теплоносителя, подаваемого в ка-
меру. Регулирующий орган 2 установлен на паровом
вводе в камеру. Он получает командные импульсы от
программного регулятора температуры 5. Температура
контролируется и регулируется автоматическим урав-
новешенным мостом 4. Датчики 3 регулятора и моста
установлены в нишах стенок камер и измеряют темпера-
туру паровоздушной среды, с достаточной точностью
характеризующую среднюю температуру прогреваемого
бетона. Место установки датчиков должно соответствовать
средней температуре в камере. Давление пара стабили-
232
зируется регулятором давления /, установленным на
магистральном паропроводе.
Регулируемая температура задается величиной пере-
менного сопротивления задатчика, определяемой углом
поворота копира 9, соединенного с синхронным двига-
телем. Копир делает один оборот в сутки. Профиль ко-
пира определяет программу регулирования температуры.
Один копир легко заменить другим, соответствующим
иному температурному режиму.
Лар
Рис. 48. Схема системы автоматики с программным регулятрром
температуры типа ПРТЭ-2М:
1 — регулятор давления; 2 — регулирующий орган; 3 — датчики программного
регулятора; 4 — автоматический уравновешенный мост; 5 — программный ре-
гулятор температуры; 6 — сигнальные лампы; 7 — микроамперметр; 8 — ци-
ферблат; 9 — копир; 10 — пропарочная камера.
Конструктивно регуляторы температуры выполнены
в виде щитового прибора утопленного типа. На его
передней панели расположены микроамперметр 7, про-
градуированный и фиксирующий температуру в камере;
циферблат 9, показывающий время от начала тепловой
обработки; копир 9; зеленая и красная лампы 6.
Устанавливают регуляторы на групповом щите дис-
танционного управления в сухом месте, не подвергаемом
вибрации. Для обеспечения точности регулирования
групповой щит монтируют на расстоянии не более 200 м
от последней пропарочной камеры и оборудуют пере-
ключателями ручной и автоматической работы, управ-
ления исполнительными механизмами, световой и
233
звуковой сигнализацией. После окончания цикла тепло-
вой обработки ПРТЭ-2М автоматически отключаются от
питающей сети. Техническая характеристика ПРТЭ-2М
приведена в прилож., табл. 37.
Для регулирования режима тепловой обработки в не-
скольких пропарочных камерах применяют установки
типа ПУСК-ЗС, «Памир», БМРТЭ-12, КЭП-12У и др.
Пневматическое устройство ПУСК-ЗС предназначено
для постоянного централизованного контроля и автома-
тического программного (с десятью контурами) управле-
ния процессами тепловой обработки изделий. Давление
воздуха 0,3—0,6 Мн/м2, расход его — до 10 мя/ч. Каж-
дый из десяти функционально независимых контуров
обслуживает одну камеру и имеет программный задат-
чик. Возможен переход на ручное дистанционное управ-
ление исполнительными механизмами.
Конструктивно установка состоит из станции центра-
лизованного контроля и управления СЦКУ-С, десяти
преобразователей температуры дилатометрического типа
ПТЦД и десяти исполнительных механизмов. Техниче-
ская характеристика ПУСК-ЗС приведена в прилож.,
табл. 37.
Регулятор «Памир» предназначен для двухпозицион-
ного автоматического программного регулирования, кон-
троля, сигнализации и записи температуры в двенад-
цати камерах по индивидуальным для каждой камеры
программам. Состоит из комплекта датчиков, исполни-
тельных механизмов и щита управления.
Конструктивные и технологические особенности при-
бора «Памир»: заменяет большое число показывающих
и регулирующих приборов; записывает температуру
в каждом из регулируемых объектов; подает световой
и звуковой сигналы при отклонении регулируемого па-
раметра от заданного; управляет процессами при помощи
мембранных, электромагнитных или электромоторных ис-
полнительных механизмов. Техническая характеристика
регулятора «Памир» приведена в прилож., табл. 37.
Блочный многоканальный электронный программный
регулятор температуры БМРТЭ-12 предназначен для
контроля режимов обработки железобетонных изделий
и автоматического управления ими в двенадцати тепло-
вых установках по индивидуально заданным програм-
мам. Он обеспечивает автоматическое и ручное дистан-
234
ционное управление исполнительными механизмами. Схе-
мой предусмотрена возможность подключения устройств
контроля нарастания прочности бетона в процессе тепло-
вой обработки, а также регистрирующего электронного
моста ЭМП-209М для записи температуры. Регулятор
температуры состоит из блока управления и трех вза-
имозаменяемых четырехканальных программных блоков.
Техническая характеристика БМРТЭ-12 приведена
в прилож., табл. 37. По технико-экономическим показа-
телям он имеет ряд преимуществ по сравнению с одно-
канальными приборами ЭРП-61, ПРТЭ-2М и много-
канальными установками ПУСК-ЗС и «Памир».
В настоящее время получают распространение при-
боры и устройства для оценки прочности
бетона в процессе тепловой обработки. По этой
информации можно выбрать оптимальную длительность
режима. О физико-механическом состоянии прогревае-
мого бетона судят по изменению электропроводности или
скорости распространения акустических колебаний в из-
делии или в специальных образцах. К первому типу
относится прибор КЭП-12У, ко второму — АИП-Д-12М.
Прибор К.ЭП-12У обеспечивает программное регули-
рование температуры, ее регистрацию и автоматическое
определение сроков пропаривания изделий благодаря
контролю электрического сопротивления бетонных об-
разцов размером 100X 100X 100 мм.
Ультразвуковая установка с дискретным задатчиком
АИП-Д-12М обеспечивает автоматическое регулирование
режима тепловой обработки железобетонных изделий
в 12 ямных камерах или кассетных установках по задан-
ной программе, контролируя изменение скорости рас-
пространения ультразвука в бетонных кубах. По дости-
жении заданной прочности кубов цикл тепловой обра-
ботки изделий автоматически прекращается.
Регуляторы подачи пара — электромагнитные вен-
тили типа СВВ-15кч877бр (условные диаметры 50 или
70 мм) устанавливают вертикально и последовательно
с другими (чаще ручного управления), позволяющими
в случае ремонта отключить паропровод от магистрали.
Открываются и закрываются клапаны при отклонении
регулируемой температуры от заданной.
235
§ 62. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКИ В АВТОКЛАВАХ
Температура и давление в автоклавах взаимосвязаны
однозначной зависимостью, поэтому теоретически регу-
лируемым параметром можно принять как температуру,
так и давление насыщенного пара в автоклаве. Однако
в начале цикла тепловой! обработки в автоклав поступает
Рис. 49. Схема автоматизации режима авто-
клавной обработки изделий пневматическим
программным регулятором ПРЗ:
1 — фильтр-редуктор для очистки воздуха и сниже-
ния его давления до 0,1 кн/м*1 2 — регулятор ПРЗ;
3 — мембранный исполнительный механизм выпуска
пара в атмосферу; 4 — паропровод для выпуска папа;
5 — обводная линия; 6 — автоклав; 7 — термобаллон;
8 — вентиль для выпуска конденсата из автоклава;
9 — мембранный исполнительный механизм подачи
пара в автоклав; 10 — трубопровод для ввода остро-
го пара.
перегретый пар, и до тех пор, пока температура смеси не
превысит 100° С, избыточное давление в автоклаве равно
нулю. Поэтому, если принять за регулируемый пара-
метр давление, то до температуры 100° С изделия нагре-
ваются бесконтрольно. Кроме того, перегретый пар Спо-
собствует интенсивному испарению влаги, что приводит
к браку изделий. Следовательно, основным параметром
для системы автоматического регулирования процесса’
тепловой обработки изделий в автоклавах должна быть
принята температура, автоматически поддерживаемая
согласно заданной программе.
236
Автоматическое регулирование режима тепловой об-
работки в автоклавах основано на применении пневма-
тического регулятора температуры ПРЗ (рис. 49).
Уменьшение или увеличе-
ние давления воздуха в ре-
гуляторе приводит к пере-
мещению мембранного ис-
полнительного механизма,
подающего или отключаю-
щего пар. ПРЗ обеспечи-
вает непрерывное регули-
рование температуры в диа-
пазоне от 0 до 200° С в тече-
ние 24 ч, после чего авто-
матически отключается.
Погрешность регулятора
не превышает 1,5—2%
верхнего предела шкалы.
К его недостат-
кам относится необходи-
мость установки регули-
рующей аппаратуры вбли-
зи автоклава из-за ограни-
ченной длины соединитель-
ного капилляра (до 18 м),
что снижает эксплуатаци-
онную надежность и ис-
ключает возможность цент-
рализованного управления
группой автоклавов.
Более целесообразно
использовать электронный
двухпозиционный программ-
ный регулятор РПТА-2,
по заданной программе осу-
ществляющий впуск, вы-
пуск, перепуск пара и авто-
матический спуск конден-
сата. Названный прибор состоит из трех блоков: регуля-
тора температуры ПРТЭ-З, работающего по заданной про-
грамме; релейного блока БУИМ для управления испол-
Рис. 50. Схема автоматическо-
го программного регулирования
температуры в автоклаве элек-
1ХИ
тронным регулятором типа
ПРТЭ-З:
/ — магистральный паропровод; 2 —
исполнительный механизм впуска
пара; 3 —. перепускной паропровод;
4 — исполнительный механизм пере-
пуска пара; 5 — то же, выпуска пара
в атмосферу; € — автоклав; 7 — дат-
чик температуры; 8 — поплавковый
уровнемер; 9 — релейный блок; 10 —
программный регулятор температуры
ПРТЭ-З; 11 — исполнительный меха-
низм спуска конденсата; 12 — элект-
роконтактный манометр.
нительными механизмами и сигнализатора уровня типа
МЭСУ-1 для поддержания заданного уровня конденсата.
237
Программный регулятор ПРТЭ-3 ра-
ботает в комплекте с термометром сопротивления ЭТМ-1
гр. Па и соленоидными вентилями типа СВВ. Давление
контролируется электроконтактным манометром ЭКМ.
Схема системы автоматики изображена на рис. 50.
Программа задается копиром, внешние контуры ко-
торого отвечают кривой температурного режима. Тем-
пература среды автоклава измеряется датчиком, а запи-
сывается электронным мостом ЭДМ-112. Прибор ПРТЭ-3,
реагируя на отклонения температуры от заданной вели-
чины, через релейный блок БУИМ управляет
тремя исполнительными механизмами, из которых ИМ-1
регулирует впуск и отключение подачи пара, обеспечи-
вая подъем температуры и выдерживание изделий по
заданному режиму, ИМ-2 в период охлаждения перепус-
кает пар в соседний автоклав, а ИМ-3 сбрасывает пар.
В случае необходимости в системе предусмотрен
автоматический спуск конденсата в любой момент теп-
ловой обработки. Наличие конденсационной воды в авто-
клаве фиксируется блоком измерения уров-
ня конденсата МЭСУ-1. В соответствии с его
командой ИМ-4 выпускает конденсат.
По окончании тепловой обработки изделий ПРТЭ-3
автоматически выключается.
Автоматическая система «Астра» обеспечивает одно-
временное регулирование режимов в нескольких авто-
клавах, программное регулирование процесса по тем-
пературе и давлению; измерение и запись регулируемого
параметра; подачу светового и звукового сигналов при
отклонении регулируемого параметра от заданной вели-
чины; прекращение подачи теплоносителя при открытой
крышке автоклава и повторное использование 'отрабо-
танного пара.
Система «Астра» выполнена на транзисторах и маг-
нитных усилителях с широким использованием печат-
ного монтажа. Техническая характеристика приведена
в прилож., табл. 37.
§ 63. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКИ В КАССЕТНЫХ УСТАНОВКАХ
Эффективность автоматизации кассетных установок
достигается только в случае равномерного прогрева из-
делий по всей площади и толщине. Для этого надо пра-
238
вильно выбрать регулируемый параметр и оптимальный
способ подачи пара в кассету, а также обеспечить ста-
бильное снабжение паром.
Регулировать процесс тепловой обработки по тем-
пературе бетона нецелесообразно ввиду не-
равномерности его прогрева и невозможности извлече-
ния датчика после окончания цикла. Неэффективно и ре-
гулирование режима по температуре среды
К кассетам
Рис. 51. Схема программного регулирования режима тепловой
обработки в кассетных установках:
1 — сигнальное табло; 2 — тепловой отсек; 3 — изделия; 4 — регулятор дав-
ления пара прямого действия; 5 —- электромагнитный вентиль; 6 — дроссель-
ная диафрагма; 7 — пульт местной сигнализации; 8 — температурные датчики;
9 — перфорированные трубы; 10 — электронный регулятор температуры типа
ПРТЭ-2М; 11—электроконтактный манометр типа ЭКМ; 12— автоматический
уравновешенный мост типа ЭМП-209; 13 — релейный блок.
'-в паровых отсеках, так как датчик будет измерять прак-
тически температуру острого пара. Наиболее приемлемо
регулирование тепловой обработки по темпера-
туре конденсата, отводимого из паровых отсе-
ков в конденсатосборник кассеты. Температура конден-
сата характеризует среднюю теплоотдачу пара в кассете
и, следовательно, степень нагрева изделий.
При установке датчика в трубе для слива конденсата
автоматизировать подъем температуры в период подо-
грева программным регулятором не удается, так как
239
температура конденсата во времени отстает от температу-
ры теплового отсека. Кроме того, температура конденсата
может колебаться вследствие наличия «пролетного» пара
в соседних установках и недостаточно интенсивного от-
соса паровоздушной смеси из общего конденсатосбор-
ника. Поэтому надо обеспечить стабильную работу сис-
темы пароснабжения автоматизируемых кассетных уста-
новок, надежность оборудования для отсоса паровоздуш-
ной смеси из конденсатосборника в атмосферу, защиту
датчиков от механических повреждений и от непосред-
ственного воздействия паровоздушной среды и т. п.
Стабилизация пароснабжения достигается установкой
на цеховом паропроводе регулятора давления пара пря-
мого действия и дроссельных диафрагм, которые монти-
руют на паровом вводе в каждую кассетную установку.
Наиболее эффективно обеспечивает равномерность
прогрева изделий эжекторная система пароснабжения
кассетных установок.
Режим тепловой обработки регулируется по заданной
программе электронным регулятором температуры
ПРТЭ-2М, смонтированным на центральном пульте уп-
равления. Схема программного регулирования режима
тепловой обработки в кассетных установках изображена
на рис. 51.
Контроль температуры и регулирование режима
тепловой обработки изделий в термоформах осуще-
ствляют аналогично. В этом случае термометр сопротив-
ления устанавливают в клапан трубы для отвода конден-
сата (см. рис. 27).
§ 64. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ТЕПЛОВОЙ
ОБРАБОТКИ В КАМЕРАХ
ВЕРТИКАЛЬНОГО ТИПА
Режим тепловой обработки изделий в камерах вер-
тикального типа автоматически регулируется измене-
нием количества подаваемого пара. Режим задается
изменением высоты зоны изотермического прогрева.
Схема автоматизации процесса тепловой обработки при-
ведена на рис. 52.
Высота зоны изотермического прогрева изменяется
подачей пара исполнительным механизмом, который
получает команду от программного регулирующего
240
устройства. Последнее’поддерживает заданное соотноше-
ние значений температуры среды в точках А и Б, где
установлены температурные датчики. Точка А распо-
ложена в начале зоны изотермического прогрева, а точ-
ка Б — на некотором расстоянии от нее, определяемом
расчетом. Соотношение значений температуры среды
в точках А и Б зависит от расстояния между ними и за-
данного режима тепловой обработки. Изменяется и авто-
матически регистрируется температура среды по высоте
5
Рис. 52. Схема автоматического
регулирования режима тепловой
обработки изделий в камере вер-
тикального типа:
1 — исполнительный механизм подачи' ^/^/^x,/////2zl/////zzzzzzz1>
пара; — ограждения камеры; 3 —
перфорированная труба; 4, 6 — тем-
пературные датчики; 5 — автоматический многоточечный регистрирующий
мост; 7 — программное регулирующее устройство.
камеры несколькими температурными датчиками и авто-
матическим многоточечным регистрирующим мостом.
Программное регулирование режима осуществляется
автоматическим регулятором ЭР-2С-59 (прилож.,табл. 37).
Его основным элементом является электронный регули-
рующий прибор, состоящий из измерительного и усили-
тельного блоков, а также устройств инерционной и упру-
гой обратной связи.
Схема измерительного блока выполнена так, что при
установленном соотношении между значениями темпера-
туры в двух заданных точках напряжение на выходе
равно нулю. В случае отклонения от заданной величины
на выходе измерительного блока возникает напряжение
постоянного тока, пропорциональное этому отклонению.
241
Знак напряжения определяется направлением отклоне-
ния. Электрический сигнал проходит через усилитель-
ный электронный блок и выполняет роль побудителя
подачи или отключения пара.
§ 65. АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ЭЛЕКТРОПРОГРЕВА
ИЗДЕЛИЙ
Автоматизация процесса тепловой обработки изделий
электрической энергией преследует в основном две
задачи: выключение напряжения при достижении задан-
ной температуры и ее фиксирование. Датчиками темпе-
ратуры служат термометры сопротивления с диэлектри-
ческой защитой. При больших скоростях разогрева луч-
шими признаны термометры сопротивления с наимень-
шей тепловой инерцией.
Температура фиксируется и регулируется электрон-
ным потенциометром ЭППг09-2М или ЭПП-09-ЗМ; элек-
тронным уравновешенным мостом ЭМП-209М; элек-
тронным программным регулятором ПРТЭ-2М.
Электронные потенциометры типа ЭПП-09-2М или
ЭПП-09-ЗМ непрерывно показывают, записывают и ре-
гулируют температуру в 12 или 24 точках. Они имеют
устройство для сигнализации об обрыве в измеритель-
ной цепи.
Уравновешенные автоматические электронные мосты
ЭМП-209 переменного тока с ленточной диаграммой
непрерывно (однозаписный прибор) или циклично (мно-
гозаписный прибор) измеряют и записывают темпера-
туру в 1, 2, 3, 6, 12 и 24 точках. Длина рулона ленты
25—30 м, ширина 275 мм, скорость перемещения 60—
9600 мм!ч.
По основным конструктивным особенностям эти при-
боры аналогичны, их технические характеристики при-
ведены в прилож., табл. 37.
В одном из изделий группы устанавливают контроль-
ный термометр сопротивления, который при достижении
максимальной температуры изотермического прогрева
автоматически выключает напряжение. В конце режима
дается звуковой или световой сигнал об окончании
электропрогрева.
242
Глава IX. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
ПРИ ОБСЛУЖИВАНИИ ТЕПЛОВЫХ
УСТАНОВОК
§ 66. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Поступающие на предприятие рабочие допускаются
к работе только после прохождения ими вводного инструк-
тажа по технике безопасности и производственной сани-
тарии и, кроме того, инструктажа по технике безопас-
ности непосредственно на рабочем месте, который про-
водится также' при каждом переходе на другую работу
или при изменении ее условий.
Рабочих комплексных бригад инструктируют и обу-
чают безопасным приемам по всем видам выполняемых
ими работ.
Повторный инструктаж проводится для всех рабочих
не реже одного раза в три месяца, что обязательно фик-
сируется в специальном журнале.
Кроме инструктажа, надо не позднее трех месяцев
со дня поступления новичков обучить их безопасным
методам и приемам работ по утвержденной главным ин-
женером'программе. По окончании обучения и в даль-
нейшем ежегодно главный инженер предприятия должен
обеспечить проверку знания рабочими указанных мето-
дов и приемов работ, а также документальное оформле-
ние проверки и выдачу рабочим удостоверений.
Персонал, обслуживающий машины, оборудование,
объекты и установки, подконтрольные Госгортехнад-
зору СССР или Госэнергонадзору Минэнерго СССР,
к которым предъявляются повышенные требования по
технике безопасности, обучают и допускают к работе
в соответствии с правилами Госгортехнадзора СССР
и Госэнергонадзора Минэнерго СССР.
В качестве учебно-методических центров пропаганды
техники безопасности и производственной санитарии на
каждом предприятии должны быть организованы каби-
неты или уголки техники безопасности, обеспеченные
наглядными пособиями и литературой.
Все движущиеся части оборудования ограждают,
а пуск их сопровождается звуковой или световой сигна-
лизацией. Площадки, расположенные выше уровня пола,
243
ограждают прочными перилами со, сплошной обшивкой
по нижнему контуру. При внезапном прекращении по-
дачи электроэнергии все электродвигатели немедленно
надо отключить, а у главного рубильника снять предо-
хранители.
Систематически нужно проверять состояние паропро-
водов к тепловым установкам. Ремонтировать их можно
только после отключения от паровой сети. Ремонт паро-
проводов, находящихся под давлением, не разрешается.
Рабочие могут быть допущены внутрь тепловых уста-
новок для проведения ремонтных работ при температуре
воздуха в них не выше 40° С и при отсутствии вредных
газов. При температуре воздуха на рабочих местах выше
40° С их необходимо оборудовать обдувочными вентиля-
торами, снабдить людей теплозащитной одеждой и устра-
ивать через каждые 0,5 ч 10-минутный перерыв для
отдыха в специально отведенных для этого местах с
нормальной температурой и местами для лежания. При
температуре воздуха выше 50° С работа внутри тепло-
вых установок не допускается.
К. выполнению ремонтов при температуре выше
30° С рабочих можно допускать только после ме ицин-
ского осмотра. Максимальная температура наружной
поверхности ограждающих конструкций и паропроводов
тепловых установок не должна превышать 40° С.
Нормальное функционирование тепловых устано-
вок — залог высокого качества изделий при минималь-
ных удельных „затратах теплоносителя и топлива на еди-
ницу продукции. Оно обеспечивается систематическим
наблюдением и контролем: а) за работой системы тепло-
снабжения завода (замером параметров теплоносителя
в магистральных и распределительных сетях, проверкой
состояния перфорированных труб и устройств, обеспе-
чивающих возврат или удаление конденсата); б) состоя-
нием ограждающих конструкций тепловых установок
путем осмотра в период между циклами тепловой обра-
ботки с устранением всех неисправностей; в) состоянием
и работой программных регуляторов температуры и сис-
тем дистанционного управления тепловой обработкой.
Температуру контролируют просмотром температур-
ных диаграмм каждой установки и не реже чем через
каждый час — термометрами при ручной подаче пара.
Сигналы контролирующего прибора о неисправностях
244
в системе тепловой обработки изделий заносят в смен-
ный журнал. В нем записывают время предварительного
выдерживания и тепловой обработки изделий, загрузки
и выгрузки тепловой установки. В зимнее время не реже
одного раза в смену в журнале отмечают температуру
воздуха в помещении, где распалубливают изделия [23].
§ 67. ПРОПАРОЧНЫЕ КАМЕРЫ
. Крышки ямных камер должны быть герметичны, обо-
рудованы песочными или водяными затворами. В водя-
ных затворах, должна быть обеспечена циркуляция воды.
Все неисправности герметизации нужно немедленно
устранять.
Загружать и выгружать изделия, а также открывать
крышки камер должны рабочие-такелажники. Крышки
надо строповать за все петли. Ямные камеры внутри
должны быть оборудованы скобами или переносной
лестницей для спуска и подъема рабочих при выполне-
нии ремонтных или других работ. В момент загрузки
и выгрузки камеры в ней при использовании обычной
траверсы может находиться только рабочий-такелажник.
Если применяется самозахватывающая траверса, рабо-
чим находиться в камере запрещено. Во время работы
камеры запрещается спускаться в отводящий колодец.
Ямные камеры должны быть оборудованы системой
вытяжной вентиляции для удаления пара и охлаждения.
Уменьшать парение в цехе надо обеспечением свободного
стока конденсата из тепловых установок.
Нужно строго соблюдать цикл подачи вагонеток
в камеры непрерывного действия на подъемниках и при
выталкивании из камер на снижателях, делая записи
в журнале в строгом соответствии с фактической подачей
вагонеток по ярусам камер. Вагонетка должна пол-
ностью заталкиваться в камеру. Запрещается включать
подъемники или снижатели при наличии на них людей.
Оператор подъемников заталкивает вагонетки в яруса
только после согласования с оператором снижателей.
§ 68. АВТОКЛАВЫ
Устройство, освидетельствование и эксплуатация авто-
клавов осуществляется в соответствии с требованиями
«Правил устройства, установки и освидетельствования
245
сосудов, работающих под давлением». Внутренний
осмотр их производят не реже чем через 12 месяцев,
а гидравлические испытания с предварительным внут-
ренним осмотром — не реже чем через каждые 6 лет.
Результаты осмотров оформляют актами.
Автоклавы должны быть снабжены манометрами
и предохранительными клапанами. На циферблатах
манометров наносится красная черта предельного рабо-
чего давления, превышать которое недопустимо.
Работы по ремонту, очистке и загрузке автоклава на-
чинают после проверки исправности вентилей острого
пара, перепуска и выпуска пара. Вентили должны быть
закрыты до отказа, заперты на замок, а на штурвалах
вывешена предупредительная надпись: «В автоклаве
работают».
Крышки автоклавов, закрытые на все болты, не
должны пропускать пар. Подтягивание болтов при дав-
лении более 0,15 Мн/м2 запрещается. При неисправности
прокладок или хотя бы одного болта крепления крышки
впуск пара в автоклав не допускается.
При обслуживании и ремонте автоклавов переносное
освещение должно быть низковольтным (напряжением
не более 12 в). Все рабочие места и помещения автокла-
вов должны освещаться в соответствии с действующими
нормами естественного и искусственного освещения.
Помещения автоклавного отделения оборудуют аэра-
цией или зонтами естественной вытяжки. Наружные
входы в автоклавные цехи должны иметь тамбуры или
тепловые завесы.
§ 69. ЭЛЕКТРООБРАБОТКА БЕТОНА
При электроразогреве бетонной смеси и электропро-
греве бетона все электропроводы и Электрооборудование
надо ограждать, а корпуса — заземлять. Монтаж элек-
трооборудования и присоединение его к питающей сети,
а также дежурство выполняют электромонтеры квалифи-
кации не ниже III группы. Работающих вблизи надо пре-
дупреждать об опасности поражения электрическим то-
ком и дополнительно подробно всех инструктировать.
Рабочим выдают резиновые сапоги или галоши, а элек-
тромонтерам — диэлектрические перчатки. Обязательно
знание рабочими безопасных методов работы и практиче-
ских приемов освобождения попавшего под напряжение.
246
Все голые токоведущие части трансформаторов и рас-
пределительных щитов защищают от случайных прикос-
новений и атмосферных осадков. Около них устанавли-
вают деревянные решетки на изоляторах или решетки,
покрытые диэлектрическими ковриками. Зона электро-
прогрева ограждается на высоту не ниже 1,25 'м на рас-
стоянии не менее 1—1,5 м от прогреваемого участка.
Через каждые 5—10 м по периметру ограждения вывеши-
вают предупредительные надписи: «Опасно!», «Под на-
пряжением!» и т. п., а также правила оказания первой
помощи при поражении током. Ограждения оборудуют
электроблокировкой калиток и ворот, отключающей ток
при входе в секцию человека. В пределах зоны электро-
прогрева устанавливают сигнальные лампы, загораю-
щиеся при подаче напряжения на линию и подключаемые
так, чтобы при их перегорании автоматически отключа-
лась подача напряжения на линию.
В сырую погоду и во время оттепели все виды элек-
тропрогрева на открытом воздухе должны быть прекра-
щены. Запрещается заливать водой участок под напря-
жением и увлажнять бетон в процессе прогрева. Делать
это можно только после снятия напряжения.
Участки электропрогрева находятся под круглосуточ-
ным наблюдением квалифицированных электромонтеров.
На них запрещены все виды работ и пребывание людей,
за исключением замера температуры, выполняемого ква-
лифицированным персоналом с применением защитных
средств. Использовать напряжение выше 380 в запрещено.
При включении тока на посту электроразогрева
бетонной смеси должны загораться красные сигнальные
лампы с одновременной подачей звукового сигнала.
До подачи разогретой смеси в бетоноукладчик нужно
выключить рубильник. Включение напряжения допус-
кается только после ухода обслуживающего персонала
за ограждение. Измерять температуру бетонной смеси
в нагревательном бункере следует только дистанционно.
Особое внимание надо обращать на постоянную ис-
правность систем защитной блокировки, световой и зву-
ковой сигнализации, а также на исправность автоматики
выключения установок при предельно допустимой тем-
пературе разогрева. Исправность этих систем прове-
ряют ежесменно при вступлении на дежурство сменного
оператора.
248
ПРИЛОЖЕНИЯ
Таблица 1. Характеристика твердого и жидкого топлива [8, 16, 35]
Топливо Марка Рабочий состав, % по массе Qp, чн’ кдж/кг V», я?/кг
ср нр ор Np sp Л АР Wp
Уголь из бассейнов: Донецкого г 62,2 4,2 6,4 1,2 3,3 15,8 7 24721 6,53
АК 83,4 1,6 1,2 0,6 1,4 6,4 5,4 29705 8 •
АРШ 71,7 1,4 1,4 0,8 1,8 16,9 6 25559 ‘ 6,84
Кузнецкого Т 70 3,3 2 1,5 0,5 14,7 8 26648 7,05
ПС 74 3,5 1,7 1,5 0,6 12,2 6,5 28241 7,46
Карагандинского Б 41,9 2,7 i 1,3 0,5 0,6 17 26 15474 4,09
пж, 57 3,4 5,4 0,9 0,8 25 7,5 22309 5,82
Подмосковного Б 29,1 2,2 8,7 0,6 2,9 23,5 33 10517 2,98
Мазут: малосернистый 85,3 10,2 0,4 0,3 0,5' 0,3 3 39009 —
многосернистый — 83,4 10 0,2 0,2 2,9 0,3 3 38422 —
6-261
Таблица 2. Характеристика газообразного топлива [8], [35]
Месторождение Состав топлива, % по объему ор, чн> кдж/м* V», ,и3/л?3
со, сн„ с,н« сгн. с,н10 С5Н1г N, о2 H2S
Бугурусланское 0,4 81,7 5 2 1,2 0,6 8,5 0,6 40746 9,7
Дашавское 0,1 97,9 0,5 0,2 0,1 — 1,2 — 35700 9,5
Елшанское 0,2 94 1,2 0,7 0,4 0,2 3,3 — — 39866 9,4
Мелитопольское 0,2 97,9 0,1 1,8 — — 35158 —
Степанское 0,2 ,95,1 2,3 0,7 0,4 0,8 0,5 — — 37836 10
Ставропольское 0,1 98,7 0,3 0,1 0,1 — 0,7 — 39741 9,5
Шебелинское 0,3 89,9 3,1 0,9 0,4 — 5,2 0,2 — 39490 10,1
Таблица 3. Теплотворная способность газообразного топлива [16]
Газ <2® кдж/м9 Газ Фн, кдж/м5
Водород Н„ 10806 Этан С2Нв 63797
Окись углерода СО 12645 Бутан С4Н10 118736
Сероводород U.S 23401 Пентан С5Н42 146189
Метан СН4 35845 Бутилен С4Н, 113595
Таблица 4. Рекомег щуемые типы слоевых топок [39
Топливо Паропроизводительность котлов, tn/ч
<2 | 1 4—10 12—20
Антрацит марок АРШ, АСШ, AC, AM С забрасы- вателем С цепной решеткой
(С ручным забросом) — —
Каменные угли: пламенные неспекающиеся пламенные спекающиеся С забрасывателем С шурующей планкой С цепной решет- кой и забрасыва- телем С цепной решет- кой
(С ручным забросом) — ‘ —
С забрасывателем С шурующей план- кой С цепной решет- кой и забрасыва- телем
(С ручным забросом) —
Тощие угли, слабо- спекающиеся С забрасывателем —
(С ручным забросом) —
250
Продолжение табл. 4.
Топливо Паропроизводительность котлов, т/ч
< 2 4-10 12—20
Бурые угли умерен- ной влажности (1ГП< 6%) С забрасывателем С шурующей планкой С цепной решет- кой и забрасыва- телем С цепной решет- кой
(С ручным, забросом) (С наклонно-переталкиваю- щей решеткой)
Примечание. Без скобок указаны рекомендуемые типы
топочных устройств, в скобках — заменяющие.
Таблица 5. Рекомендуемые типы камерных топок [39]
Топливо Паро- произ- води- тель- ность D, т/ч Типы топочного устройства
рекомендуемый заменяющий
Антрацит (штыб) >35 Пылеугольная ___
Тощие угли > 12 —»— —
Каменные угли:
Vr<30% > 12 Пылеугольная —
Кг>30% > 12 —»— Шахтно-мель-
ничная
Бурые угли:
1ГР< 15% > 12 Шахтно-мельничная Пылеугольная
Гр> 15% <6,5 Пневматическая ЦКТИ
системы Шершнева —
> 12 С мелющими венти- Шахтно-мель-
ляторами ничная
IVP = 2O—30% >35 Пылеугольная —»—
Гр>30% > 12 ч »— —
Мазут и газ Любая Камерная —
9*
251
Таблица 6. Техническая характеристика горелок типа ИГК [21]
Горелка пном • кдж/(мэ-ч) DHOM ВГ • м3/ч <*ф, ММ g. кг L, мм dl. дюйм А, мм axd, мм
ИГК-25М 536320 V 16 4,5 5 650 0,5 53 90x90
ИГК-60М 1340800 40 7,5 12 1000 1 80 130x130
ИГК-120 1917400 70 9,5 38 1800 1,5 108 170X170
ИГК-170 3352000 100 И.4 40 2130 2 131 200x200
ИГК-250 5028000 150 14 50 2424 2 150 240x240
Примечание. Давление газа номинальное р”ом =30 000 н/л2;
рекомендуемое р{'>ек = 3500 -- 50 000 н/м2.
Таблица 7. Производительность форсунок типа МПФМ, кг/ч [8]
Тип форсунок Давление пара, Мн/м2
длиннофа- кельных короткофакельных 0,5 0,8 1,1 1,4 1,7 2,1 2,6
ОН-549-01 ОН-549-08 60 100 125
’ОН-549-02 ОН-549-09 — — 175 200 250 300
ОН-549-ОЗ ОН-549-Ю 115 175 240 — — — —
ОН-549-04 ОН-549-11 — 300 365 440 540
ОН-549-05 ОН-549-12 175 275 370 470 560 — —
ОН-549-06 ОН-549-13 240 390 535 — —- —
ОН-549-07 ОН-549-14 350 500 — — — — —
Таблица 8. Ориентировочные значения удельного паросъема
и теплосъема для различных типов котлов [8]
Котлы Сжигаемое топливо
антрацит жидкое и газообразное
Da/tiK, кг/ (мг-ч) С/^К, кдж/(м2-ч) n/HKi кг/(м2-ч) Q/^к,- кдж/(м2-ч)
Чугунные: с внутренни- ми топками 10-11 25140—29330 11—12 29330-33520
с внешними топками 15-18 41900-50280 15-20 41900-54470
Жаротрубные 14—25 37710—62850 20—30 54470 —83800
Водотрубные и вертикально-ци- линдрические 20-30 54470-83800 25-35 62850-96370
252
Таблица 9. Основные показатели работы топочных устройств [4]
Тип топки и вид топлива Q/R, квт/м* Q/VT, квт/м* % °шл+пр+ +®ун ’ % “шл-|-пр+ +“ун
Слоевая с непод- вижной решеткой и ручны м забро- сом для угля мар- ки АРШ 940 350 2-|-14 20+55 0,65+0,35
То же, с забрасы- вателем для АРШ 1050 290 0,54-18 25+65 0,70+0,3
То же, для бурых углей 1050 290 1 + И 10+20 0,75+0,25 0,7+0,3
Цепная для АРШ 940 290 0-4-14 25+55
То же, для АС и AM 1160 350 0+7 20+50 12+30 0,75+0,25 0,8+0,2
То же, для Д и Г Пылеугольные для АШ 1160 290 1+6
— 145 0+4 — . .—
То же, для камен- ных углей — 185 0,5+2 —
Камерные для ма- вута и природного газа 250 1 — —
Таблица 10. Основные характеристики котлов типа ДКВР [21]
Марка котла
Показатели 2,5-13 4-13 6,5-13 10-13(21)
Паропроизводительность, т/ч 2,5 4 6,5 10
Т е пло произвол ительность, вт 1,74- 106 2,9- 10е 4,65-10е 7,55-Ю3
Рабочее давление, Мн/м2 1,3 1,3 1,3 1,3/2,1
Общая поверхность на- грева котла, м2 91,3 138,3 225,3 277
Размеры, мм: длина 4190 5430 6670 7000
ширина 3200 3200 3830 3830
высота 3390 3390 3390 —
253
Таблица 11. Тепловые отопительные х и вентиляционные у харак-
теристики зданий (И климатический пояс) [4] ’
Типы зданий VH, X, вт/(м8- °C) У, вт/ (мв-°С) п
Гаражи <5000 0,64-0,76 0,72—0,82 2-2,2
5000—10000 0,5 —0,63 0,6 —0,69 2,5-3
Деревообделоч- <5000 0,65—0,7 0,59—0,7 1,5-2
ные цехи Механические 5000—10000 0,53—0,65 0,47—0,59 1,5—2
мастерские 5000-10000 0,53—0,65 0,29—0,47 1,2 —1,3
Пожарные депо <5000 0,52—0,56 0,12—0,14 0,35—0,4
5000—10000 0,53—0,56 0,1 —0,12 0,30-0,35
Столовые <5000 0,47—0,53 0,82—1,05 2,0 —2,5
5000—10000 0,35—0,41 0,82—0,95 2,0 -2,5
Учреждения <5000 0,41—0,45 0,35—0,45 1
5000—10000 0,38—0,41 0,32—0,34 1
Таблица 12. Климатологические данные для некоторых городов
СССР [4], [36]
Город Температура, * С Длительность отопительного периода, суток
средняя наиболее холодной пятидневки расчетная зимняя Для вентиляции средняя за отопитель- ный период
Астрахань —22 —11 —2 171
Брянск —23 — 12 —2,2 196
Братск —44 -30 — —
Волгоград -25 —14 -3,6 178
Горький -28 —17 —4,9 217
Иркутск —35 —23 —8,8 243
Киев —21 — 10 — 1,2 191
Ленинград —24 —12 —2 223
Москва —26 — 15 -3,7 212
Новосибирск —39 —24 —8,9 228
Одесса — 15 — + 1,1 160
Омск -36 —24 -8,9 227
Пенза -28 — 17 ' -4,7 211
Ростов-на-Дону —22 — 10 — 1,4 175
Самарканд — 12 -3 —2,9 124
Свердловск —32 —21 —6,5 233
Ташкент -13 —4 —2 131
Челябинск —32 -21 -6,8 222
254
Таблица 13, Ориентировочное число часов отопительного периода
с одинаковой температурой наружного воздуха для некоторых
городов СССР [8]
Температура наружного воздуха, °C Город
Киев Ленин- град , Москва Одесса Омск Сверд- ловск
Минусовая 45—40 12 1
40—35 — — — 56 9
35-30 -— — -—. — 147 50
30—25 1 — 30 — 350 165
25—20 32 116 133 1 565 320
20—15 158 271 408 45 795 640
15—10 378 540 690 207 895 1040
10-5 832 950 1170 470 895 1180
5—0 1530 1420 1410 1048 780 ИЗО
Плюсовая . 0—5 1385 1690 750 1540 685 730
5—10 268 364 497 529 300 325
Итого часов 4584 5352 5088 3840 5480 5592
Таблица 14. Среднесуточные нормы потребления горячей
Воды [36]
Назначение Единица измерения Расход, л
Душевые промышленных пред- приятий 1 душевая сетка в 1 ч 270
Предприятия общественного питания На 1 блюдо 3-4
Общежития с общими душе- выми » 1 жителя 40—50
Жилые дома » 1 жителя 80—100
Умывальники общего пользо- вания » 1 точку в 1 ч 55—65
Таблица 15. Значения коэффициентов k, ч, р [4]
Теплоноситель k 9
Идеальный газ 1,4 — —
Воздух — 0,528 3,33
Перегретый пар 1,3 0,546 3,38
Насыщенный водяной пар 1,135 0,577 3,23
255
Таблица 16. Значения коэффициентов ср и р. [4]
Отверстия Скоростной ср Истечения р.
Острые круглые 0,62 0,65
Цилиндрические патрубки, 1 = = (3,5-4-4) d 0,82 •' —
Сопла Лаваля 0,95 0,96—0,98
(X \
--Т-) [4]
2 у ат/
А D А D .4 D А D А D '
0,1 0,133 0,5 0,521 0,9 0,797 1,3 0,934 1,7 0,984
0,2 0,223 0,6 0,604 1 0,843 1,4 0,952 1,8 0,99
0,3 0,329 0,7 0,678 1,1 0,88 1,5 0,966 1,9 0,993
0,4 0,41 0,8 0,742 1,2 0,91 1,6 0,976 2 0,995
Пр имечание. Здесь коэффициенты: А = —; D = f (Д).
2 У at
Таблица 18, Характеристика циклонов НИИОГаз [1]
Показатели Тип циклона
ЦН-15 ЦН-15у ЦН-24 цн-п
Внутренний диаметр, мм 400-800 200—1000 400—800 400—800
Высота цилиндрической части, мм 2,26 1,51 2,11 2,08
Высота конуса, мм 2 1,5 1,75 2
Общая высота, мм 4,56 3,31 4,26 4,38
Коэффициент аэродинами- ческого сопротивления 105 100 60 180
256
Таблица 19-. Технические характеристики рукавных фильтров [1]
Показатели Тип фильтра
ФВК-30 ФВК-60 ФВК-90 РВФ-1А
Поверхность фильтра- ции, м2 Производительность, м3/с 30 60 90 543
0,35-0,42 0,7-0,8 1,1 —1,3 8,34
Сопротивление, н/м2 Диаметр рукава, мм 135 До 135 1500 135 135
Длина рукава, мм 2060 2060 2060 5000
Количество секций, шт. 2 4 6 8
Число рукавов в секции, шт. 18 18 18 32
Размеры, мм: длина 1700 2800 3900 7000
шиоина 1700 1700 1700 5000
высота 3900 3900 3900 10400
Таблица 20. Технические
характеристики автоклавов
Показатели Модель автоклава
Л330/8А 162,4 | 1189411 СМ545 Nb 2 и 3 118918
Тип автоклава Проходной Тупиковый
Внутренний диаметр, м 3,6 3,6 2 2,6 2 2
Длина корпуса, м 21 21 17,18 19,1 19,25 17
Давление, Мн/м2 1,3 1,1 0,9 1,3 0,9 0,9
Температура, °C 187 179 175 187 175 175
Ширйна колеи, мм 1524 1524 750 900 750 750
Размеры, л:
длина 23,24 23,36 18,76 20,72 20,83 18,29
ширина 4,8 5,38 2,74 3 2,08 2,65
высота 5,5 6,2 3,7 4,79 4 4,05
Масса, т 118,5 118,7 19 40,1 20,6 16,8
Таблица 21. Технические характеристики кассетных установок
конструкции Гипростройиндустрии [34]
Показатели Количество формовочных отсеков
6 8 .... .. ... .... . 10 :
Количество тепловых от-
секов, шт 4 5 6
Масса, т Габариты, м~. 62,3 75 87,7
длина 7,24 7,24 7,24
ширина 5,9 5,9 5,9
высота 3,8 3,8 3,8
257
bo сл Таблица 22. Технические характеристики кассетных установок конструкции НИАТ (341
00 Кассетные установки
Показатели УПП-1 УПП-2 ВКМ1-В1 ВКМ1-В2 УПП-4 УПП-3 ВКМ1-П1М
Тип изделий Панели внутренних стен Лестничные марши и площадки Панели перекрытий
Количество одновременно изготов- ляемых изделий, шт. 6 6 8 8 6 8 7
Количество паровых рубашек, шт. 7 7 9 9 7 9 8
Количество гидравлических домкра- тов, шт. 4 ' 4 4 4 2 4 4
Усилие домкратов, тс 28 28 30 30 14 28 30
Масса установки, т Размеры установки, мм: 60 60 63 53 40 80 60
длина 6090 6090 7650 7650 5220 7090 7650
ширина 6000 6000 7250 7250 3000 5550 7250
высота 3195 3195 3800 3800 1650 3195 3800
Мощность электродвигателей, квт 9 9 9 9 4,5 9 9
Таблица 23. Значения коэффициента ₽в, учитывающего влияние
ветра [29]
а, вт/(м* °C) Скорость ветра, м/с
< 0,2 0,2 — 6 V. > 6
<2,9 1 1,2 1,3
>2,9 1 1,3 1,4
Таблица 24. Наименьшее удельное сопротивление к концу
разогрева [6], [33]
Температура разогрева, °C 20 40 60 80 100
рО/Ри 1 0,8 0,65 0,6 0,55
Таблица 25. Электрические свойства проволок [26], [29]
Проволока Рабочая темпе- ратура /ра6, °C Рвв» 0М/(ММ* ' м) ₽. 1/’С
Стальная 400 0,11 0,0049
Константановая 500 0,49 0,00005
Фехралевая 800 1,25 0,00009
Никелиновая 500 0,42 0,000019
Нихромовая 900 1,1 0,00017
Таблица 26. Значения ₽0 и А для различных цементов при
температуре 20° С [6]
Цемент Ро А
Портландский Белгородского завода 130 но
Портлендский завода «Гигант» 60 по
Портландский Спасского завода 95 150
Быстротвердеющий Николаевского завода 100 150
259
Таблица 27. Тепловыделение портландцемента [17]
Марка цемента 200 300 400 500
(?э28 кдж/кг 250 335 420 500
Таблица 28. Значения (В/Ц)0’44 [17]
в/ц 0,3 0, 35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6
(В/Ц) °,44 0,58 0,627 0,668 0,697 0,738 0,77 0,8
Таблица 29. Коэффициент теплопередачи форм (опалубки) [29]
Материал Толщина элемен- тов стенок формы 6, мм k, вт/(м2 • °C)
Деревянная 25 3,9
Деревянная 40 2,66
Металлическая ~ 8 23,2
Металлическая, утепленная слоем 84-50 1,1
минеральной ваты
Деревометаллическая Деревометаллическая, утепленная 40 4-8 12,9
слоем минеральной ваты 40 4- 8 4- 50 1,88
Таблица 30. Коэффициент теплоотдачи паровоздушной среды,
____________вт/(м2 °C) [4] ______________________
Влажность среды, % Температура среды, °C
60 70 75 80
50 . 21 23 26 29
100 35 53 56 64
Примечание. При автоклавировании коэффициент тепло-
отдачи изменяется так: при подъеме температуры от 10 до 100° С
а = 90-5-940 вт1(м? • °C); при подъеме давления от атмосфер-
ного до максимального а = 580-j-1750 вт/(м2 • °C).
260
Таблица 31. Технические характеристики трансформаторов [29]
. Марка Тип Мощ- ность, ква Вторичная обмотка Масса, кг ’ Размеры, см
и, в Л а
ТБ-20 Масляный однофазный 20 102; 51 196; 322 260 60 X 70 X 40
ТВ-35 Воздушный трехфазный 35 68; 59; 34 171; 297; 342; 594 382 62,5 X 99 х 68
ТМО-50/10 Масляный трехфазный 50 106,5; 87; 61,5; 51 270; 320 470; 670 890 145 х 129 X 89
ТМОА-50 То же 50 121; 103; 85; 70; 60 239; 418 473 98 х 93,2 х 123
ТМ-75/6 То же 50 106,5; 87; 61,5; 51 272; 330 470; 572 650 105 X 129 X 74
При м е ч а н и е. Напряжение первичной обмотки 380/220 в.
to Таблица 32. Конструктивные показатели, », стальных форм [27]
Характеристика форм Силовые Несиловые
Отношение сторон Назначение перемещаемые неподвижные перемещаемые непо- движные
1а 16 1в 2а 26 2в За 36
В<2Л 1> 15ft Одинарные — — — — — 0.3 0,36
Одинарные 0,39 0,67 0,54 0,32 0,67 — 0,34 0,51 - 0,36
6>2й Групповые 0,75 — — — — 0,4 0,53 0,54
6<2ft Одинарные 0,41 0,82 0.58 — 0,82 0,62 0,4 0,5 0,52
Z< 15ft Групповые — 0,92 0,46 0,96 — — 0,51 0,6
Примечание. 1а, 2а —формы, изгибаемые силой натяжения арматуры; 16, 26, 1в, 2в—формы, цен-
трально обжимаемые силой натяжения арматуры; За —формы с поддонами высотой менее 1/а> длины; 36 —
формы £ поддевами ВЫСОТОЙ более */2о длины.
..Таблица 33. Рекомендуемая температура нагрева составляющих
бетонной смеси, °C [37]
Цемент Температура бетонной смеси при выходе из смесителя, °C Вода Песок Щебень
Портландцемент марки 300 Портландцемент марки 400, Пуццолановый портландцемент 45 80 60 40
марки 300 40 70 50 40
Портландцемент марки 500 35 60 40 30
Глиноземистый 25 40 20 20
Таблица 34. Характеристика конденсатоотводчиков
Типа «Рапид» [22]
Номер горшка Диаметр, мм Предельное давление pt, Мн/м2 Перепад дав- лений, Др, Мн/м2 Расход конденсата 6'конд’ л/4 Перепад дав- лений, Др, Мн! м2 Расход конденсата ^конд’ Л!4
соеди- нитель- ного штуцера клапана или от- верстия
Минимальная производительность
00 13 3,5 0,5 0,3 90 0,5 100
0 19 4 0,6 0,3 170 0,6 200
1 25 4,5 0,7 0,3 210 0,7 250
3 32 8 0,6 — — 0,6 1000
4 50 10 0,8 — — 0,8 1800
Максимальная производительность
00 15 5,5 — 0,3 400 0,5 430
0 19 6,5 0,3 720 0,6 850
1 25 7,7 — 0,3 900 0,7 1040
3 32 6,5 — — 0,6 4250
4 50 8,8 — — — 0,8 7620
Таблица 35. Характеристика конденсационных горшков
Главармалита с закрытым поплавком [22]
Диаметр выпуск- ного отверстия, dB, мм Максимальная производительность G, кг/ч, при перепаде давления Др, Мн/м2
1,2 1,5 1,8 2 2,5
19 340 400 440 465 500
25 340 400 440 465 500
32 780 900 1000 1050 1100
38 1080 1240 1350 1425 1400
50 1800 2100 2300 2450 2500
263
£5 Таблица 36. Максимальная пропускная способность регулятора давления 25ч10НЖ с условным
диаметром 50 мм [14]
Давление пара pt, Мн/м2, Расход пара, кг/ч, при е го давлении р2, Мн/м2 после регулятора (не более)
до регу- лятора (не менее) 0,65 0,6 0,55 0,5 0,45 0,4 0,35 о.з 0,25 0,2 0,15
0,7 1500 2100 2300 2700 2900 3000 *3000 3000 3000 зооо 3000
0,65 — 1500 2000 2300 2400 2700 2700 2700 2700 2700 2700
0,6 — 1300 1800 2200 2400 2500 2500 2500 2500 2500
0,55 — — — 1250 1600 2000 2300 2300 2300 2300 2300
0,5 — — — — 1250 1700 2000 2200 2200 2200 2200
0,45 — — — — — 1150 1500 1800 1900 1900 1900
0,4 — — — — — — 1100 1500 1700 1700 1700
0,35 — — — — — — — 1100 1350 1550 1550
0,3 — — — — —— 1000 1250 1300 "
0,25 — — — — — — — — — 900 1100
0,2 — — .— — — — — — 700
265
Тцблица 37. Технические характеристики некоторых приборов для автоматизации процессов тепловой обработки
Параметры ПРТЭ-2М ПУСК-ЗС <Памир» БМРТЭ-12 «Астра»' ЭР-2С-59 ЭПП-09-2М ЭМП-209М
Пределы измерения и регулирова- ния температуры, °C 0—100 0—100 0-100 0-100 0-200 — 0—200
Точность измерения и регулирова- ния температуры, % + 2,5 ±4 1,5 ±2,5 1,0 — 0,5
Пределы измерения давления, Мн/м2 — — — — 0-16 — —
Чувствительность регулятора, °C 0,5 — — 0,5 — —
Максимальная продолжительность регулирования, ч 24 24 24 24 24 — 400—480
Число каналов, шт. 1 ю 12 12 — 2 12 и 24
Потребляемая мощность, вт 30 50 — 300 — 15 120—130
Масса, кг 9,5 750 — 100 — 12 —
Таблица 38. Рост прочности тяжелого бетона на портландцементах
и шлакопортландцементах марок 400—500 при
максимальной температуре изотермического прогрева
80-85° С [25]
Проектная прочность (марка) бетона в воз- расте 28 суток Ориентиро- вочные зна- чения Ц/В бетона Общий цикл тепло- вой обработки, ч Прочность бетона, % проектной марки, при испытании контрольных образцов после тепловой обработки через, ч
0,5 (горячие) 4 12 24
200 1,5-1,3 5 20—30 30-40 34-44 38—48
7 33-43 40—50 43-53 48—58
9 41-51 47-57 50-60 55—65
11 47—57 52—62 55-65 60-70
13 52-62 56-66 60—70 62—72
16 55—65 58—68 62—72 64—74
20 . 57-67 60—70 63—73 65-75
300 2—1,7 5 28-38 35-45 38—48 41-51
7 38—48 45-55 48-58 50-60
9 47—57 52-62 55-65 58—68
11 52—62 57-67 60—70 63-73
13 56-66 60-70 64—74 66-76
16 60-70 63—73 66-76 68—78
20 62—72 65—75 68—78 70—80
400 2,5—2,2 5 36-46 40-50 43—53 46—56
7 46-56 50-60 53-63 55—65
9 52-62 56-66 60-70 61—71
11 58—68 61-71 64—74 65-75
13 62—72 65-75 68—78 69—79
16 65-75 68—78 70-80 71—81
20 66—76 70—80 72—82 72—82 .
500 3-2,8 5 42—52 45—55 48-58 50-60
7 55—62 55—65 58—68 60—70
9 59—69 62—72 65—75 66—76
11 64—74 67—77 70-80 71—81
13 67—77 70—80 73—83 74—84
16 70—80 73—83 75-85 75-85
20 72—82 75—85 76—86 76—86
Примечание. Общие циклы тепловой обработки соответ-
ствуют следующим режимам: 5 ч = 0,5 -f- 2 + 2 4- 0,5 ч; 7ч=1 +
+ 2+3,54-0,5 ч; 9ч = 1 4-34-44- 1 ч; 11 ч = 24- 34- 54- 1 ч;
13 4 = 24-34-64-2 ч; 16 ч = 2 4-3 4-9 4-2 ч; 20ч = 24-34-
4- 13 4- 2 ч. (Общий цикл = предварительное выдерживание -f- пе-
риод подогрева изотермический прогрев 4- период охлаждения),
266
Таблица 39. Расчетные режимы тепловой обработки изделий
из легких бетонов
Объемная масса легкого бетона в сухом состоянии, кг/м* Толщина изде- лия, мм Требуемая проч- ность бетона, % проектной марки Ориентировочные режимы тепло- вой обработки, ч, при темпера- туре изотермического прогрева, °C
80 90—95
Конструктивно-теплоизоляционный бетон \ м а р о к д о 100
До 1200 1200-1400 До 100 100—300 Более 300 До 100 100—300 Более 300 80 80 34-5+1,5 3,5 + 6 + 2 4 + 7 + 2,5 2,5 + 6+ 1,5 3+7 + 2 3,5 + 8 + 2,5 3,5+ 4,5+2 4+5+ 2,5 4,5 + 6,5 + 3 3 + 5 + 2 3,5 + 6 + 2,5 4 + 8 + 3
Коне труктивный бетон марок 150—400
1400-1800 До 100 100-300 Более 300 70 2,5 + 7 + 2 3 + 8 + 2,5 3,5 + 9 + 3 3+6 +2,5 3,5 + 8+3 4,5 8 3,5
Бетон, поризованный пеной (воздухововлекающей
добавкой) или неплотный
До 1200 До 100 100-300 Более 300 80 2 + 5+2 2,5 + 6 + 2,5 3 + 7+3 2,5 + 4 + 2,5 3 + 5 + 3 3,5 + 6 + 3,5
Зетон, пори До 100 з о в а 1 гный газом 1 + 5 + 2 1,5+ 4,5+ 2,5
До 1200 100-300 Более 300 80 1,5 +6+ 2,5 2 —7 -|- 3 1+5 + 3 1 + 6 + 3,5
Крупнопористый бетон
До 1200 До 100 100—300 Более 300 80 2 + 4+ 1,5 2,5 + 5 + 2 3 + 6+2,5 2,5+3+2 3 + 4+2,5 3,5+5+3
Более 1200 До 100 100—300 Более 300 80 2,5+5+2 3 + 6 +2,5 3,5 + 7 +'3 3 + 4 + 2,5 3,5+ 5 + 3 4 + 6 + 3,5
Примечания: 1. При использовании быстротвердеющих
цементов длительность изотермического прогрева может быть
уменьшена на 1—2 ч.
2. Если применяются плотные и поризованные бетонные смеси
жесткостью менее 20 с, продолжительность изотермического про-
грева повышают на 1—2 ч, а при жесткости более 30 с — умень-
шают на 1 ч.
267
Таблица 40. Ориентировочные данные для определения режима
тепловой обработки в среде чистого насыщенного
пара. (Максимальная температура изотермического
прогрева 98—100° С. Охлаждаются изделия до
температуры 50° С) [3]
Цемент Продолжительность тепловой обработки, ч
Предвари- тельное выдержи- вание Подогрев Изотер- мический прогрев Охлажде- ние
Портландский 2,5 - 3 3 — 4 5 — 6 2
Шлакопортландский Пуццолановый портланд- 1 - 1,5 4 — 5 4-5 1
ский 1 — 1,5 4 — 5 4 — 5 1
Примечания: 1. Изделия на портландцементе прогревают
до 80—90° С, если их минералогическая характеристика выше 2.
2. При использовании портландцементов (быстротвердеющих
и других) с минералогической характеристикой менее 2 изделия
должны прогреваться не более чем при 60—70° С с предвари-
тельным выдерживанием не менее 5 ч, уточняемым эксперимен-
тально.
Таблица 41. Расчетные режимы тепловой обработки изделий
в автоклавах. (Максимальное избыточное давление
пара в автоклаве равно 1 Мн/м2) [28]
Бетон Объемная масса, кг/м* Толщина изделий, мм Расчетные режимы, ч
Ячеистый бетон 350 — 450 100 1 + 5 + 0,5 + 1
200 1 + 6 + 0,5 + 1
300 1 > 8 + 1 + 1
500 — 800 200 1 4~ 7 —1 -j— 1
240 1+8+1+1
300 1+10+ 1,5+1
900 - 1200 <200 1 +9+14-1
Изделия из силикатного
легкого или тяжелого бе-
тона на основе цемента
или смешанного вяжу-
щего: &
сплошные 100 1 + 3 + 2
пустотные >200 1+4+2
>300 1 + 5 + 3
Примечания: 1. Числа в расчетных режимах означают:
подъем давления изотермический прогрев + спуск давления +
вакуумирование.
2. При избыточном давлении пара в автоклаве 0,8 Мн/м2
продолжительность тепловой обработки во всех случаях увели-
чивают на 1 ч, а при давлении 1,2 Мн/м2 уменьшают на 1 ч.
268
Таблица 42. Режимы тепловой обработки изделий в кассетах [25}
Проектная марка бетона Требуемая прочность бетона, % проектной I марки Сроки испытания контрольных образ- цов после окончания обработки через, ч Л Режим, ч, при темпера- туре 85—95° С Общий ' цикл, ч
150 — 200 60 — 70 0,5 1 + (6-4- 7) -4- (7-4-8) 14 — 16
4 1 +(4-4-5) + (5-4-6) 10 — 12
12 1 +(4-4-5)+ (4-4-5) 9—11
24 1 + (4-4-5) + (3-4-4) 8-10
40 —'50 0,5 1 + (4-4-5)+ (2-4-3) 7— 9
250 - 300 60-70 0,5 1 +(5 4-6)+ (7-4-8) 13—15
4 1+ (4-4-5) + (4-4-5) 9-11
12 ч 1 +(4-4- 5) + (3-4- 4) 8—10
24 1 + (4-=- 5) + (2-4-3) 7— 9
40-50 0,5 1 + (4-л-5)+ (1-4-2) 6- 8
Примечания: 1. Режим тепловой обработки включает
подъем температуры в тепловом отсеке, изотермический прогрев
с подачей пара (тепла) и термосное выдерживание без подачи пара
(тепла) в отсеки.
2. Прй прогреве изделий с двух сторон общий цикл тепловой
обработки уменьшают на 1 ч.
3. По мере увеличения толщины изделий в диапазоне
100—200 мм длительность изотермического прогрева надо увели-
чивать.
Таблица 43. Максимальная скорость разогрева сборных изделий
в открытых формах [29]
Изделия Подъем темпера- туры, °С/ч
Неармированные блоки прямоугольного сечения для фундаментов и стен Армированные блоки прямоугольного сечения для фундаментов и стен, колонны и балки пря- 20
моугольного сечения Массивные сборные фундаменты сложного очер- 15
тания 15
Колонны и балки таврового и двутаврового сечения 10
Плоские плиты 10
269
Таблица 44. Длительность изотермического прогрева, ч, при
электропрогреве изделий из бетонных смесей
подвижностью 3—8 см [29]
Цемент Максимальная температура, °C
50 60 70 80 90
Портландский 20 '14 9 6
Шлакопортландский — 16 13 9,5 5,5
Таблица 45. Скорость разогрева изделий из легкого бетона
°С/ч [28]
Изделия Марка бетона В закрытых формах (кассетных или гори- зонтальных) с при- грузочным щитом В открытых формах с полосовыми, стерж- невыми или плос- кими (боковыми) электродами
Армированные толщиной 200 — 400 мм 50 - 150 40 — 80 15 — 40
Из конструктивного бетона Из крупнопористого теплоизоля- > 150 30-60 15-30
ционного и конструктивно-изоля- ционного бетона 15-50 15 — 30 10 — 20
Таблица 46. Рекомендуемые расчетные режимы двухстадийной
тепловой обработки изделий из тяжелого бетона [28]
Технологическая линия Толщина изделий, мм Марка бетона Расчетные режимы, ч Общая дли- тельность об- работки, ч
Первая ста- дия Вторая стадия
Конвейерная, <200 <200 3,5 + 3 + 0,5 6 13
поточно-агре- >200 3 + 2,5 + 0,5 5 11
гатная, стендо- 200 — 400 <200 3,5 + 54-0,5 6 15
вая >200 3 + 4 +0,5 5 12,5
Кассетная <100 150 1 + 3,5+ 1,5 6 12
200 1 + 2,5+ 1,5 5 10
100 - 200 150 1 + 4 + 1,5 6 12,5
200 1 + 3+ 1,5 5 10,5
270
Таблица 47. Теплофизические характеристики материалов
[4, 17, 45]
Материал кг!мя X, вт!(м- °C) кджКкг^ °C) а 10~‘, л**/ч
Бетон 2400 1,45’ 0,84 25,84
Железобетон 2400 1,56 0,84 27,95
Крупнопористый бетон 1900 0,99 0,84 22.3
Шлакобетон 1860 0,92 0,83 19,2
Золобетон 1640 0,505 0,98 11,34
Керамзитобетон 1700 0,41 0,56 15,4
Силикатобетон 1850 0,63 0,84 14,7
Газобетон 940 0,241 0,82 11,2
Пенобетон 400 0,138 1,65 7,64
Раствор 1800 0,93 0,84 22,2
Кирпич глиняный 1700 0,755 0,88 18,2
» силикатный 1900 0,815 0,84 18,4
Древесина 640 0,38 2,4 —
Металл 7800 56 , 0,46 —
Суглинок 1960 1,49 1,16 23,7
Песок кварцевый 1500 0,6 1,09 13
Керамзит 900 0,408 0,88 18,6
Шлак гранулированный 500 0,151 0,75 14,4
Минеральная вата 300 0,063 0,75 10
Минеральный войлок 250 0,076 0,76 14,4
Пеностекло 500 0,163 0,84 14
Стеклянная вата 200 0,045 0,94 9,7
Стеклянный войлок 50 0,044 0,89 35,6
Шлаковая вата 100 0,046 0,74 22,4
Резина 1200 0,163 1,38 9,5
Таблица 48. Физические свойства влажного воздуха
при давлении р — 101,325 кя/м* [17]
Темпера- тура t. °C Плотность р, кг/м1 Парциальное давле- ние насыщенного водяного пара в смеси рп, кн/м* Энтальпия влажного воздуха 1', кдж1кг
сухого воздуха насыщенной паровоздуш- ной смеси
0 1,293 1,29 0,69 9,39
5 1,27 1,266 0,81 18,48
10 1,248 1,242 1,84 29,25
15 1,226 1,218 1,71 40,6
20 1,205 1,195 2,34 56,6
30 1,165 1,146 4,24 97,1
40 1,128 1,097 7,35 157,3
50 1,093 1,043 12,3 232,5
60 1,06 0,983 19,9 398
70 1,029 0,912 31,1 625
80 1 0,826 47,3 990
90 0,973 0,724 80 1634
100 0,947 0,599 101,32 2676
271
Таблица 49. Физические параметры [17], [45]
t, °C кг/м' с, кдж/(кг-сС) v. 10— м2/с X,- вт/(М‘ °C) а> 10—4 м2/ч Рг
Воды на линии насыщения
0 1001,7 4,221 1,788 0,551 4,71 13,6
20 999,98 4,185 1,006 0,596 5,15 7,02
40 994,06 4,182 0,658 0,626 5,44 4,34
60 984,94 4,187 0,478 0,65 5,59 3,02
80 973,57 4,Г 0,364 0,666 5,89 2,22
100 960,12 4,218 0 294 0,679 6,05 1,74
120 944,75 4,253 0,247 0,683 6,15 1,446
140 927,78 4,286 0,214 0,682 6,21 1,241
160 909,21 4,345 0,19 0,679 6,22 1,099
180 888,56 866,3 4,42 0,173 0,673 6,21 1,004
200 4,508 0,16 0,662 6,14 0,937
220 841, .-,7 4,614 0,15 0,651 6,05 0,891
240 815,23 4,76 0,143' 0,633 5,9 0,871
260 785,45 4,953 0,138 0,609 5,68 0,874
280 752,15 5,212 0,135 0,579 5,33 0,91
300 713,89 5,732 0,135 Воздух 0,538 4,77 1,019
0 1,254 1,0056 13,72 0,0241 0,0694 0,712
50 1,06 1,0056 18,48 0,028 0,0948 0,701
100 0,917 1,0098 23,77 0,0319 0,124 0,69
200 0,724 1,0266 35,85 0,039 0,19 0,678
300 0,597 1,0433 49,43 0,0461 0,268 0,668
Таблица 50. Термодинамические свойства воды и водяного пара
в состоянии насыщения [12]
t, сс р, кн/м2 »в, я3/«г О, лг/ж3 *В кдж/кг 1п кдж! кг Г, кдж/кг
0 0,6108 0,0010002 206,321 0,004847 —0,04 2501 2501
5 0,8718 0,001 147,167 0,006793 21,01 2510 2489
10 1,2271 0,0010003 106,419 0,009398 41,99 2519 2477
20 2,3368 0,0010017 57,833 0,01729 83,86 2538 2454
30 4,2417 0,0010043 32,929 0,03037 125,66 2556 2430
40 7,3749 0,0010078 19,548 0,05115 167,45 2574 2407
50 12,335 0,0010121 12,048 0,08306 209,26 2592 2383
60 19,919 0,0010171 7,0807 0,1302 251,09 2610 2358
70 31,161 0,0010228 5,048 0,1982 292,97 2627 2334
80 47,359 0,0010292 3,4104 0,2934 334,92 2644 2309
90 70,108 0,0010361 2,3624 0,4235 376,94 2660 2283
100 101,325 0,0010437 1,6738 0,5977 419,06 2676 2257
НО 143,26 0,0010519 1,2106 0,8264 461,32 2692 2231
120 198,54 0,0010606 0,80202 1,121 503,7 2707 2203
272
Продолжение табл. 50
t«c p, кн/м2 m8/ кг »n. м8!кг p, - кг!м8 кдж!кг ' П кд ж! кг Г, кдж!кг
130 270,12 0,00107 0,6685 1,496 546,3 2721 2174
140 361,36 0,0010801 0,5088 1,966 589,1 2734 2145
150 475,97 0,0010908 0,3926 2,547 632,2 2746 2114
160 618,04 0,0011022 0,3069 3,258 675,5 2758 2082
170 792,02 0,0011145 0,2426 4,122 719,1 2768 2049
180 1002,7 0,0011275 0,1938 5,157 763,1 2777 2014
200 1555,1 0,0011565 0,1271 7,862 852,4 2791 1939
220 2320,1 0,00119 0,086 11,62 943,7 2800 1856
240 3348 0,0012291 0,0596 16,76 1037,6 2802 1764
Примечание, t — температура, Р — давление; #в — удель-
ный объем воды на линии насыщения; — удельный объем сухого
насыщенного пара; р — плотность сухого насыщенного пара;
iB—энтальпия воды на линии насыщения; in — энтальпия сухого
насыщенного пара; г — теплота парообразования.
Таблица 51, Значения коэффициентов местных сопротивлений
Я/и атгтта буоЯох S=ll02^(i,f2
Яри кт: с раструбом (60*15-0,15
1Ь
0,5
1
2
5
200
5
1,2
0,19
о,я
М8
&L
ь_
а
0,15
X
60
я
120
180
S
ТЦГ
0,96
1,2
S, Se Ч
^9 0,31 «<№ 0.01 W 033 0.29 Ц№ 006
Для Ричирумра ca-ZOWf
Для юирузора сП--20+45 5„ ‘0,1
?
9
h
0,2 05
S3 &
5
1L 6 S И 5Г)
0,1 2Я 100
05 № 3
% Ля л
е - & о
Ь)г
Значения uq
SL
5,- Q7 0,3 0,05 1
0,4 Ofi 0,G f
32
34
0,6
0,8
10
V
и
5
2?
V
10
2L
1,9
1,9
3,2
5,9
1.1
1
р
1,7
2,5
а
f
2
3
о
%
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Банит Ф, Г., Несвижский О. А. Механическое
оборудование цементных заводов. М„ «Машиностроение», 1967.
2. Батурин В. В. Основы промышленной вентиляции.
М„ Профиздат, 1965.
3. Б о рщ И. М., П р ы кив Б. В., Б е л о г у р о в В. П.,
Коробкова Е. П. Проектирование заводов сборного железо-
бетона. Киев, «Буд1вельник», 1968.
4. Вознесенский А. А. Тепловые установки в произ-
водстве строительных материалов и изделий. М., Изд-во литера-
туры по строительству, 1964.
5. Временные указания по изготовлению легкобетонных сте-
новых панелей с предварительным электроразогревом бетонной
смеси. Труды НИИЖБ, М., Госстройиздат, 1966.
6. Временные указания по электропрогреву керамзитобетон-
ных стеновых панелей при производстве домов серии 1-464А. М.,
Изд-во лит-ры по строительству, 1966.
7. Гор дюхин А. И. Газовые сети и установки. М.,
Строй из дат, 1967.
8. Г у с е в Ю. А. Основы проектирования котельных уста-
новок. М., Изд-во лит-ры по строительству, 1972.
9. Дмитров и ч А. Д. Тепло-и массообмен при твердении
бетона в паровой среде. М., Изд-во лит-ры по строительству, 1967.
10. Инструкция по изготовлению изделий из легких бетонов
на естественных пористых заполнителях. Труды АИСМ, НИИЖБ.
М., Стройиздат, 1963.
11. Исаченко В. П., Осипова В. А., Су коме л А. С.
Теплопередача. М. — Л., «Энергия», 1965.
12. Китайцев В. А., Литвин А. М., Мазуров Д. Я-
Теплотехника и теплотехническое оборудование предприятий про-
мышленности строительных материалов. Ч. 1. М., Стройиздат, 1957.
13. К о н о п л е н к о А. И. Технология бетона. Расчеты и за-
дачи. Киев, «Вища школа», Головное издательство, 1975.
14. Крон га уз С. Д. Тепловая обработка и теплоснабже-
ние на заводах сборного железобетона. М., Госстройиздат, 1961,
15. Лариков Н. Н. Общая теплотехника. М., Стройиздат,
1966.
16. Л е в ч е и к о П. В. Расчеты печей и сушил силикатной
промышленности. М., «Высшая школа», 1968.
274
17. Марьямов Н. Б. Тепловазд обработка изделий на заво-
дах сборного железобетона. М., Госстройиздат, 1970.
18. Миронов С. А., Мал и тина Л. А. Ускорение твер-
дения бетона. М„ Стройиздат, 1964.
19. М и х а н о в с к и й Д. С. Гоцячее формование бетонных
смесей. М„ Стройиздат, Труды ЦНИЩЭП жилища, 1970.
20. Н о х р а т я н К. А. Сушка и обжиг в промышленности
строительной керамики. М., Госстройиздат, 1962.
21. Панин В. И. Котельные у/становки малой и средней
мощности. М., Стройиздат, 1968.
22. Перегудов В. В. Тепловое установки в производстве
изделий с применением пластмасс. М., «Высшая школя», 1970.
23. Правила по технике безопасности и производственной са-
нитарии на заводах и заводских полйг-Онах железобетонных изде-
лий М., Госстройиздат, 1958.
24. Рекомендации по разогреву бетонных смесей паром в сме-
сителях. Киев, Труды НИИСП Госстроя УССР, 1973.
25. Руководство по тепловой обработке бетонных и железо-
бетонных изделий. Труды НИИЖБ, ВНИИЖелезобетон. М., Строй-
издат, 1974,
26. Руководство по производству бетонных и железобетонных,
работ в зимних условиях. М., Стройиздат, 1967.
27. Руководство по расчету и проектированию стальных форм.
Труды НИИЖБ. М., Госстройиздат, Ц970.
28. Руководство по технико-экономической оценке способов-,
формования бетонных и железобетонньцх изделий. Труды НИИЖБ,
НЙИЭС и ВНИИЖелезобетон. М., Гсьсстройиздат, 1971
29. Руководство по электропрогре ву бетонных и железобетон-
ных конструкций и изделий. Труды НМИЖБ. М„ Госстройиздат.
1964.
30. Симонов М. 3. Основы технологии легких бетонов.
М., Стройиздат, 1973.
31. СНиП ПГ.9-65. Котельные установки. Нормы проекти-
рования.
32. Соколов Е. Я- Теплофикация и тепловые сети. М.—
Л., Госэнергоиздат, 1963.
33. Сорокер В. И. Примеры и задачи по технологии
бетонных и железобетонных изделий. М., «Высшая школа».
1972.
34. Справочник по производству спорных железобетонных из-
делий. Т. 1. Под ред. Скрамтаева Б. Г„ Балатьева П. К. М., Гос-
стройиздат, 1965.
35. Справочник по производству шемента. М., Госстройиздат,
1963.^
36. Справочник по теплоснабжение и вентиляции. Т 1, 2,
Киев, «Буд1вельник», 1968.
37. Стефанов Б. В. Технология бетонных и железобетон-
ных изделий. Киев, «Вища школа», 19772.
38. Стефанов Б. В., Антоненко Г. Я. Организация
технологических процессов на завода^ сборного железобетона.
Киев, «Буд1вельник», 1965.
39. Тепловой расчет котельных агрегатов. Нормативный метод.
М. — Л., Госэнергоиздат, 1973.
18*
275.
40. Тепло- и массоперенос при новых способах теплового воз-
действия на твердеющий бетон. Труды НИИСМИ. Киев, «Буд1-
вельник», 1973.
41. Тихомиров Е. В., БойкоВ. Е., Дробот В. В.
Туннельные камеры полигонального очертания для тепловой обра-
ботки железобетонных изделий. — «Бетон и железобетон», № 4,
1973.
42. Труды международной конференции РИЛЕМ по проблемам
ускорения твердения бетонов в производстве сборного железобе-
тона. М., Стройиздат, 1968.
43. Указания по назначению режимов тепловой обработки пред-
варительно напряженных железобетонных конструкций, изготавли-
ваемых по стендовой технологии. Труды НИИЖБ. М., Госстрой-
издат, 1964.
44. Ф и л ь н е й М, И,- Проектирование вентиляционных уста-
новок. М., «Высшая школа», 1966.
45. Швец И. Т. и др. Общая теплотехника. Киев, 1963,
46. Э л ь т е р м а н В. М. Воздушные завесы. М., «Машино-
строение», 1966.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................ 3
Глава I. Теплоснабжение заводов.......................... 5
§ 1. Выбор вида топлива и его хранение.................. 5
§ 2. Сжигание топлива.................................. 6
§ 3. Топки слоевого сжигания.......................... 11
§ 4. Камерные топки .................................. ,14
§ 5. Тепловая нагрузка................................. 18
§ 6. Графики расхода тепла............................. 23
§ 7. Расчет количества котлов.......................... 25
§ 8. Расположение котельных............................ 27
§ 9. Паровые сети.................................... 28
§ 10. Конденсатовоздухоотводящие сети................... 30
§ 11. Тепловая устойчивость системы..................... 32
I
Глава II. Аэро- и гидродинамика тепловых установок .... 34
§ 12. Общие сведения.................................... 34
§ 13. Истечение и дросселирование газа и пара........... 37
§ 14. Сопла .......................................... 39
§ 15. Воздушные завесы.................................. 42
§ 16. Сопротивления трактов . . . 46
§ 17. Тягодутьевые устройства........................... 50
§ 18. Эжекторы ......................................... 59
§ 19. Аэродинамический расчет пропарочной камер 63
§ 20. Пылеулавливающие устройства................... . 65
Глава III. Теплообмен в тепловых установках............. 71
§21.' Виды теплообмена.................................. 71
§ 22. Теплопроводность ................................. 72
§ 23. Передача тепла при стационарном потоке............ 73
§ 24. Передача тепла при нестационарном потоке.......... 77
§ 25. Конвективный теплообмен........................... 81
§ 26. Тепловое излучение................................ 89
§ 27. Тепловая изоляция ................................ 92
§ 28. Массообмен при твердении бетона................... 96
277
Глава IV Основы тепловой обработки железобетона . . . . , 100
§ 29. Общие сведения . . . . ...................100
§ 30. Виды тепловых установок и методы обработки изделий. 10?
§31. Физические процессы, сопровождающие твердение бетона. 103
§ 32. Факторы, определяющие режимы тепловой обработки . . 105
§ 33. Предварительное вадерживание изделий .... ч. . . . 109
§ 34. Тепловая обработка в паровоздушной среде..........ПО
§ 35. Тепловая обработка в среде чистого насыщенного пара . 117
§ 36. Тепловая обработка в жидкой среде................118
§ 37. Тепловая обработка контактным способом...........120
§ 38. Электропрогрев бетона .................... . . . 123
§ 39. Двухстадийная тепловая обработка.................125
Глава V. Проектирование тепловых установок периодического
действия................................................127
§ 40. Пропарочные камеры...............................127
§41. Автоклавы....................................... 148
§ 42. Кассетные установки............................. 152
§ 43. Термоформы.......................................156
§ 44. Термопосты.......................................160
§ 45. Электропрогрев ..................................161
§ 46. Электрообогрев...................................171
§ 47. Электромагнитная обработка ......................178
Глава VI. Проектирование тепловых установок непрерывного
действия.................................................180
§ 48. Туннельные камеры горизонтального типа................180
§ 49. Камеры вертикального типа.............................201
§ 50. Выбор тепловых установок . ...........................206
Глава VII. Подогрев составляющих бетона и бетонной смеси . 211
§ 51. Общие сведения..................................211
§ 52. Оборудование для подогрева воды и заполнителей . . 211
§ 53. Расчет установок для подогрева воды и заполнителей . 213
§ 54. Оборудование для подогрева бетонной смеси ..... 216
§ 55. Расчет разогрева бетонной смеси паром............ 221
§ 56. Расчет электроразогрева бетонной смеси..........223
. Глава VIII. Автоматизация процесса тепловой обработки . . 226
§ 57. Общие сведения .......................................226
§ 58. Подбор дроссельных диафрагм ..........................229
§ 59. Подбор регуляторов давления пара................230
§ 60. Подбор конденсатоотводчиков.....................231
§ 61. Автоматизация процесса тепловой обработки в пропа-
рочных камерах..........................................232
§ 62. Автоматизация процесса тепловой обработки в автокла-
вах ....................................................23ff
278
§ 63. Автоматизация процесса тепловой обработки в кассет-
ных установках....................• > ................238
§ 64. Автоматизация процесса тепловой обработки в камерах
вертикального типа '...................240
§ 65. Автоматизация процесса электропрогрева изделий . . . 242
Глава IX. Техника безопасности при обслуживании тепловых
установок ............................................243
§ 66. Общие положения................................ 243
§ 67. Пропарочные камеры............'..................245
§ 68. Автоклавы.................................... 245
§69. Электрообработка бетона........................ . 246
Приложения........................................... 248
Список литературы............................'.........274
АЛЕКСАНДР АНТОНОВИЧ КУЧЕРЕНКО
ТЕПЛОВЫЕ УСТАНОВКИ ЗАВОДОВ
СБОРНОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Проектирование и примеры расчета
Допущено Министерством высшего и среднего специального
образования УССР в качестве учебного пособия для студен-
тов вузов, обучающихся по специальности «Производство
строительных изделий и конструкций».
Издательское объединение «Вища школа»
Головное издательство
Спецредактор канд. техн, наук В. Н. Кокшарев
Редактор издательства А. Л. Рожавина
Обложка художника Д. Ш. Бродского
Художественный редактор А. П. Щербаков
Технический редактор T. И. Прилипко
Корректор Е. Ф. Самойленко
Информ, бланк № 635.
Сдано в набор 15.06.1976 г. Подписано к печати 15.11.1976 г
Формат бумаги 81Х108*/вв. Бумага тип. № 2, Усл.-печ. л’
14,7. Уч.-изд. л. 14,25. Изд. № 1609. БФ 16547. Тираж 4000,'
Цена 64 коп. Зак. 6-261.
Головное издательство издательского объединения «Вища
школа», 252054, Киев-54, Гоголевская, 7.
Отпечатано с матриц книжной фабрики им. М. В. Фрунзе Ре*
публиканского производственного объединения «Полиграфкни-
га» Госкомиздате! УССР в Харьковской городской типографии
№ 16 Областного управления по делам издательств, полигра-
фии и книжной торговли. Харьков-3, Университетская, 16.
Зак4 232.