Text
                    МИНИСТЕРСТВО ТЯЖЕЛОГО, ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО И ТРАНСПОРТНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ СССР
центральный на учно-исследова тельскии и проектно-конструкторскии котлотурбинныи институт имени и. и. ПОЛЗУНОВА
<ЦКТИ)
МИНИСТЕРСТВО ЭНЕРГЕТИКИ И ЭЛЕКТРИФИКАЦИИ СССР
ВСЕСОЮЗНЫЙ дважды ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИ И ИНСТИТУТ имени Ф Э. ДЗЕРЖИНСКОГО (ВТИ)
4
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
(НОРМАТИВНЫЙ МЕТОД)
Издание 2-е, переработанное
ПОД РЕДАКЦИЕЙ
доктора техн, наук Н. В КУЗНЕЦОВА, доктора техн, наук В. В МИТОРА, канд. техн, наук И. Е ДУБОВСКОГО, канд техн, наук Э. С. КАРАСИНОЙ
«ЭНЕРГИЯ»
Москва 1973
6П2.22
Т 34
УДК 621.181.00! 24:536.7(083 75)
Коллектив авторов: доктор техн, наук Н. В КУЗНЕЦОВ доктор техн, наук В. В. МИТОР, канд. техн, наук И. Е. ДУ-БОВСКИИ, канд. техн, наук Э. С. КАРАСИНА, канд. техн, наук М. М. РУБИН, доктор техн, наук А. Г. БЛОХ, доктор техн, наук Ю Л МАРШАК, канд. техн, наук Р А ПЕТРОСЯН, доктор техн, наук В А. ЛОКШИН, канд. техн, наук С. И. МОЧАН, доктор техн, наук П. Н. КЕНДЫСЬ.
библиотека.
К >И И il* UУр йДСК и о iциституте рыбной
_
Тепловой расчет котельных агрегатов (Норма-Т34 тивный метод). Под ред. Н. В Кузнецова и др., М., «Энергия», 1973.
296 с. с ил
Данный Нормативный метод теплового расчета котельных агрега тов, составленный совместно Всесоюзным теплотехническим и Цен тральным котлотурбинным институтами и утвержденный Научно-техническими советами Минтяжмаша и Минэнерго, выпущен для использования предприятиями этих министерств взамен изданного Госэнерго-издатом в 1957 г. Одновременно готовится новое, обязательное для применения, издание Нормативного метода с использованием единиц, предусмотренных государственным стаи дартом «Единицы физических величин».
Основной текст книги содержит методику теплового расчета котельных агрегатов с необходимыми расчетными таблицами и номограммами. В приложениях даны краткие указания по проектированию котельных агрегатов, расчету и проектированию пароохладителей расчету температуры стенки труб и воздухоподогревателя с промежуточным теплоносителем, а также примеры расчетов.
Книга предназначена для проектировщиков и конструкторов котельных агрегатов, инженеров электростанций и наладочных организаций, для преподавателей и студентов высших технических учебных заведений.
0333-075
Т 051(01) 73 П"73	6П2.22
© Издательств® «Энергия», 187§ г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Данный Нормативный метод теплового расчета котельных агрегатов разработан взамен изданного в 1957 г. За истекший период времени котельная техника получила дальнейшее широкое развитие: выросла производительность котельных агрегатов; стали широко применяться сверхкритические параметры пара; введен промежуточный перегрев; в качестве основной принята блочная компоновка котел — турбина; существенные изменения произошли в топливной базе тепловых электростанций за счет привлечения и более широкого использования новых топлив.
Одновременно с этим научно-исследовательскими институтами выполнены обширные и разносторонние исследования, а заводами и электростанциями накоплен опыт проектирования и эксплуатации, что дало возможность существенно усовершенствовать методику расчета и проектные рекомендации. Все это потребовало переработки нормативного метода теплового расчета котельных агрегатов.
Излагаемый ниже метод теплового расчета базируется в основном на работах ВТИ и ЦКТИ и суммирует результаты тепло технических исследовании, выполненных институтами за последние 10—15 лет.
Основные принципы построения метода расчета и распределение материалов по главам сохранены такими же, как в издании 1957 г.
В данном Нормативном методе используются единицы физических величии, основанные, главным образом, на килограмм-силе и калории. Комитетом стандартов эти единицы не допускаются для самостоятельного применения, а к практическому использованию с 1970 г. рекомендованы единицы системы СИ (проект государственного стандарта СССР «Единицы физических величии»).
Учитывая необходимость скорейшего внедрения новой методики теплового расчета котельных агрегатов, данный Нормативный метод выпускается без коренных изменений единиц физических величин. Одновременно авторами подготавливается новая редакция Нормативного метода в соответствии с требованиями государственного стандарта «Единицы физических величин». Для возможности выполнения тепловых расчетов котельных агрегатов в единицах СИ ниже приводится таблица соотношений между единицами.
Нормы состоят из текста, таблиц, расчетных номограмм и приложений.
В главе «Топливо» приведены новые расчетные характеристики отечественных топлив, основанные па результатах исследований, выполненных ВТИ. Материалы этой главы составлены Т. А. Зикеевым, И. И. Матвеевой, А. Я. Леоновой, В. М. Третьяковым, В. С. Вдов-ченко, И. Я- Залкипдом и Р. А. Липштейном.
В следующей главе приведены уточненные физические характеристики рабочих тел, используемые в тепловом расчете котельною агрегата, и новые таблицы термодинамических свойств воды и водяного пара; эти
материалы представлены С. Л Ривкиным и А. М. Сиротой.
Новые расчетные характеристики топок разработаны М. М. Рубиным, Ю. Л. Маршаком и П. Н. Кенды-сем при участии Е. В. Е1ечаева, А. Д. Горбаненко, Я. П. Сторожука, А. Н. Лебедева, С. Л. Шагаловой, И. Е. Дубовскбго, С. Н. Миронова, М. А. Поляцкина, Н. С. Рассудова и И. К- Барштейна.
Методика расчета теплообмена в топочных камерах разработана в двух вариантах: в первом, разработанном ЦКТИ, сохранена формула А М. Гурвича, основанная на применении теории подобия к топочным процессам; второй, представленный ВТИ и ЭНИН, базируется на использовании уравнений теплообмена (Стефана т- Больцмана) и теплового баланса топочной камеры. Оба метода разработаны как “Для однокамерных, так и для двухкамерных топок.
В качестве нормативных рекомендуются: для расчета теплообмена в однокамерных и полуоткрытых топках — метод ЦКТИ, для расчета теплообмена в двухкамерных топках — метод ВТИ — ЭНИН. Соответственно составлен текст гл, 6, а части этих методик, не вошедшие в основней текст «Нормативного метода», даны в приложениях V и VI. Они могут быть использованы для сравнительных расчетов и анализа экспериментальных данных.
Методика ЦКТИ разработана В. В. Митором, М. М. Рубиным, А. Г. Блохом (ЦКТИ) и П. Н. Кен-дысем (ЛПИ). Позопный метод расчета топок и рекомендации по определению коэффициентов тепловой эффективности экранов разработаны В. В. Митором; рекомендации по расчету теплообмена в топках с жидким шлакоудалением — М. М Рубиным; расчет степени черноты топки и эмиссионных свойств факела — А. Г Блохом и В. В. Митором. Расчет излучения для слоевых топок и топок малой мощности на мазуте и газе уточнен В. П. Артемьевым.
Методика учета неравномерной освещенности двусветных экранов и ширм разработана И. Р. Микком (ТПИ).
Методика расчета лучистого теплообмена ВТИ — ЭНИН составлена Э. С. Карасиной, А С. Невским, С. С. Филимоновым, В. Н. Андриановым и Б. А. Хрусталевым. Методика расчета теплообмена предтопков (камер сгорания) разработана Ю Л Маршаком.
Рекомендации по определению коэффициентов распределения локальных тепловых нагрузок в топках составлены Э. С. Карасиной на основании оцытных данных ВТИ и ЦКТИ.
В гл. 7 суммированы результаты исследований теплообмена в конвективных и ширмовых поверхностях нагрева и результаты промышленных испытаний котельных агрегатов Данные о коэффициентах теплоотдачи конвекцией обобщены: при поперечном омывании трубных пучков — В. А. Локшиным, А. Я- Антоновым, С. И. Мочаном и О. Г. Ревзиной; при продольном внежнем обтекании — В. М Боришанским, Э. В Фир
4
Предисловие
совой, В. А. Локшиным и А. Я Антоновым; при течении внутри труб — В. Л. Лельчуком, Н. В Тарасовой, Г. И. Елфимовым и А. Г. Калачевой; для оребренных поверхностей нагрева — В А. Локшиным, С Н. Тулиным, В. Ф. Юдиным, Л. С. Тахтаровой.
Методика расчета ширмовых перегревателей разработана Э. С. Карасиной и И. Е. Дубовским.
Обобщение данных о загрязнении конвективных поверхностей нагрева при сжигании твердых, жидких и газообразных топлив на основе промышленных и стендовых исследований выполнено И. Е. Дубовским и Р А. Петросяном с использованием данных Н. В. Кузнецова и А. 3. Щербакова по загрязнению гладкотрубных шахматных пучков при сжигании твердых топлив. Рекомендации по определению коэффициентов загрязнения, тепловой эффективности и использования конвективных и ширмовых поверхностей нагрева разработаны И. Е. Дубовским, Р А Петросяном, Э. С. Карасиной и В. А. Петровым.
Уточненная методика расчета регенеративных воздухоподогревателей разработана В С. Назаренко, И. Е. Дубовским и В К- Двигаем.
Раздел «Температурный напор» сохранен в редакции 1957 г.
Текст гл. 2—5 и 8 уточнен Э. С Карасиной, И. Е. Дубовским н С. И. Мочаном. Текст гл. 6 составлен В. В Митором, М. М. Рубиным, А. Г. Блохом, Э. С. Карасиной и П. Н Кендысем, гл. 7 — И. Е. Дубовским и Э. С. Карасиной.
Метод расчета пароохладителей уточнен С. И. Мочаном и О. Г. Ревзиной.
Метод расчета температуры металла стенки труб составлен С. И. Мочаном и В А. Локшиным при участии Э. М. Тынтарева.
Методика расчета температуры стенки ошипованной трубы составлена Ю Л. Маршаком, А В. Рыжаковым, М. М. Рубиным, Л. М. Сорокопудом, А. Л. Бычковским.
Методика расчета воздухоподогревателей с промежуточным теплоносителем составлена А. Ф. Гавриловым
Примерные тепловые расчеты котельных агрегатов
выполнены 3. В. Лесниковской, Е Я Титовой и В А. Гармаш.
Приложение по автоматизации поверочного теплового расчета составлено ЦКТИ — Э. М Тынтаревым, С И А\очаном, Г. Н. Терушкиной и ЦНИИКА — М. П. Симою, Ф А Вульманом, Т. Б Сизовой и Н. Д. Михейкиной.
Краткие указания по проектированию топочных устройств составили Ю. Л. Маршак, М. М. Рубин. П. Н. Кендысь при участии	К-	Ф. Роддатиса,	А	Д. Гор-
баненко,	Е.	В Нечаева,	Я.	П.	Сгорожука, В	П. Ромадина, С.	Л.	Шагаловой,	А.	Н.	Лебедева, М	А	Поляц-
кина, А	Н.	Ковригина,	Б	Д.	Кацнельсона,	С.	,Н. Ми-
ронова, И. М. Точилкина.
Краткие указания по проектированию поверхностей нагрева составили И. Е. Дубовский и Р А Петросян при участии С И. Мочана.
Метод расчета предельно допустимых скоростей газов в конвективных поверхностях составил И. Е. Дубовский.
Определение тепловых характеристик топок и коэффициентов тепловой эффективности и загрязнения поверхностей нагрева производилось по материалам промышленных испытаний, выполненных ЦКТИ и ВТИ
В подготовке материалов для Нормативного метода, помимо авторов, принимали участие: А. И. Дворецкий (гл. 3, 5), Н. С. Рассудов ,(гл. 5 и приложение II), И. И. Волков, В. Л. Ромадин, П. Г. Сальков (гл. 5), А. А Абрютин (гл. 6 и § 7-Б,д), В П. Артемьев, Е. П. Карасев, О. А. Резник, Н. М. Савельева, С. А. Савицкая, Л. М. Сорокопуд, А Б-. Стернина, Н. Н. Титова (гл. 6), В К. Мигай (§7-Б,б), В. С. Назаренко (§ 7-Б,б, д), В П. Иванов, Я. М,-Карасик, В В Ком-панеец, М. И. Корнеев, И. И. Надыров, М. В Патро-нова, В. А. Петров, Е. И. Прутковский, В. А. Синицкая, В. Н. Фомина, П. А. Шемякин (§ 7-Б,д), В Н. Черняк (приложения II и III), Л. Е. Апатовский, А. Е. Гельт-ман, Г. А. Кемельман, Л. И. Кропп, Е. И. Сухарев, А. В. Чубарова (приложение II), М. Г. Крюкова (приложение V), Б. Н. Пуганов (приложение HI), Е. Я Титова, А. Д. Горбаненко (гл. 2 и 5).
I
Значения единиц, основанных на килограмм-силе и калории, в единицах СИ, кратных и дольных от них
< Наименование величин	Обозначение	Значение в единицах, основанных на килограмм-силе и калории	Значение в единицах СИ, кратных и дольных от них
Давление	Р	1 иге'см2	0,0980665 МПа
Энтапьпия (удельная)	/, i	1 ккал^кг	4,1868 КДж/кг
Теплоемкость (удельная)	с	1 ккдл/(кг-°С) 1 ккал/(л?-°С)	4,1868 КДж/(кг-К) 4,1868 КДж/(м*-К)
Коэффициент динамической вязкости	Р-	1 kzcIcck'm-	9,80665 Па-с
Коэффициент теплопроводности	Л	1 /скал/(л4-^-°С)	1,163 Вт/(м -К)
Коэффициент теплоотдачи, теплопередачи	a, k	1 ККДЛ/(Л4г-Ч-°С)	1,163 Вт/(м2-К)
Тепловое напряжение объема топки	Qv	1 ккчл/(м* -ч)	1,163 Вт/м3
Тепловое напряжение площади сечения топки	Яр	1 ККЛЛ'(м2-ч)	1,163 Вт/м2
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ...........................
Глава первая. Общие положения Глава вторая. Топливо .	.
2-А. Твердое и жидкое топливо
2-Б. Газообразное топливо ....
2-В. Смеси топлив .	.	.	•
2-Г. Расчетные характеристики топлива . Глава третья. Физические характеристики рабочих тел, используемые в тепловом расчете котельных агрегатов .........................
Глава четвертая. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания ....
4-А. Расчет объемов и энтальпий .
4-Б. Коэффициент избытка воздуха и присосы в котельном агрегате .....................
Глава пятая. Тепловой баланс котельного агрегата	.................
Глава шестая. Расчет теплообмена в топке 6-А. Геометрические характеристики топок 6-Б. Степень черноты факела..................
6-В. Расчет теплообмена в однокамерных и полуоткрытых топках ........................
6-Г. Расчет теплообмена в двухкамерных топках ......................................
6-Д. Позонный тепловой расчет топочной камеры .	...
Глава седьмая. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
7-А. Основные уравнения...............
7-Б. Коэффициент теплопередачи
7-В. Температурный напор ................
Глава восьмая. Рекомендации по методике
расчета котельного агрегата ...
8 А. Порядок и последовательность расчета . 8-Б. Расчет топки....................  .
8-В. Расчет перегревателя ....
8-Г Расчет переходной зоны прямоточных котлов докритического давления .
8-Д. Расчет котельных пучков и фестона 8-Е. Расчет вторичного перегревателя .
8-Ж. Расчет экономайзера ................
8-3. Расчет воздухоподогревателя .	.	.	.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение /. Условные обозначения .	.	.	.
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева .......................................
Л. Топочные устройства ..................
Б. Поверхности нагрева ..................
Приложение III. Указания по проектированию и расчету пароохладителей и теплообменников . А. Впрыскивающие пароохладители
Б. Паропаровые теплообменники ....
В. Газопаропаровые теплообменники
Г. Теплообменники для получения «собственного» конденсата и поверхностные пароохладители ..............................
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб.....................
Рекомендации по расчету температуры стенок труб цельносварных панелей .... Расчет- при тепловой и (или) геометрической асимметрии...............................
Рекомендации по расчету температуры стенки ошипованной трубы ....................
Приложение V. Расчет теплообмена в однокамерных топках по методу ВТИ—ЭНИН .
Приложение VI. Расчет теплообмена в двухкамерных топках по методу ЦКТИ....................
Приложение VII. Расчет воздухоподогревателя с промежуточным теплоносителем ....
3 Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты 95
7 А. Тепловой расчет котельного агрегата D=
7	= 950 т/ч, работающего на донецком угле
7	марки Г (отсев) ....	.	.	95
10	Б. Позонный расчет топочной камеры . .	.	112
11	В. Расчет топорной камеры с ширмами, вклю-
11	ченными в активный объем топки .	,	.	119
Г. Примеры расчета температуры металла стенок труб .....	...	122
13	Тепловой расчет двухкамерной топки ко-
*	тельного агрегата £>=220 т/ч на пыли .
15	ангренского бурого угля ....	136.
15 Приложение IX. Автоматизация поверочного теплового расчета..................................... 145
19 А. Общие положения ..............................145
Б. Математические методы решения задачи на
20	ЭВМ и рекомендации по программирова-
22	нию...................................146
22 В. Общая расчетная схема котлоагрегата 151
24 Г Исходная информация для теплового рас чета котлоагрегата на ЭВМ .	.	151
26 Д. Объем и вид информации по результатам расчета.........................................151
29
ТАБЛИЦЫ
33
35
35
36
49
53
53
55
56
58
58
59
59
59
61
65
65
71
76
76
76
77
77
79
86
87
88
88
93
93
I.	Расчетные характеристики твердых и жидких топлив ......
II.	Расчетные характеристики газообразных топлив ...................................
III.	Средняя теплоемкость воздуха и газов с, ккал/ (ж3 • °C), от 0 до /, °C
IV.	Физические характеристики воздуха и дымовых газов среднего состава
V.	Коэффициент динамической вязкости воды и водяного пара 10е, (кгс • сек) /м2 .
VI.	Коэффициент теплопроводности воды и водяного пара X -102, ккал/(М' ч -°C)
VII.	Критерий Рг физических свойств воды и водяного пара .............................
VIII.	Физические характеристики газообразных топлив .....................................
IX.	Средняя теплоемкость горючих газов с, ккал/(м3 • °C), от 0 до/, °C .
X.	Физические характеристики мазутов .
Ха. Коэффициент теплопроводности мазутов, ккалЦм • ч • °C) .......
XI.	Объемы воздуха и продуктов сгорания твердых и жидких топлив, м31кг, при а=1, О °C и 760 мм рт. ст. .	.
XII.	Объемы воздуха и продуктов сгорания газообразных топлив, м3}м3, при а=1, 0°С и 760 мм рт. ст.	.............
XIII.	Энтальпии 1 м3 воздуха и газов и 1 кг золы.........................................
XIV.	Энтальпии воздуха и продуктов сгорания на 1 кг твердых и жидких топлив при а=1, ккал/кг.................................
XV.	Энтальпии воздуха и продуктов сгорания на 1 м3 газообразных топлив при а=1 0 °C и 760 мм рт. ст. .
XVI.	А. Присосы воздуха в газоходах котельных агрегатов при номинальной нагрузке Б. Средние значения Лапл для систем пы леприготовления ...	.	.	.
XVII.	A. Расчетные характеристики камерных топок с твердым шлакоудалением для котельных агрегатов производительностью 75 т/ч и выше при сжигании пылевидного топлива .....................................
Б. Расчетные характеристики камерных топок с твердым шлакоудалением для котельных агрегатов производительностью
152
168
170
170
171
172
174
175
175
175
175
176
179
179
180
192
198
199
200
50—25 т/ч при сжигании пылевидного топлива ..........................
XVIII.	Расчетные характеристики открытых и полуоткрытых топок с жидким шлакоудале-нием для котельных агрегатов производительностью выше 75 т/ч ....
XIX Расчетные характеристики цикленных и двухкамерных топок ......................
XX.	Расчетные характеристики камерных топок котлов производительностью выше 75 т/ч для сжигания горючих газов и мазутов .
XXI.	Расчетные характеристики слоевых механизированных топок ...................
XXII.	Степень выгорания топлива р по высоте топки (по поданном} топливу)
XXIII.	Удельные объемы и энтальпии сухого насыщенного пара и воды па кривой насыщения ......................................
XXjV. Удельные объемы и энтальпии воды .
XXV. Удельные объемы и энтальпии перегретого пара при докритическом давлении . XXVI. Удельные объемы и энтальпии при сверхкритическом давлении .......................
XXVII. Удельные объемы и энтальпии в критической и околокритической областях
НОМОГРАММЫ
1.	Угловые коэффициенты экранов .	.	.	.
2.	Степень черноты продуктов сгорания .
3.	К определению коэффициента ослабления лучей трехатомными газами ......
4.	К определению коэффициента ослабления лучей золовыми частицами ....
5.	Коэффициенты, характеризующие неравномерность освещенности ширм.....................
6.	Степень черноты камерных топок .	.	.	.
7.	Расчет теплопередачи в однокамерных и полуоткрытых топках................... .	.
8.	Безразмерная разность температур в шлаковой пленке .....................................
9.	Эффективная поглощательная способность гладкотрубных экранов ...... 10. Расчет теплопередачи в камере охлаждения двухкамерных топок, а также в однокамерных и полуоткрытых топках по методу ВТИ—ЭНИН 11. Коэффициент распределения тепловосприятия по высоте топки . .	.	................
12.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании коридорных гладкотрубных пучков .....................................
13.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании шахматных гладкотрубных пучков .................................
14.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией при продольном омывании для воздуха и дымовых газов ......................................
15.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией при продольном омывании для перегретого пара в до-критической области ........................
16.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией при продольном омывании для некипящей воды .
17.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией для пластинчатых воздухоподогревателей при Re< <10 000 ....................................
18.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией для регенеративных воздухоподогревателей
19.	Коэффициент теплоотдачи излучением .
20.	Коэффициент теплопередачи чугунных ребристых водяных экономайзеров ВТИ и ЦККБ .
21	Приведенные коэффициенты теплоотдачи с газовой стороны чугунных ребристых и ребристо-зубчатых воздухоподогревателей
22.	Приведенные коэффициенты теплоотдачи с воздушной стороны чугунных ребристых и ребристо-зубчатых воздухоподогревателей
200
200
201
201
202
204
204
205
209
221
226
240
241
242
243
244
243
245
246
247
248
247
250
252
254
256
257
260
258
261
262
263
264
23.	Приведенные коэффициенты теплоотдачи чугунного ребристого плитчатого воздухоподогревателя Кусинского завода ...	.	265
24	Коэффициент эффективности ребер .	.	.	266
25.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией коридор-
ных пучков труб с поперечными ленточными и шайбовыми ребрами.........................267
26.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией шахматных пучков труб с поперечными ленточными и шайбовыми ребрами.........................268
27.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией шахматных пучков труб с плавниками - .	269
28.	Коэффициент теплоотдачи конвекцией шахматных пучков труб с проволочным оребрением 270
29.	Температурный напор при последовательно-смешанном токе................................ 271
30.	Температурный напор при параллельно-смешанном токе....................................271
31.	Температурный напор при перекрестном токе' 272
32.	Определение длины защитной рубашки впрыскивающих пароохладителей .................... 273
33.	Коэффициент теплоотдачи при конденсации пара в пучке горизонтальных труб ....	274
34.	Коэффициент теплоотдачи при конденсации пара, движущегося вдоль вертикальной трубы 275
35.	Коэффициент теплоотдачи при сверхкритическом давлении в области больших теплоемкостей ..........................................276
36.	Коэффициент теплоотдачи при продольном омывании для кипящей воды ....	277
37.	Угловые коэффициенты ширмовых и змеевиковых поверхностей нагрева ...	.	.	278
38.	Коэффициент облученности точек с максимальным тепловосприятием (для труб ширм)	278
39.	Коэффициент облученности точек с максимальным тепловосприятием (для труб коридорных пучков)........................................279
40.	Коэффициент облученности точек с максимальным тепловосприятием (для труб шахматных пучков) .	.	.............280
41.	Коэффициент растечки для труб конвективных поверхностей нагрева ........................ 281
42.	Коэффициент растечки для экранных труб (е>0)..........................................282
43.	Коэффициент растечки для труб двусветных экранов...................... ...	282
44.	Коэффициент растечки в лобовых то'шах плавниковых труб при двустороннем облучении 282
45.	Коэффициент растечки в корне плавника радиационных поверхностей нагрева .	.	.	283
46а. Поправка на смещение плавника Си .	284
466. Коэффициент учета влияния сварных швов /?с	284
47. Коэффициент растечки цпл в вершине плавника 284 48. Коэффициент формы плавника А	285
49.	Поправка к коэффициенту растечки Др-пл при двустороннем облучении ....	286
50.	Коэффициент растечки в лобовой точке п-Вениковых труб при конвективном теплевя-тии...................................... .
51.	Коэффициент растечки в корне плавника при конвективном тепловосприятии ....	287
52.	Относительная средняя тепловая нагрузка плавниковой трубы (без учета плавников)	°8
53.	Параметр ао........................ ....	288
54.	Коэффициент	М ..............................289
55.	Коэффициент	растечки	цк.п в корне перемычки	289
56.	Коэффициент	/о..............................290
57.	Коэффициент растечки |1Д(О> (для труб равных диаметров)	................. 291
58.	Поправка Дцд к	коэффициенту	растечки	цд<0)	.	292
59.	Коэффициент kA..............  292
60.	Коэффициент концентрации теплового потока в ножке шипа............................293
61.	Коэффициент растечки для	ошипованной	трубы	294
62.	Комплекс А..........................295
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1-01. «Тепловой расчет котельных агрегатов» содержит методические указания, справочные материалы, расчетные формулы и номограммы, необходимые для выполнения поверочного и конструктивного (проектного) тепловых расчетов стационарных котельных агрегатов.
Методика поверочного и конструктивного расчетов является в основном общей. Различие заключается в задачах расчета и искомых величинах.
1-02, В поверочном тепловом расчете по принятой конструкции и размерам котельного агрегата для заданных нагрузки и вида топлива определяют температуру воды, пара, воздуха* и газов на границах между отдельными поверхностями нагрева, коэффициент полезного действия, расход топлива, расход и скорости воздуха и дымовых газов.
Поверочный расчет производят для оценки показателей экономичности и надежности агрегата при работе на заданном топливе, выявления необходимых реконструктивных мероприятий, выбора вспомогательного оборудования и получения исходных материалов для проведения расчетов: аэродинамического, гидравлического, температур металла и прочности труб, интенсивности эолового износа труб, коррозии и др.
1-03. При конструктивном (проектном) расчете определяют размеры топки и поверхностей нагрева отдельных элементов агрегата, необходимые для обеспечения номинальной паропроизводительност и1, принятых показателей экономичности и заданных параметров пара при заданных температуре питательной воды и характеристиках топлива. Конструктивный расчет также дает исходные материалы для выбора вспомогательного оборудования и для аэродинамиче- 1
1 Номинальной паропроизводительно с т ь ю называется наибольшая производительность, которхю агрегат должен обеспечивать в длительной эксплуатации при номинальных величинах параметров пара и питательной воды.
ского, гидравлического, прочностного и других расчетов надежности.
1-04. Расчетное задание для поверочного теплового расчета котельного агрегата должно содержать следующие сведения и исходные данные:
а)	чертежи котельного агрегата и сведения о конструкции и размерах топочного устройства,' поверхностей нагрева и газоходов, необходимые для определения конструктивных характеристик, используемых в расчете;
б)	характеристики топлива в соответствии с требованиями, приведенными в гл. 2;
в)	паропроизводительность агрегата, давление и температуру питательной воды и перегретого пара у главной выходной задвижки;
г)	расход и параметры вторичного пара на входе и выходе из промежуточного перегревателя (при его наличии);
д)	расход насыщенного пара (при отборе пара из барабана котла);
е)	величину непрерывной продувки;
ж)	данные расчета системы пылеприготовления: количество аэросмеси, первичного воздуха и топочных газов, отбираемых на сушку; количество присосанного воздуха в системе пылеприготовления; влажность и температуру пыли.
1-05. При конструктивном (проектном) тепловом расчете задание должно содержать следующие исходные данные:
а) сведения о системе пылеприготовления, типе топочного устройства и компоновке агрегата;
пункты «б» — «ж» те же, что в задании на поверочный тепловой расчет.
Температуру уходящих газов и горячего воздуха указывают в задании или выбирают в соответствии с рекомендациями приложения II и конкретными условиями проектирования.
Температуру газов в конце топки и по газоходам, скорость газов, воды и пара, энтальпию воды и пара в отдельных промежуточных точках пароводяного тракта выбирают на основе рекомендаций приложения II с учетом конкретных условий.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ТОПЛИВО
2-А. ТВЕРДОЕ И ЖИДКОЕ ТОПЛИВО
а)	Теплота сгорания
2-01. Теплота сгорания твердого и жидкого топлива принимается по данным калориметрических определений. Использование для расчета значений теплоты сгорания, подсчитанных по составу топлива при помощи эмпирических формул, не рекомендуется.
2-02. Теплота сгорания высшая QB вычисляется по величине теплоты сгорания в калориметрической
бомбе фб, исправленной с учетом кислотообразования при сгорании:
<2в=Сб—22,5Sc—0,0015Qб, ккал[кг,	(2-01)
где 22,5Sc—теплота, выделяющаяся при окислении продуктов сгоревшей в бомбе серы So, %, от SO2 до SO3 и растворении последней в воде; 0,0015Q6 — теплота образования азотной кислоты в бомбе для каменных и бурых углей. Для углей марок Т, ПА, А и жидкого топлива эта величина равна 0,001 Qe.
2-03. Теплота сгорания низшая QH находится вычитанием из теплоты сгорания высшей QB тепло
8
Гл. 2. Топливо
ты парообразования, условно принимаемой равной 600 ккал/кг:
Qh—Qb—6(W+9H), ккал/кг. (2-02)
2-04. При сжигании в калориметрической бомбе сланцев и других топлив, содержащих карбонаты, последние в большинстве случаев разлагаются практически полностью. Поэтому теплота сгорания при кало-риметрировании определяется с учетом теплового эффекта разложения карбонатов {—9,7(СОг)к], ккал/кг.
б)	Различные массы топлива и пересчет характеристик с одной массы на другую
2 05. Характеристики топлива могут быть отнесены: к рабочей массе топлива (обозначаемой индексом «р»), т. е. к топливу в том виде, в каком оно поступает для потребления (в котельную, на пылезавод ит. п.);
к сухой массе (индекс «с»), т. е. к топливу, не содержащему влаги (Г=0);
к горючей массе (индекс «г»), т. е. к сумме элементов, составляющих органическую массу топлива, и колчеданной сере.
Для всех топлив, кроме содержащих большое количество карбонатов, за горючую массу условно принимают (100—W—Л), где 100 — рабочая или аналитическая масса топлива, %.
Для топлив с большим содержанием карбонатов (свыше 2%) за горючую массу принимается
ЮО— W—А испр--- (СО2)к,
где (СО2)к — содержание двуокиси углерода карбонатов, %;
Лиспр—зольность без учета сульфатов, образовавшихся при разложении карбонатов, и с поправкой на сгорание серы колчедана, %,
ЛРиспр = ЛР— [2,5 (Sa — SCI)C 4- 0,375cSK] X
(2-03)
где Sa — содержание серы в лабораторной золе, в процентах к массе топлива;
Sct — содержание сульфатной серы в топливе;
SK — содержание колчеданной серы в топливе.
При отсутствии лабораторных данных о содержании сульфатов величину [2,5(Sa—Sct)c+0,375Sck] принимают равной для эстонских и гдовских сланцев 2,0, кашпирских — 4,1.
Такой условный расчет объясняется тем, что при горении топлив с большим содержанием карбонатов последние (в основном СаСО3, а также MgCOs и FeCOs) разлагаются на окисел металла и СО2. Окисел металла остается в золе и в результате частичного присоединения окислов серы образует сульфаты
Из определений каждой массы топлива следуют соотношения:
CP+HP+NP+OP+S₽K+SPoP-b4P+ Гр= 100%;
Cc+Hc+Nc4-Oc + Sc„+S%p+4c = 100%;
Cr+Hr+Nr4-Or+SrK+Srop = 100%.
Пересчет состава топлива, выхода летучих и теплоты сгорания (в бомбе и высшей) с одной массы топлива на другую производится при помощи множителей, приведенных в табл. 2-1
Т а б л, д а 2-1
Заданная масса топлива	Искомая масса топлива		
	рабочая	сухая	горючая
Рабочая Сухая Горючая	1 100—Гр 100 100—Г₽—Др	100	100
		100—Гр 1 100—А с	100—Г₽—ЛР 100 100—Л с 1
	100	100	
2-06. Элементарный состав и теплота сгорания (в бомбе и высшая) рабочей массы влажностью Гр1 на мрссу влажностью Г₽2 пересчитываются путем
ЮО —Г Рг умножения на отношение ^qq___
И ЗОЛЬНОСТЬЮ ЛР1
на зольность Л₽2 (при Гр = const) — умножением н» 100 —Лр2
100 — Лр» '
Для сланцев пересчет состава (С, Н, N, О, Sk Sop) и теплоты сгорания (в бомбе и высшей) с рабочей массы на горючую производится при помощи множителя
100
ЮО — Гр — Л₽ИспР - (СО2)рк *
Пересчет данных состава и теплоты сгорания (в бомбе и высшей) с рабочей массы, характеризующейся зольностью Л₽1 и содержанием двуокиси углерода карбонатов (СО2)₽къ на рабочую массу с Л₽2 и (СОг)рк2 производится при помощи множителя
1 Э	ЛрИсдр2 — (СО2)РЯ2
100	Лриспр1 (СО 2)рк1
2-07. Низшая теплота сгорания топлива подсчиты-
вается по формулам:
Qph-Qpb—6(Гр+9Нр), ккал/кг-,	(2-04)
Qch=Qcb—54НС, ккал/кг-,	(2-05)
QrH=QrB—54НГ, ккал/кг-,	(2-06)
ЮО —Гр —Лр
QpH = QrH----i~л------ккал/кг.	(2-07)
Низшая теплота сгорания рабочей массы топлива влажностью rpt пересчитывается на массу влажностью Гр2 по формуле
ЮО — Гр2
Q₽h2 = (Qphi Ч" ^?i) 1QQ___6Г₽2, ккалкг.
(2-08)
При изменении зольности рабочей массы пересчет QpH производится согласно п. 2-06.
При одновременном изменении влажности и зольности для пересчета QpB используется формула
ЮО — Г₽2 — Лр2
Qpb2 — (Qphi +[6^₽i) ЮО —11/Pj —Лр1
— 6Гр2, ккал/кг.	(2-09)
Гл. 2. Топливо
9
в)	Классификация углей
2-08. В соответствии с существующим ГОСТ ископаемые угли делятся на три основных типа: б у р_ы е, каменные и антрацит Переходным типом между каменными углями и антрацитом является полуантрацит.
2-09. К бурым углям (марка Б) относят угли с высшей теплотой сгорания рабочей массы беззольного 100
угля Q₽B 10Q___<5 700 ккал!кг. По этому же при-
знаку выделяют бурые угли и в международной классификации ископаемых углей.
В СССР бурые угли по содержанию в них рабочей влаги разделяют на три группы: Б1—содержащие рабочую влагу более 40,0%; Б2 — от 30,0 до 40,0%; БЗ — до 30,0%. Бурые угли по сравнению с каменными характеризуются высоким выходом летучих (Vr>40%), неспекшимся коксовым остатком, высокой гигроскопической и в большинстве случаев высокой общей влажностью, пониженным содержанием углерода и повышенным — кислорода. Они легко теряют на воздухе влагу и механическую прочность, превращаясь при этом в мелочь, и обладают повышенной склонностью к самовозгоранию.
2-10. К каменным относят угли с высшей теплотой сгорания рабочей массы беззольного угля 100
Qpb ЮО — Лр>5 700 ккал/кг и, в отличие от антрацитов и полуантрацитов, с высоким выходом летучих веществ (Гг>9°/о). Основная масса их в разной степени спекается, и только часть углей, с выходом летучих свыше 42—45% (длиннопламенные) и менее 17% (тощие), не спекается.
Каменные угли делятся на марки в основном по выходу летучих веществ Уг и толщине пластического слоя у. Нижний предел величины у, выраженный в миллиметрах, ставится в качестве индекса к обозначению марки угля. Например: Гю — газовый, минимальная толщина пластического слоя 10 мм и т. д.
Действующие ГОСТ различают марки каменных углей (табл. 2-2).
Числовые значения величин и у углей одной и той же марки различны у топлив разных бассейнов или месторождений. Они указаны в классификациях каменных углей по бассейнам и месторождениям.
Таблица 2-2
Марка углей	Обозначение	Выход летучих веществ на горючую массу Vr, %	Характерно тика нелетучего остатка
Длиннопламенный	д	36 и более	От порошкооб-
Газовый	г	35 и более	разного до сла-боспекшегося Спекшийся
Газовый жирный	ГЖ	Более 31 (до 37)	
Жирный	ж	24—37	
Коксовый жирный	КЖ	25—33	
-Коксовый	к	17—33	
Ч)тощенный спекаю-	ОС	14—27	
щийся Тощий	т	9—17*	От порошкооб-
Слабоспекающийся	СС	17—37	разного до сла-боспекшегося То же
Для дальневосточных углей марки Т Vr = 8-=-20%.
В ряде случаев угли марок Г, ГЖ, Ж, КЖ, К и ОС делят для одного и того же бассейна или месторождения на группы по нижнему пределу величины у, который ставят в качестве индекса к обозначению данных марок угля.
Угли, у которых толщина пластического слоя не может быть замерена, относятся при высоком выходе летучих веществ (обычно 37% и более) к длиннопламенным Д, при низком выходе летучих веществ (обычно 17% и менее) — к тощим углям Т.
Кузнецкие угли, добываемые в шахтах, при промежуточном выходе летучих веществ (от 17 до 37%) и отсутствии пластического слоя относят к марке СС, при 1/г=25-т-37% их обозначают 1СС, при Vr от 17 до 25% — 2СС.
2-11. К полуантрацитам (марка ПА) и антрацитам (марка А) относят угли, имеющие выход летучих веществ в условной горючей массе менее 9%. Полуантрациты от антрацитов отличаются объемным выходом летучих веществ в условной горючей массе (Кгоб): полуантрациты — от 220 до 330, антрациты —менее 220 см3]г. Полуантрациты обладают более высокой теплотой сгорания (Qro>8 350 ккал/кг), тогда как средняя теплота сгорания антрацитов Qr6 = 8 100 ккал] кг.
2-12. При рассортировке по крупности (грохочении) ископаемые угли и горючие сланцы разделяются на классы, приведенные в табл. 2-3.
К условному обозначению марки угля приписывают условное обозначение класса, например бурый, крупный — БК, газовый, орех — ГО, антрацит, семечко — АС.
Смесь углей различных по крупности классов обозначают следующим способом: БОМ — бурый, орех с мелочью, БМСШ — бурый, мелкий, с семечком и штыбом, АСШ — антрацит, семечко со штыбом и пр.
При грохочении углей и горючих сланцев, кроме указанных выше классов, получаются также отсевы, размер кусков которых меньше определяемого.
Мелочью для грохоченых углей считаются куски размером менее нижнего предела, установленного для каждого класса, а для углей классов 0—25 и 0—50 мм и рядовых — менее 6 мм.
2-13. Часть углей, преимущественно спекающихся, используемых для коксования, подвергается обогащению — сухому или мокрому — с выделением малозольного концентрата (главным образом, для коксования), высокозольного (Ас>40-ь45%) промпродукта (для энергетических целей) и очень высокозольных (Ас>45%) хвостов, удаляемых в отвалы.
При мокром обогащении углей выделяется как самостоятельный продукт шлам (класс 0—3 мм), который после подсушки используется для сжигания.
2-14. Вне приведенной выше схемы классификации ископаемых углей остаются геологически окисленные каменные и бурые угли. Примером первых являются угли, добываемые в разрезах Кузнецкого бассейна,
Таблица 2-3
Класс угля	Обозначение	Размер кусков, мм
Плита	п	Более 100
Крупный	к	50—100
Орех	О	25—50
Мелкий	м	13—25
Семечко	с	6—13
Штыб	ш	Менее 6
Рядовой	р	До 300
10
Гл. 2. Топливо
вторых — сажистые угли Подмосковного бассейна. Окисленными являются также угли практически всех ныне разрабатываемых месторождений Средней Азии и особенно Ангрена, Кызыл Кия, Сулюкты, Шураба (маркируемые как бурые).
Окисленные каменные угли характеризуются полной или частичной потерей спекаемости, тогда как при выходе летучих Уг= 17-5-40% неокислепные каменные угли обладают этим свойством. У всех окисленных углей пониженные (иногда на 1000—2 000 ккал/кг) теплота сгорания и содержание водорода (при сильной окислен -ности). За редким исключением они обладают малой механической прочностью и повышенной склонностью к окислению и самовозгоранию.
г) Классификация торфа
2-15. Торф как топливо должен удовлетворять следующим требованиям (табл. 2-4).
Таблица 2-4
Характеристика торфа	Вид торфа	
	фрезерный	кусковой
Содержание влаги Wp, %, не более: I группа* 		50	45
II группа 		52	48
Зольность Ас, %, не более . .	23*	23*
Засоренность посторонними примесями (куски размером свыше 25 мм), %, не более . .	10	
Содержание мелочи (куски размером менее 25 мм), % . .	—	30
1 Предприятия торфяной промышленности Украинской и Белорусской ССР должны Поставлять торф только I группы.
* Для предприятий Украинской ССР, Удмуртской АССР и Тамбовской области допускается поставка торфа зольностью более 23, но не выше 35%.
д) Классификация жидких топлив
2-16 В соответствии с действующим ГОСТ 10585-63 в качестве жидкого котельного топлива применяется остаточный продукт нефтепереработки: мазут трех марок— 40, 100 и 200.
Марка топлива определяется предельной вязкостью, составляющей при 80 °C для мазута 40—8,0; для мазута 100—15.5; для мазута 200 — 6,5—9,5 град. усл. вязкости (СУВ) при 100 °C.
Мазут 200 поставляется (по согласованию с заказчиком) только по трубопроводам непосредственно с нефтеперерабатывающих заводов. Запрещается разогрев его острым паром
Предельная зольность мазутов 40 и 100 установлена 0,15, мазута 200 — 0,30%.
.По содержанию серы мазуты разделяются на малосернистые (до 0,5%), сернистые (до 2,0%) и высокосернистые (до 3,5%). Предельная норма содержания серы может быть повышена до 4,3% для мазутов, вырабатываемых нз арлано-чекмагушской, серноводской и бугурусланской нефтей.
В ряде случаев в качестве котельного топлива используется низкокачественная сырая или обессоленная и отбензиненная нефть. Эти жидкие топлива резко отличаются от мазута по содержанию легких фракций, в связи с чем они требуют специально оборудованного мазутного хозяйства.
2-Б. ГАЗООБРАЗНОЕ ТОПЛИВО
2-17. Газообразное топливо представляет собой смесь горючих и негорючих газов, содержащую некоторое количество примесей в виде водяных паров, смолы и пыли.
2-18. Состав газообразного топлива задается в процентах по объему, и все расчеты относятся к кубическому метру сухого газа при нормальных условиях (760 мм рт. ст. и 0 °C). Содержание примесей (водяных паров, смолы, пыли) выражается в г/м3 сухого газа.
2-19. Теплота сгорания газообразного топлива принимается по данным калориметрических определений. При отсутствии таких данных теплота сгорания 1 м3 газа при нормальных условиях подсчитывается по формуле смешения:
Qch = 0,01 ;Qh2sH2S 4~ Qco СО -J- Qh Н2 4-
+ S (Qc н СЛ)Ь ккал/м3, '(2-10)
где Qh3S’ Qco и т Д- — теплота сгорания отдельных газов, входящих в состав газообразного топлива (табл. 2-5), ккал/м3.
Таблица 2-5
Газы	Обозначение	Плотность р, кг!ма	Теплота сгорания низшая Qa, ккал!м*
Водород	Н2	0,090	2 579
Азот элементарный	n2	1,251	—
Азот воздуха (с при-	Na	1,257	—
месью аргона)			
Кислород	О2	1,428	—
Окись углерода	СО	1,250	3 018
У глекислый	со2	1,964	—
Сернистый	so2	2,858	—
Сероводород	H2S	1 520	5 585
Метан	сн4	0,716	8 555
Этан	с2н6	1,342	15 226
Пропан	С3Н8	1,967	21 795
Бутан	С4Н10	2,593	28 338
Пентан	С5н12	3,218	34 89Т)
Этилен	с2н4	1,251	14 107
Пропилен	С3н6	1,877	20 541
Бутилен	С4Н8	2,503	27 111
Бензол	С6Н6	3,485	33 528
Примечание: При подсчете р и QH объем грамм-молекулы газа принят равным 22,41 л (как для идеального газа). Значения плотности газа даны при 0* С и 760 мм pm. cm
При. содержании в топливе до 3% непредельных углеводородов неизвестного состава их принимают состоящими из этилена (С2Н4); для газа коксовых печей QH непредельных углеводородов неизвестного состава принимают равной 17 000 ккал/м3.
2-20. Различные газообразные топлива имеют следующие особенности.
Доменный газ перед поступлением к потребителю подвергается охлаждению и предварительной очистке от пыли в скрубберах или дезинтеграторах. Потребителю подается газ, насыщенный влагой и содержащий 0,1—1,0 (скрубберная очистка) или 0,01— 0,3 г/м3 пыли (очистка в дезинтеграторах). В неочищенном доменном газе имеется 7—12 г/м3 пыли, а содержание углерода в пыли 3—5%. Доменный газ при выплавке ферросилиция содержит значительно большее
Гл. 2. Топливо
11
количество пыли, и при сухом способе очистки, рассчитанном на обычный газ, запыленность его получается более высокой. Смолы в доменном газе практически нет.
Газ коксовых печей, как правило, направляется потребителю после очистки от смолы, бензола, нафталина и аммиака («обратный газ»). Он содержит следы смолы, пыли и до 4 г/л£3 бензола. Влагосодержа-ние газа соответствует его насыщению при 25—35 °C. В неочищенном газе имеются 27—32 г/л<3 бензола и следы смолы, нафталина и аммиака.
В природных газах, подаваемых потребителю, практически нет пыли, влагосодержание их зависит от способа обезвоживания до поступления в газопровод и на местах добычи может сильно колебаться. При подаче газа на дальние расстояния влага из него удаляется и влагосодержание его можно считать соответствующим насыщению при температуре и давлении в газопроводе; при применяющихся давлениях влаго-содержанием можно пренебречь.
2-В. СМЕСИ ТОПЛИВ
2-21. При сжигании Смеси двух твердых или жидких топлив, заданной массовыми долями (£' — массовая доля одного из топлив в смеси), теплоту сгорания 1 кг смеси подсчитывают по формуле
QpH=Qp/ng/+Qp"B(I—£'). ккал/кг.	(2-11)
2-22. Если смесь задана в долях по тепловыделению каждого топлива (q' — доля одного из топлив), то для перехода к массовым долям используется формула
q'Qv"s
ё ~ q'Qp"»+	(2-1 }
2-23. При сжигании смеси твердого или жидкого топлива с газообразным расчет для удобства условно ведется не на 1 кг сжигаемой смеси, а на 1 кг твердого или жидкого топлива с учетом количества газа, лР, приходящегося на 1 кг.
В этом случае условная теплота сгорания смеси топлив при х, м3, газа на 1 кг твердого или жидкого топлива подсчитывается по формуле
Qph = Qp'h+xQP"h, ккал/кг,
(2-13)
для отходов обогащения углей — месторождение, марку обогащаемого угля и способ обогащения (сухое, мокрое);
для торфа — способ добычи (кусковой, фрезерный); для древесного топлива — размеры кусков;
для древесных отходов — характер производства; для мазута — марку и сернистость;
для искусственного газообразного топлива—вид газа, исходное топливо, способ получения и очистки;
для природного газообразного топлива—газопровод или район добычи, характер месторождения (нефтегазовые скважины, чистогазовые скважины).
Ввиду того что содержание примесей в газообразном топливе, а также температура и давление при поступлении к потребителю подвержены значительным колебаниям, эти величины для конкретных случаев должны быть специально уточнены.
2-25. В табл. I и II приведены расчетные характеристики основных видов и марок потребляемых отечественной энергетикой топлив. Данные значения не могут рассматриваться как постоянные и твердо установленные нормативы. Это некоторые средние числа, характеризующие топливо, состав и качество которого изменяются в зависимости от места и времени добычи. Характеристики твердого топлива относятся, в основном, к рядовому необогащенному и негрохоченному топливу, за исключением грохоченых антрацитов Донбасса.
Помимо средних данных, в табл. I помещены основные характеристики Wp и Ар твердого топлива предельно пониженного качества, возможность более или менее длительного поступления которого следует учитывать при проектировании отдельных агрегатов или предприятий, а также указаны предельные значения содержания серы.
В приведенные в табл. I количества летучих веществ, определенные по ГОСТ, входят водяные пары, получающиеся при разложении гидратной воды. Горючие летучие, обусловливающие реакционную способность топлива, находятся по формуле:
уг	(Ус-^идр) 100 о
испр- 100—(Ас+	’ °’
где •
^гидр = 0,1 Ас, %; Vе =Vr
1G0— Др—Wp
100 — WP •
где QP'e и Qp"H — соответственно низшая теплота сгорания твердого (или жидкого) топлива, ккал/кг, и газа, ккал/м3.
Если смесь задана гто долям тепловыделения каждого топлива (доля твердого или жидкого топлива в суммарном тепловыделении q' и доля газа 1—q'), то количество газа, приходящееся на 1 кг твердого или жидкого топлива, составляет:
1~</ Ср'н
(2-14)
2-Г. РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТОПЛИВА
В качестве-температурных характеристик золы приведены температуры плавкости 6, /2 и ts и параметры, определяющие свойства расплавов золы, /о, Цо, Д.Ж» Цн.Н<’-
to—температура начала истинно жидкого состояния *, °C, определяется по графикам зависимости вязкость— температура как точка расхождения кривых, полученных при нагреве и охлаждении;
Цо — коэффициент динамической вязкости при температуре начала истинно жидкого состояния, (кгс-сек)/м1 2-, tn.» — температура нормального жидкого шлако-удаления, °C, т. е. температура, до которой должен быть нагрет шлак при вытекании из летки;
Цн.ж —.коэффициент динамической вязкости при этой температуре, (кге • сек)/м2.
2-24. Для выбора расчетных характеристик топлива проектное задание должно содержать следующее: ? для антрацита, каменных и бурых углей и сланцев — месторождение, марку и класс по размеру кусков;
1 Истинно жидким называется такое состояние, при
котором расплав подчиняется закону течения Ньютона.
12
Гл. 2. Топливо
При значениях g0^2 (кгс • сек)]м2 /н.ж принимается равной to. При значениях цо>2 (кгс • сек)/м2, что может быть у шлаков с высоким содержанием S1O2, ts.m принимают как температуру, при которой вязкость становится менее 2 (кгс • сек) /м2.
Данные to, go, tB ж и gH.«, приведенные в табл. I, получены на основании исследования лабораторной золы топлива.
Химический состав золы твердых топлив в табл. I дан в расчете на бессульфатную массу. Такой условный расчет объясняется тем, что большая часть сульфатов, содержащихся в лабораторной золе, образуется вследствие связывания продуктов сгорания серы с окислами металлов. При сжигании топлива в топках сульфаты не образуются.
Характеристики расплавов и химического состава золы углей приведены на основании ограниченного количества данных, и поэтому их следует рассматривать как предварительные и подлежащие в дальнейшем корректировке.
2-26. При тепловом расчете серийных котельных агрегатов характеристики топлива принимаются по табл. I и II Тепловые расчеты котельных агрегатов, предназначенных для конкретных объектов, при наличии обоснованных данных выполняются с учетом характерного для этого объекта топлива.
Изменения характеристики топлива в пределах, указанных в табл. 2-6, приводят к отклонению основных результатов теплового расчета агрегата пределах точности расчета. Поэтому если заданные характеристики (отдельные или несколько одновременно) отклоняются от табличных или других значений, предварительно принятых для расчета данного агрегата, на величины, не превышающие указанные в табл. 2-6, то пересчет на топливо заданных характеристик не нужен.
2-27. При сжигании топлива, о котором нет данных в табл I и II, его расчетные характеристики должны быть установлены на основании анализов проб, специально для этой цели отобранных по соответствующим инструкциям.
Таблица 2-6
1 Характеристика топлив а	Обозначение	Допустимые отклоне-f	НИЯ для		
		тощих углей и антрацитов	каменных углей	бурых углей и торфа
Влажность на рабочую		2	3	4
массу, о/о Зольность на сухую массу, °/о Содержание на горючую	Де*	8	9	10
массу, %:				
углерода	Сг	8	7	6
водорода	Нг		0,8	
кислорода	Ог		2,5	
серы	QP °ор+к	Без	ограни1	1ений
Теплота сгорания низшая		240	210	180
на горючую массу, ккал/кг				
• Расчетная зольность не должна превышать значение Ас
макс указанное в табл I.
Анализы проб топлива разделяются на следующие группы, расположенные- в порядке убывания надежности их использования для характеристики товарного топлива:
товарные пробы (расчетные, штабельные, эксплуатационные) ;
пластовые пробы из действующих забоев штреков и пр.;
пробы из разведочных выработок (шурфов, штолен и т. д.);
буровые (керновые) пробы.
Принятые для установления расчетных характеристик топлива анализы должны отвечать следующим минимальным требованиям:
теплота сгорания должна быть определена по калориметру;
пределы колебаний теплоты сгорания горючей массы Qr6 или QrH разных партий топлива или за различные периоды времени не должны превышать 150— 200 ккал!кг-,
при проверке соответствия заданного элементарного состава теплоте сгорания горючей массы, вычисленной по формуле Менделеева
QrH=81СГ+246НГ—26(0—S)r, ккал)кг,	(2-15)
расхождение с калориметрическим определением не должно превышать 150 ккал/кг для топлива зольностью ^25% и 200 ккал/кг — для топлив с Ас>25%. Эти расхождения при Ас^25°/0 могут быть как отрицательными, так и положительными, а при Ас>25° результаты подсчета по формуле Менделеева должны быть выше, чем по калориметру.
Для сопоставления различных проб все данные по зольности и содержанию серы (S06, Set, S,<) должны быть пересчитаны на сухую массу, а по элементарному составу, теплоте сгорания и выходу летучих — на горючую массу. В результате такого сопоставления должны быть определены расчетные характеристики топлива.
Содержание влаги рабочей (W7?) должно быть принято в основном по товарным и пластовым пробам (если имеется уверенность, что начальная влажность их была сохранена при разделке и пробы были герметично упакованы при доставке в лабораторию). При отсутствии такой уверенности расчетные величины wp должны быть приняты по влагоемкости И7макс (ГОСТ 8858-71).
Зольность Ас, содержание серы (SCO6, SCCT, Sck) и температура плавления золы должны определяться в основном по товарным пробам.
Для получения остальных характеристик (Сг, Нг, Nr, Ог, Srop, QrH, Vr, характеристика нелетучего остатка) могут быть учтены данные анализа проб всех четырех классов.
2 28. Для расчета котельного агрегата на топливе, характеристики которого помещены в табл. I, но заданные зольность или влажность отличаются от данных табл. I на величины, больше допустимых (табл. 2-6), расчетные характеристики топлива определяются по указаниям п. 2-06 и 2-07 путем пересчета табличных значений состава и теплоты сгорания (если только принятая расчетная характеристика зольностиАс не превышает величины Асмакс, указанной в табл. I).
2 29. В тех случаях, когда расчетные характеристики топлива принимаются не по табл. I или II, они должны выбираться согласно рекомендациям специализированной организации.
Гл. И. Физические характеристики рабочих тел, используемые в тепловом расчете котельных агрегатов 13
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РАБОЧИХ ТЕЛ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В ТЕПЛОВОМ РАСЧЕТЕ КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
3-01. При определении теплоемкости газов объем моля принимался равным 22,41 Л13 при 760 мм рт. ст. и 0 СС (по идеальному газу).
Теплоемкости воздуха и газов отнесены к 1 м3 при 0 °C и 760 м м рт. ст.
Значения теплоемкостей воздуха и газов, входящих в прод кты сгорания, приведены в табл. III.
Теплоемкость влажного воздуха св вычислена при влагосодержании 10 г на 1 кг сухого воздуха и отнесена к 1 л? сухого воздуха. При другом влагосодержании d, г/кг, теплоемкость воздуха находится по формуле
св = сс.в + 0.,0016б/с Hs0, ккал/ (м3 • °C),	(3-01)
где сс.в и сн о — теплоемкость сухого воздуха и водяного пара.
3-02. Для продуктов сгорания, давление которых в>юТельных агрегатах близко к атмосферному, даны 'коэффициенты кинематической вязкости v, м2/сек, а для пара и воды—коэффициенты динамической вязкости |д, (кгс • сек) 1м2.
Коэффициент кинематической вязкости для пара и воды определяется по формуле
v=9,81jW, м21сек,	(3-02)
где удельные объемы v, м3/кг, принимаются по таблицам термодинамических свойств воды и водяного пара (табл. XXIII—XXVII).
3-03. Коэффициенты кинематической вязкости воздуха и дымовых газов среднего состава при давлении 760 мм рт. ст. и температуре от 0 до 2 200 °C представлены в табл. IV.
Состав дымовых газов характеризуется объемными долями водяных паров и углекислого газа и гсо^ , равными парциальным давлениям этих газов при общем давлении 1 кгс!см2\ средний состав газов соответствует г q—0,11 и гс-)а=0,13.
Отклонение коэффициентов кинематической вязкости продуктов полного сгорания, имеющих состав, отличный от среднего, обусловлено главным образом изменением содержания водяных паров.
На рис. 3-1 приводится множитель 44v=v/vr, определяемый в зависимости от гНаО и температуры газов
Коэффициент кинематической вязкости дымовых газов заданного состава подсчитывается по формуле
v = Afvvt, м2!сек.
(3-03)
3 04. Коэффициенты динамической вязкости воды и водяного пара при давлении от 1 до 400 кгс!см2 и температуре от 0 до 700 °C, а также на линии насыщения приведены в табл. V.
3 05. Коэффициенты теплопроводности воздуха и дымовых газов среднего состава (гнаО==^>^> гСО3~0,13) для температур 0—2 200 °C представлены в табл. IV.
Теплопроводность продуктов полного сгорания, как и вязкость, зависит главным образом от содержания водяных паров. На рис. 3-1 приведен множитель 44^ определяемый в зависимости от гн3о и температуры газов.
Коэффициент теплопроводности дымовых газов заданного состава вычисляется по формуле
Х = Л4^АГ, ккал/(м-ч °C).	(3-С4)
3-06. Коэффициенты теплопроводности воды и водяного пара для давления от 1 до 400 кгс!см2 и температуры от 0 до 700 °C, а также на линии насыщения представлены в табл VI
3-07. Критерий физических свойств
Рг = 3 600—(3-05)
где ср — истинная теплоемкость, ккал Мкг • °C) р — плотность, кг/м3.
3-08 Значения критерия Рг для воздуха и дымовых газов среднего состава (объемные доли трехатомных газов rHjO =0,11; ''Cos = 0,13) при давлении 760 мм рт. ст. и температуре от 0 до 2 200 °C даны в табл. IV.
На рис. 3-1 показан график зависимости множителя Мгг = Рг/Ргг от объемной доли водяных паров гНо . Дтя цымовых газов, состав которых отличается от среднего, критерий Рг определяется по формуле
Рг=Ргг44Рг.	(3-06)
3-09. Значения критерия Рг для воды и водяного пара для давлений от 1 до 400 кгс/Ъм2 и температур от 0 до 700 °C, а также на линии насыщения приведены в табл. VII.
3-10 Для котлов, работающих с наддувом при давлении, превышающем 1,05 кгс!см2, коэффициент кинематической вязкости газов определяется по формуле
v₽= м2/сек,	(3-07)
Г
где р — давление дымовых газов, кгс[см~.
Теплоемкость, коэффициент теплопроводности и критерий физических свойств газов принимаются для давлений, которые могут возникнуть в газоходах котлов (в том числе и высоконапорных парогенераторов), не зависящими от давления.
3-11. Удельные объемы и энтальпии воды и водяного пара даны в табл. XXIII—XXVII.
3-12. Коэффициенты вязкости и теплопроводности, а также величины критерия Рг для газообразных топлив указаны в табл. VIII. Они могут также быть использованы для определения характеристик других, близких по составу смесей газов.
3-13. Теплоемкость рабочей массы твердого топлива рассчитывается по выражению	*
W 100 — W?
сРтл= Ю0 4~ьсСтл [до » ккал/(усг-°C). (3-08)
Теплоемкость сухой массы топлива сстл, ккал)(кг-°С) принимается по данным табл. 3-1.
3-14. Теплоемкость мазута составляет
стЯ = 0,415 -|- 0,0006/, ккалЦкг-°C),	(3-09)
где t — температура мазута, °C.
3-15. Теплоемкость газообразного топлива, отнесенная к 1 .и3 сухого газа, определяется по формуле
т. гл = 0,01 (tpja Н2 -J- Cq-j СО	Н4 -|-
+ ccosC<^2 +•••) + 0,00124cHaOcZr тЛ, ккал/(м3 °C).
(3-10)
14 Гл. 3. Физические характеристики рабочих тел, используемые в тепловом расчете котельных агрегатов
о)
в)
Рис. 3-1. Поправки для пересчета физических характеристик дымовых газов среднего состава. а — Mv-, б — в — МРг.
I
Гл. 4. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания
15
Рис. 3-2 Зависимость коэффициентов вязкости мазутов от температуры.
Ф5 и Ф12 —мазу ы флотские; 40,	100.
200 — топочные мазуты; МП — топливо для мартеновских печей; НС —стабилизированная нефть
О—вязкость мазута по ГОСТу 10585-63; л — вязкость стабилизированной нефти.
Таблица 3-1
Топливо	Температура, ’С				
	0	100	200	300	400
Антрациты и тощие угли		0,22	0,23	0,25	0,27	0,28
Каменный уголь . . .	0,23	0,26	0,30	0,34	—
Бурый уголь ....	0,26	0,30	0,35	—	—
Сланцы 		0,25	0,27	0,31	• _	—
Фрезерный торф . . .	0,31	0,36	0,43	—	—
Теплоемкости негорючих составляющих приведены в табл. III, горючих — в табл. IX.
3-16. Средняя теплоемкость золы твердых топлив от 0 до t, °C, дана в табл. 3-2.
3-17. Вязкость мазутов и нефти, коэффициенты теплопроводности мазутов, а также температура вспышки и застывания указаны в табл. X. Зависимость коэффициента вязкости от температуры показана на рис. 3-2.
Таблица 3-2
t, "С	свл, ккал! (кг-’С)	t, °C	свл> ккал/(кг-*С)
100	0,193	1 100	0,238
200	0,202	1 200	0,24
300	0,210	1 300	0,25
400	0,215	1 400	0,27
500	0,219	1 500	0,28
600	0,223	1 600	0,28
700	0,226	1 700	0,29
800	0,229	1 800	0,29
900	0,232	1 900	0,30
1 000	0,235	2 000	0,30
Примечания: 1. Значения теплоемкости при высоких температурах даны с учетом теплоты перехода из твердого в жидкое сое ояние.
2. Значения теплоемкости при t > 1 600* С определены приближенно, экстраполяцией опытных данных.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ОБЪЕМЫ1 * И ЭНТАЛЬПИИ ВОЗДУХА И ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
4-А. РАСЧЕТ ОБЪЕМОВ И ЭНТАЛЬПИЙ
4-01. Все объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания рассчитываются на 1 кг твердого, жидкого или на 1 Л13 сухого газообразного топлива при нормальных условиях. При разомкнутой схеме пылеприготовлен ия расчеты ведутся на 1 кг подсушенного топлива, при полуразомкнутой — согласно п. 4-13.
1 Объемы воздуха и газов в данной книге выраже
ны в м3 при 0 °C и 760 мм рт. вт.
Потери тепла от механического недожога qt учитываются при определении расчетного расхода топлива:
100 — а л
=-----iqq---В, кг/ч,	(4-01)
где В — полный расход топлива на котельный агрегат, кг 1ч.
Все формулы даны применительно к случаю отсутствия химической неполноты сгорания топлива <7з, но с достаточной для расчетов точностью могут использоваться и при незначительной химической неполноте
16
Гл. 4. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания
141
горения, соответствующей указанным в гл. 5 значениям. Состав твердого и жидкого топлив в формулах выражен в процентах по массе, а газообразного — по объему.
Объем 1 моля при нормальных условиях для всех газов принимался равным 22,41 м3 (как для идеального газа). При вычислении энтальпий ошибка от разницы объемов молей реального и идеального газов не вносится, так как теплоемкости газов отнесены к тому же объему моля (п. 3-01).
4-02. Объемы и массу воздуха и продуктов сгорания при сжигании твердых и жидких топлив определяют по приведенным ниже формулам.
Теоретическое количество сухого воздуха, необходимого для полного сгорания топлива (коэффициент избытка воздуха а=1):
V<’=0,0889(Cp + 0,375Spop+k) +
+0,265Нр—0,03330р. лР/кг;	(4-02)
L°=0,l 15(Cp+0,375Spop+k) +
+0.342НР—0,043Юр, кг/кг.	(4-03)
Теоретические (минимальные) объемы продуктов сгорания, полученные при полном сгорании топлива с теоретически необходимым количеством воздуха (а=1):
теоретический объем азота
№
V°Nj = 0,79V0 4-0,8 -удд-, м3/кг; (4-04)
масса дымовых газов
GT = 1 — "Тоб" + 1 »306aVo, кг! кг.
(4-12)
При наличии парового дутья или парового распы-лнвания мазута к величине Gr добавляется член G*.
Особенности расчета при сжигании сланцев указаны в п. 4-11.
4-03. Объемы и масса воздуха и продуктов сгорания при сжигании 1 м3 сухого газообразного топлива определяются по следующим формулам:
теоретическое количество воздуха
V° = 0,0476 р,5СО4-0.5Нг4-1,5H2S +
4- S f w 4- —j CmH*n - O2 , м3/м3;	(4-13)
теоретический объем азота
V0a = 0,79l/»4--^ м3/м3;	(4-14)
объем трехатомных газов
vro, = °«01 [CO24-CO4-H2S+E//zCmH*„], м3/м3: (4-15)
теоретический объем водяных паров
объем трехатомных газов
1/0 =0,01 ГТд	’
H2S 4~ H2 4~ £ 2 CTOH*n 4- 0,124Jr тП] 4-
. Л Ср 4- 0,375SpoP+k
VROj = 1,866------—]Qo-----^±!L’	(4-05)
4-0,0161V8, м3/м3,	'	(4-16)
теоретический объем водяных паров
У0НаО = 0,111НР+0,01241Гг4-0,0161У0, м3/кг. (4-06)
При наличии парового дутья или парового распы-ливания мазута при расходе пара G$, кг/кг, в величину V0! о включается член 1,24бф.
При избытке воздуха а>4 расчет ведется по следующим формулам:
объем водяиых паров
VZHso = v°H1o + 0>0161 («— 1) V70. л?/кг; (4-07)
объем дымовых газов
= VROa + V°Na + VH,0 +(«-!) Vго. м3/кг; (4-08)
объемные доли трехатомных газов, равные парциальным давлениям газов при общем давлений 1 кгс/см2,
vros . rRoa ~ vr ’
VH»O .
'Но - Vt ’
(4-09)
(4-10)
безразмерная концентрация золы в дымовых газах
Н'вл — ] Q0Gt ’
(4-Н)
где Цун — доля золы топлива, уносимой газами, определяется по табл. XVII—XIX, XXI;
где б/г.тл — влагосодержание газообразного топлива, отнесенное к 1 м3 сухого газа, г/м3.
Объемы и объемные доли газов при а>1 рассчитываются по формулам (4-07) — (4-10).
Плотность сухого газа при нормальных условиях
Рсг.тл=0,011[1,96С02+ 1,52H2S + 1,25N2+ 1,43Ог+
+ 1,25СО+0,0899Н2+
+ 2(0,536m+0,045n)СтН*„], кг/м3; (4-17) Масса дымовых газов
Gt = рсг Тл 4- Г^- 4- 1,306aV°, кг/м3 (4-18)
4-04. В формулах для определения объема водяных паров (4-06), (4-07) и (4-16) влагосодержание воздуха d принято равным 10 г на I . кг сухого воздуха.. Если по заданию влагосодержание воздуха существенно отличается от указанного, то объем водяных паров, вычисленный по этим формулам, следует изменить на величину
AVHiO = 0,0016aV° (d— 10), м3/кг или м3/м3, (4-19) а массу дымовых газов на величину
'AGr=0,0013aV0(d—10), кг/кг или кг/м3. (4-20)
4-05. Особенности расчета объемов при рециркуляции газов в котельном агрегате указаны в п 4-10.
* Содержащиеся в топливе в небольшом количестве (до 3%) непредельные углеводороды неизвестного состава принимаются состоящими из С2Н4
Гл. 4. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания
17
4-06. Энтальпия дымовых газов на 1 кг или на 1 м3 топлива подсчитывается по формуле
/=/0г+(а-1)/°в, ккал/кг или ккал!м3. (4-21)
Энтальпия газов при коэффициенте избытка воздуха а= 1 и температуре газов О, °C:
/°Г = lZROa (f®)соя + '/°Na (c®)n8 +
+ У°Нао (с^)н,О’ ккал!кг или ккал/м*. (4-22)
Энтальпия теоретически необходимого количества воздуха при нормальных условиях;
/°в = V°(c/>)B, ккал!кг или ккал!м3. (4-23)
Теоретические объемы сухого воздуха V0 и газов W V°N, и V°HS о вычисляются по формулам п. 4-02 для твердого и жидкого и п. 4-03—для газообразного топлив.
Энтальпия 1 м3 влажного воздуха (с^)в, углекислого газа (HOqq . азота (c$)Ni и водяных паров (<?6)на опРе" деляются по табл. ХШ.
4-07. К энтальпии дымовых газов следует добавлять энтальпию золы, подсчитываемую по формуле
4л = ((^)зл TOQ-Яун. икал!кг,	(4-24)
где (сф)зл—энтальпия 1 кг золы, найденная по табл. XIII, ккал!кг\
аун—’Доля золы топлива, уносимой газами,принимается по табл. XVII—XIX, XXI.
При наличии встроенных золоуловителей следует учитывать уменьшение содержания золы в дымовых газах для расположенных за золоуловителем поверхностей нагрева, к. п. д. встроенных золоуловителей принимаются при этом равными 0,4 — для жалюзийных, 0,75 — для батарейных циклонов и сопловых.
При приведенной величине уноса золы из топки
' <6 значением энталыши золы можно пренебречь.
4-08. Для типовых топлив, характеристики которых приведены в табл. I и II, объемы и энтальпии воздуха и дымовых газов при а=1 представлены в табл. XI—XV.
4-09. Расчет объемов и энтальпий рекомендуется вести согласно табл. 4-1 и 4-2.
При сЬставлении Z-O-таблицы рекомендуется для каждого значения коэффициента избытка воздуха определять величину I в пределах, немного превышающих реально возможные температуры в газоходах. Около величин / целесообразно помещать величину Д/— раз-
Таблица 4-1
Объемы газов, обьемные доли трехатомных газов, концентрация золы
Величины	Размер ность	II	С	II С	II О < X	JI
			газоходы			
Средние значения коэффициента а в газоходах (а — 1) V0 VHaO =V^O +0,0161 (а — —1) V0 ^=VRO1 + V«a + VH1O + + (a-l)V° r _VRO, RO* Vt r _VH,O H»° Vr fn =rRO4 + rH,O ДРДун Рвл — 1Q0Gt Ир. %)	мъ/кг я я кг,/кг					
ность двух соседних по вертикали значений I при одном значении а.
4-10. Рециркуляция газов в расчетах объемов и энтальпий продуктов сгорания учитывается на тракте от места ввода рециркулирующих газов в котельный агрегат до места их отбора.
Коэффициент рециркуляции:
14отб
(4-25)
где Урц и Кг.отб — объемы газов, отбираемых на рециркуляцию и в сечении газохода за местом отбора, м3!кг.
Объем газов в промежуточной точке тракта от места возврата до места отбора:
Уг.рц=Уг+гЬотб, м3[кг,	(4-26)
где Vr — объем газов в данной точке тракта без учета рециркуляции, м3!кг.
Энтальпия газов в месте возврата рециркулирующих газов после смешения:
/г.рц—/гЧ-л/г.отб, ккал!кг,
(4-27)
Таблица 4-2
Энтальпия продуктов сгорания (/-9-таблица)
6, *с	,0 /г, ккал! кг	.0 /в, Kim в/кг	» (с*0вя. ккалЦкг-вС)	/Р 4п = <с^»лаун1оо ’ ккал/кг	KKMlne			
					«1		аа	
					I	Д7	I	Д/
								
Примечание. Значения а за газоходами.
2~1297 (Библиотека ' 1
п	адепте 3
й	гу та	вой и-,,-*
J М’ . . ________J
18
Гл. 4. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания
Температура газов после смешения:
*•’>='с' (4‘28)
где (Ус)г.рц — суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива после смешения, определяется по формуле:
(Ус)г.рц= (Vc)r+r(Vc)r.oT6, ккал/(кг • °C), (4-29) где /г и (Ус)г — энтальпия и суммарная теплоемкость газов перед смешением, ккал/кг и ккал/(кг • °C) ; ^г.отб и (Гс)г.отб — то же для газов за местом отбора, ккал/кг и ккал/(кг • °C).
На дальнейших участках тракта до места отбора температура газов вычисляется при помощи суммарной теплоемкости, находимой по формуле (4-29), где (Ес)г и (Vc)r.0T6 принимаются по температуре в рассчитываемом сечении газохода.
При отборе газов из нижней части топки для сушки топлива и возврате их в нее объемы и энтальпии рассчитываются без учета рециркуляции.
4-11. При сжигании сланцев объемы и масса продуктов сгорания вычисляются с поправками на разложение карбонатов *.
При сгорании сланцев карбонаты частично или полностью разлагаются и выделяют двуокись углерода. Массовая доля выделившейся двуокиси углерода называется коэффициентом разложения карбонатов k, принимаемым равным при слоевом сжигании 0,7, при камерном — 1,0
Расчетное содержание золы в топливе с учетом неразложившихся карбонатов приближенно равно:
Дрк=Др+(1— £)(СО2)рк, %;	(4-30)
объем углекислого газа при нормальных условиях
0,509 (CO2)Pfc
l/ROa.K ~ ^RO, + ЮО ’ Л(8/К2;	(4~31)
объем газов
0,509 (С02)М
Vr.x =	+ -—Yob" ' ’ м /кг' (4'32>
масса газов
„	Лрк	(СО2)р„й
Gr,K = 1 — -jgj- + 1,306аV» +	- » кг/кг; (4-33)
объемные доли трехатомных газов
^ros-k	^няо .
rRO. K= |/r к ’ гНаО. к = Vt.K
4-12. При сжигании смеси топлив объемы и энтальпии продуктов сгорания рекомендуется рассчитывать для каждого топлива отдельно, на 1 кг твердого или жидкого топлива и на 1 л«3 сухого газа.
По полученным для каждого топлива значениям объемов воздуха V0 и продуктов сгорания VROs, . т/0
определяются объемы воздуха и продуктов сгорания смеси:
а)	для смеси двух однородных топлив (твердых, жидких или газообразных) — по формуле смешения
V°=gr,V°/+(1—g')V°", м3/кг или мъ/мг, (4-34) где g'— массовая доля первого топлива в смеси, кг/кг.
1 В табл. I приведены зольность сланцев на рабочую массу Др и двуокись углерода карбонатов (СО2)рк.
По аналогичным формулам смешения определяются ^ROi’ ^НаО СмесИ;
б)	для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
l/o= V°'+xV°", м3/кг,	(4-35)
где х — количество газа на 1 кг твердого или жидкого топлива, м3.
Соответственно дальнейший расчет ведется на 1 кг твердого или жидкого топлива.
Энтальпия продуктов сгорания смеси вычистяется по следующим формулам:
а)	для смеси двух однородных топлив
/ro, - le'l"RO, + (1 - S’) V"irJ <св)со,.
или ккал/м3-,	(4-36)
б)	для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
/ROjl = (У'роа + xV/rfROa) (С^)соа’ ккал/кг (4-37)
и т. д.
Объемные доли трехатомных газов rROj и rHjO для смеси топлив подсчитываются по формулам:
а)	для смеси двух однородных топлив
.	_ ^ROa+(I-gf)^ROa
RO1	у
(4-38)
аналогично определяется гн2о;
б)	для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
l/,ROa+^"ROs
RO» “ V.
(4-39)
и соответственно определяется гн2о.
Плотность продуктов горения при 0 °C и 760 мм рт. ст. для смеси топлив находится по формулам: а) для смеси однородных топлив
gW+(l-^)/T"r	............
р =--------р--------» кг/м3; (4-40)
б)	для смеси твердого или жидкого топлива с газообразным
РТ'Г + %p"V"r
Р=----------у-------5 кг/м3.
(4-41)
Если смесь топлив задана нс в массовых или объемных долях, а в долях тепловыделения каждого топлива q' и (I—q'}, соответствующие массовые или объемные доли их определяются по формулам (2-12) или (2-14).
4-13. При системе пылеприготовления со сбросом мельничного воздуха во вторую камеру двухкамерной топки предтопок и шлакоулавлнвающий пучок рассчитываются по подсушенному топливу (сушенке). При определении объемов и энтальпий продуктов сгорания на 1 кг подсушенного топлива можно пользоваться соответствующими значениями для сырого топлива, пересчитывая их по следующим формулам:
доля испаренной влаги
д№ = 0,01
ЮО — Г₽\
ЮО — 1F*>)'
(4-42)
W — Й7п
где Wn — влажность пыли, %;
теоретический объем воздуха
V0
V°c=	(4-43)
Г л. 4. Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания
19
минимальный объем продуктов сгорания V»—1,24Д1Г
V°r.c— ] лду/ ' » м3/кг;	(4-44)
минимальный объем водяных паров
У°но— 1.24ДГ
V°HaO,c =---’ 1-Гд^----’ м’/кг> (4‘45)
энтальпия газов при а=1
/%-1,24ЛГ(св)Н1О
/“,.С =------!	’ ккал/кг, (4-46)
энтальпия теоретически необходимого количества воздуха
/°в
/°в.с =	ккал!кг-	(4-47)
4-Б. КОЭФФИЦИЕНТ ИЗБЫТКА ВОЗДУХА И ПРИСОСЫ В КОТЕЛЬНОМ АГРЕГАТЕ
4-14. Коэффициент избытка воздуха в топке, соответствующий составу газов в конце топки, принимается в зависимости от типа топочного устройства и рода сжигаемого топлива по данным табл. XVII—XXI.
Коэффициенты избытка воздуха ат заданы, исходя из величин потерь от механического недожога, приведенных в табл. XVII—XXI. В случае отклонения д4 от табличных значений q^ тс величина ат увепичивается 100 — в отношении —оо_^ •
При этом для твердых топлив должен быть обеспечен коэффициент избытка воздуха в горелках ^1,05, который рассчитывается на поданное в горелки топливо.
При транспорте пыли горячим воздухом и сбросе запыленного сушильного агента в топку помимо горелок коэффициент избытка воздуха в горелках проверяется по формуле
100 — q^	в + 1 »5Knpgc.a
в,~ ЮО-^ц (“г- Дат) —	^£0	’	(4-48)
где Дат — присос воздуха в топку, принимается по данным табл XVI;
q„— потеря тепла с механическим недожогом, принимается по данным табл. XVII—XIX и XXI, %,
gr.B — количество горячего воздуха, расходуемого на сушку топлива, кг/кг-,
gc.a — количество сушильного агента (включая дымовые газы), кг/кг;
11ц — к. п. д. пылевого циклона в долях единицы;
Кир — величина (доля) присоса воздуха в системе пылеприготовления.
Значения £г.в, gc.a, 11ц и Кпр берутся из расчета системы пылеприготовления.
Коэффициент запаса 1,5 в формуле (4-48) учитывает возможные нарушения плотности пылесистем в эксплуатации.
При сжигании пыли в смеси с газом или мазутом коэффициент избытка воздуха принимается, как для твердого топлива.
4-15. Величина коэффициента избытка воздуха в отдельных сечениях газового тракта котельного агрегата с уравновешенной тягой определяется путем суммирования коэффициента избытка воздуха в топке с присосами в газоходах, расположенных между топкой и рассматриваемым сечением.
Для котлов, работающих под наддувом, коэффициент избытка воздуха на участке тракта от топки до воздухоподогревателя принимается постоянным. Вели
чина перетечки воздуха из воздушной в газовую сторону воздухоподогревателя учитывается при работе под наддувом так же, как и при уравновешенной тяге.
4-16. Присосы воздуха после монтажа, а также капитального ремонта котельных агрегатов должны соответствовать ПТЭ. Расчетные величины присосов воздуха в отдельных элементах котельного агрегата при номинальной нагрузке рекомендуется принимать по данным табл. XVI (с учетом возможных в эксплуатации нарушений плотности конструкции).
При применении более совершенных конструкций ограждений газоходов, для которых подтверждено уменьшение величины присоса, допускается принимать пониженные присосы.
Расчетная величина присоса воздуха в котельном агрегате при пониженной нагрузке .Аар вычисляется по формуле
Дад = Да J .	(4-49)
где DB и D — значения номинальной и пониженной нагрузок;
Да — присос воздуха при номинальной нагрузке.
Присос воздуха в топке при пониженной нагрузке DB
4-17. При определении расхода воздуха через воздухоподогреватель учитываются присосы в топке и системе пылеприготовления.
Количество воздуха на выходе из воздухоподогревателя, отнесенное к теоретически необходимому, находится по формуле
р/вп = сст—Аат—Ас1пл	(4 50а)
и на входе (при отсутствии рециркуляции), в том числе и при работе под наддувом:
Рхвп = Р^вп -Ь Аовп.	(4-506)
где Дапл—присос в системе пылеприготовления с учетом возможных нарушений плотности во время эксплуатации, определяется по табл. XVI. Присос в разомкнутых пылесистемах не учитывается;
Аавп — перетечка воздуха с воздушной стороны в газовую, принимается равной присосу воздуха в воздухоподогревателе.
4-18. Значения коэффициента избытка воздуха в топке ат, приведенные в табл. XVII—XXI, принимаются при паропроизводителыюстях:
100—70%—при сжигании твердого топлива;
100—50% —при сжигании газа и мазута.
При снижении паропроизводительности при работе на твердом топливе от 70 до 50% коэффициент избытка воздуха повышается и его определяют по формуле
7 D \
ат,£> = ат+^°>7 —(4-51 а)
При снижении паропроизводительности при работе на газе и мазуте от 50 до 30% коэффициент избытка возцуха повышается и его подсчитывают по формуле
ат,Р = ат+°«5 (°>5 —СМ16)
В тех топочных устройствах, где расход основногр количества воздуха определяется не только горением, но и транспортом топлива (топки Шершнева, шахтномельничные и т. п.), избыток воздуха в топке при пониженной паропроизводительности следует выбирать с учетом условий транспорта.
При растопке котлов на мазуте или газе следует принимать ат повышенным (до 3,0).
2
20.
Гл. 5. Тепловой баланс котельного агрегата
ГЛАВА ПЯТАЯ
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА
. 5-01. Составление теплового баланса котельного агрегата заключается в установлении равенства между поступившим в агрегат количеством тепла, называемым располагаемым теплом Qp₽, и суммой полезно использованного Тепла Qi и тепловых потерь Q2. Q3, Qi, Qs и Qe. На основании теплового баланса вычисляются к. п. д. и необходимый расход топлива.
Тепловой баланс составляется применительно к установившемуся тепловому состоянию котельного агрегата на 1 кг твердых и жидких и 1 м3 газообразных топлив при 0 °C и 760 мм рт. ст.
Общее уравнение теплового баланса имеет вид:
QpH^Qi + Qa + Qa + Qi + Qs + Qe, ккал/кг или ккал/м3.
(5-01)
5-02. Располагаемое тепло на 1 кг твердого или жидкого или на 1 м3 газообразного топлива Qp₽ определяется соответственно по формулам
Qpp = Qhp4- Qb.bh-I- It л 4- Оф—QK, ккал/кг, (5-02)
0Рр = 0нс + 0в.вн+1тл, ккал/м3,
где Qtfi и QHC — низшая теплота сгорания рабочей массы, твердого и жидкого и сухой массы газообразного топлив, ккаг/кг и ккал/м3.
5-03. Тепло, внесенное поступающим в котельный агрегат воздухом, при подогреве последнего вне агрегата отборным паром, отработанным теплом и т. п., подсчитывается по формуле
Qb.bh=₽',[(/x.b0)'—/в°], ккал)кг или ккал!м3, (5-03) где' 0х— отношение количества воздуха на входе в котельный агрегат (в воздухоподогреватель) к теорети ie-ски необходимому; (/х.в0)' и /в0 — энтальпии теоретически. необходимого количества воздуха на входе в котельный агрегат и холодного воздуха, определяются по /-0-таблице, ккал/кг или ккал/м3.
Температура холодного воздуха зри отсутствии специальных- указаний условно принимается равной 30 °C.
При установке высокснапорных вентиляторов с перепадом полных давлений в тракте Д//п>1000 кге/м3 следует- учитывать тепло, вносимое воздухом, подогретым в вентиляторе. Величина подогрева вычисляется по формуле
/"в—/х.в = 10-2ДЯп, °C,	(5-04)
где</±;в и /"в — температура воздуха до вентилятора и за ним.
5-04. Физическое тепло топлива 1ТЛ подсчитывается по формуле
1тл=стл/тл, ккал/кг или ккал/м3, где.стл— теплоемкость рабочего топлива, определяемая яо. пн 3-13, 3-14, .3-15, ккал/(кг • °C) или ккал/(м3 • °C); /тл..—температура топлива, °C.	*
Физическое тепло топлива учитывается в тех случаях»- когда оно предварительно подогрето посторонним источником тепла (паровой подогрев мазута, паровые сушилки- и т. п.), а также при сушке по разомкнутому циклу., В последнем случае температуру и влажность топлива следует принимать по состоянию перед топкой
При отсутствии постороннего подогрева физическое тепл* может учитываться для топлива влажностью
при этом температура топлива принимается 20 °C.
При замкнутой схеме пылеприготовления тепло подогрева и подсушки топлива в мельничной системе в балансе не учитывается.
В тех случаях, когда в котельный агрегат подается смерзшееся топливо (что должно быть специально оговорено в задании), из величины располагаемого тепла вычитается расход тепла, затрачиваемого на размораживание:
/	100 —ИГР \
AQia — 0,8 f №р — №б _____ J, ккал/кг, (5-05)
где №б — безопасная (связанная) влажность, соответсг-вующая равновесной влажности угля при 20 °C и 100%-ном насыщении. Для каменных углей и антрацита №б=4,54-6%, для бурых углей приведенной влажности 10—16 №<5 = 194-24%, для бурых углей большей приведенной влажности.— 28—30%.
5-05. Тепло, вносимое в агрегат паровым дутьем («форсуночным» паром \ Q$ определяется по формуле
Уф = бф (г'ф—600), ккал/кг,
(5-06)
где бф и /ф — расход и энтальпия пара, идущего на дутье или распиливание топлива, кг/кг и ккал/кг.
Расход пара принимается по указаниям п. 16 приложения II,А.
5-06. Тепло, затраченное на разложение карбонатов при сжигании сланцев, QK подсчитывается по формуле
Qk=9,7JA(CO2)kp, ккал/кг.
Коэффициент разложения карбонатов k принимается по п. 4-11.
5-07. Потери тепла в котельном агрегате
Qt
^=^Г100- °/»-
Потеря тепла с уходящими газами определяется как разность энтальпий продуктов сгорания на выходе из котельного агрегата и холодного воздуха:
?!=^-100 =
(/Ух-аУх/°х.в)(100-<74) QPp
(5-07)
где — энтальпия уходящих газов при соответствующих избытке воздуха аух и температуре дух, ккал/кг или ккал/м3-, /°х.в определяется по п. 5-03; qi — потеря от механической неполноты ’ сгорания, %, находится по п. 5-09.
При сушке топлива по разомкнутой схеме пылеприготовления газами, отбираемыми за промежуточной поверхностью нагрева в количестве Уотб, м3/кг или м3/м3, потеря тепла q2 определяется при расчете котла на подсушенное топливо по формуле
[/-/отб+(1 - г)/Ух-«Ух/°х.в] (100-qj _ ------------------QTp------------------* %-
(5-08)
где г= Уотб/Уг.отб — доля газов, отобранных на сушку топлива; Кг.отб — объем газов до места отбора, м3/кг или м3/м3; /ОТб — энтальпия газов в месте отбора, ккал/кг или ккал/м3', Qp₽ — располагаемое тепло на 1 кг подсушенного топлива, ккал/кг.
При установке встроенного золоуловителя к величине /Ух в формуле (5-07) добавляется член, учитываю-
Гл. 5. Тепловой баланс котельного агрегата
21
по-ба-
гтся ого-пла >ра-
щий дополнительную потерю тепла, вызываемую удалением золы при температуре йзЛ:
—^зу = ^зу^ун юр 1(с^)зл	(£^ух)зл]• ккал/кг.
5-08.
ния q^ —
”де т]3у — к. п. д. золоуловителя, принимаемый по п. 4-07. Потеря тепла от химической неполноты сгора-Q3
ф1- 100% обусловлена суммарной теплотой
•05)
гст-и
ита нори-
ем где
16)
на
ю-
эв ае
сгорания продуктов неполного горения, остающихся в уходящих газах.
При сжигании твердых топлив в камерных топках qs принимается по данным табл, XVII—XIX, при сжигании жидких и газообразных топлив—по табл. XX, при сжигании твердых топлив в слоевых топках — по табл. XXI
5-09. Потеря тепла от механической неполноты сгорания определяется недожогом топлива в шлаках, провале и уносе (при частичном возврате последнего в топку учитывается только унос, не уловленный устройствами для возврата).
Величина <у4 рассчитывается по формуле
Сшл+пР ,	'УН А -7 оп/л
л'шл+пр 100—гШЛ+пр + дун 1оо—гун; 7800Л ’	Q р ———
(5-09)
т-
где «шл+др и аун — доли золы топлива в шлаке, провале и уносе; ГШл+пр и Гун — содержание горючих в шлаке, провале и уносе, %;	— зольность на рабо-
чую массу топлива, %.
В табл. XVII—XIX даны значения <?4 для камерных топок с твердым и жидким шлакоудалением, в табл. XXI — 94шл и qiBp для слоевых топок и суммарные значения q.\. Для обычных условий проектирования рекомендуется пользоваться величинами qif приведенными в таблицах При значительном отклонении зольности от указанной при сжигании в слоевых топках, а также при надежных данных о значениях а и Г для определенных конструкций слоевых и камерных топок и заданных топлив qi вычисляется по формуле (5-09).
При сжигании пыли в смеси с газом или мазутом потеря тепла от механического недожога равна aqc, qi и а принимаются по данным табл. XVII
5-10. Потеря тепла от наружного охлаждения q$ для стационарных котельных агрегатов принимается по данным рис. 5-1. При паропроизводительности котельного агрегата (корпуса) >900 т/ч qs принимается равным 0,2%.
При нагрузках, отличающихся от поминальной более чем на 25%, величина q& пересчитывается по формуле
— ^зком и ♦ °/о.	(5-10)
. Потеря тепла от наружного охлаждения системы пылеприготовления невелика; она в значительной мере компенсируется теплом, выделяющимся при работе мельниц, и поэтому не учитывается.
Разбивка потери тепла от наружного охлаждения по отдельным газоходам практически не сказывается на результатах расчета. Доли этой потери, приходящиеся на отдельные газохэды, для упрощения принимаются пропорциональными количествам тепла, отдаваемым газами в соответствующих газоходах. Поэтому потери от наружного охлаждения учитываются введением
Рис. 5-1. Потери тепла от наружного охлаждения.
/ — котельный агрегат (с хвостовыми поверхностями}; 2 —собственно котел (без хвостовых поверхностей)
в формулу для расчета количества тепла, отданного газами, коэффициента сохранения тепла:
' 9s
(5-И) 'Je а Г 45
5-11. Потеря с теплом шлака <?бшл вводился в рас чет для всех твердых топлив при камерном сжигании с жидким шлакоудалением и слоевом. При камерном сжигании с твердым шлакоудалением q^n может не учитываться при 4p^QHp/100.
Потеря тепла определяется по формуле
Qttn . _ Дщд
QPp Ю0--------	' Qp^ • %, g (0-12)
где аШл = 1—Оув; аув находится по данным табл. XVII— XIX и XXI; (сО)эл — энтальпия золы, ккал/кг, опреде ляемая по табл. XIII.
Температура золы (шлака) при твердом шлакоуда-лении принимается равной 600 °C, при жидко» штако удалении — равной температуре нормального жидкого шлакоудаления ?н.ж (табл. I), а при отсутствии данных — по температуре жидкоплавкого состояния золы t8, увеличенной на 100 °C.
При слоевом сжигании сланцев вместо Лр подставляется величина /1р+0,3(СО2)кр, %. Содержание двуокиси углерода карбонатов (СО2)кр приведено в табл I (второе слагаемое в графе Лр) При камерном сжнга нии сланцев в величину Др поправка на содержание углекислоты карбонатов не вводится.
5-12. Потеря тепла на охлаждение не включенных в циркуляционную схему котла панелей и балок топки <7ешл при отсутствии специальных указаний определяется по формуле
Q ОХЛ । г. ..	.
7 6 ОХЛ- Qp 100, °/о,
или приближенно
100-10»НОХЛ
Q 100, %,	(5-13)
где Яохл—лучевоспринимающая поверхность балок и панелей, м2 (для последних принимается в расчет только боковая, обращенная в гоп-ку поверхность);
Qk а — полное количество тепла, полезно отданно го в котельном агрегате, ккал/ч, находится по п. 5-14.
5-13. Суммарная потеря тепла в котельном агре ате Х/7 = <724-<7з + <74 + <75 + <7бохл4-<7бшл, %.	^5-14)
22
Г л. 6. Расчет теплообмена в топке
Коэффициент полезного действия котельного агрегата (брутто)
1 т]ка=100-н2.<7, %.	(5-15)
5-14. Общее выражение для расчета полного количества тепла, полезно отданного в котельном агрегате, имеет вид:
Qtca —Dne (t'n.n—in.в) 4"-0н.п(1н.п—In.в) +
+ ^op О'кип-in.в) 4-S[Z)BT (i^BT-Гвт)] +
+ Qot, ккал!ч,	(5-16)
где £>не — количество выработанного перегретого пара, кг/ч;
' iL.n — энтальпия перегретого пара, ккал/кг, находится по давлению и температуре у главной парозапорной задвижки по таблицам воды и водяного пара;
DB.n — количество насыщенного пара, кг/ч, отданного помимо перегревателя, с энтальпией £п.п, ккал[кг, определяемой по давлению в барабане котла;
Dnv — расход воды на продувку котла, кг/ч (для прямоточных сепараторных котлов — продувка сепаратора), с энтальпией при кипении »’кип, ккал/кг, подсчитываемой по давлению в барабане (сепараторе) котла;
in.в — энтальпия питательной воды на входе в агрегат, ккал/кг-,
Dbt — расход пара через вторичный перегреватель, кг/ч, при начальной энтальпии Гвт, ккал/кг, и конечной Г'вт, ккал/кг.
Знак S указывает, что при наличии более одного промежуточного перегрева тепловосприятия пром-псрегревателей нужно суммировать;
Qot — тепловосприятие воды или воздуха, подогреваемых в котельном агрегате и отдаваемых на сторону, ккал!ч.
При величине продувки меньше 2% расход тепла на подогрев продувочной воды не учитывается.
5-15. Расход топлива, подаваемого в топку, определяется по формуле
100' кг'4- (5’17>
При сжигании смеси двух однородных (например, твердых) топлив по формуле (5-17) находится суммарный расход обоих топлив. Расход каждого топлива подсчитывается по принятому соотношению количеств обоих топлив (см. п. 2-21 и 2-22).
При сжигании смеси твердого (жидкого) и газообразного топлив по формуле (5-17) определяется расход твердого (жидкого) топлива. Расход газообразного топлива вычисляется по принятому соотношению количеств обоих топлив (см. п. 2-23).
Расход топлива и к. п. д. котельного агрегата при расчете на рабочее топливо в случае его подсушки уходящими газами по разомкнутому циклу рассчитываются по формулам
100 —W
В = В' 100 —ГР ’ кг'ч‘'
, ВК
^к а — к a £Ql’p • %•
(5-18)
(5-19)
где обозначения со штрихом относятся к подсушенному, а без штриха — к рабочему (сырому) топливу. При определении т/к.а в величину <74 условно .вводится потеря с уносом пыли из пылеуловителя, которая находится из расчета пылеприготовительной системы.
5-16. Для подсчета суммарных объемов продуктов сгорания, воздуха и тепла, отданного газами ,в поверхностях нагрева, вводится .расчетный расход топлива, вычисляемый с учетом механической неполноты сгорания по формуле
(5-20)
где В — полный расход топлива, кг/ч, поступающего в котельный агрегат, вычисленный по формуле (5-17).
В дальнейшем во все формулы для определения суммарных объемов и количеств тепла подставляется величина Вр. В величины удельных объемов газов и воздуха и их энтальпий .поправка на механическую неполноту сгорания не вносится.
Расчет системы пылеприготовления горелок и топли-воподачи ведется по полному расходу топлива В, а тяги и дутья — по расчетному расходу Вр.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ТОПКЕ1
6-А ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТОПОК
6-01. Объем топочной камеры определяется в соответствии со схемами рис. 6-1. Границами объема являются осевые плоскости экранных труб или обращенные в топку поверхности защитного огнеупорного слоя; в местах, не защищенных экранами,—стены топочной камеры. В выходном сечении ее объем ограничивается поверхностью, проходящей через оси первого ряда шир-мового пучка, фестона или котельного пучка. Границей объема нижней части топки служит под. При наличии холодной воронки за границу объема топки условно принимается горизонтальная плоскость, отделяющая ее нижнюю половину.
При расчете теплообмена объем ширм, расположенных .в верхней 'части топки по всему поперечному се-
Приведенные ниже методы расчета лучистого теплообмена не распространяются на расчет теплообмена в камерах сгорания высоконапорных парогенераторов.
чению (рис. 6-2, поз. 1 и 2), а также занимающих часть поперечного сечения топки, в районе выходного окна (поз. 3), в объем топки не включается, а ширмовые пакеты рассчитываются по данным гл. 7. При другом расположении ширм '(поз. 4, 5, 6) межширмовые объемы рассчитываются совместно с объемом топочной камеры.
При определении теплового напряжения топки q v объем, занимаемый ширмами, расположенными в верхней ее части и в районе выходного окна, включается в объем топки в том случае, если шаг ширм $1^700 мм.
В слоевых топках объем ограничивается плоскостью колосниковой решетки и вертикальной плоскостью, проходящей через концы колосников, скребки шлакоонима-теля или элементы шлакового подпора (рис. 6-1).
Для слоевых топок с цепными механическими решетками из объема, ограниченного снизу площадью колосникового полотна, исключается объем слоя топлива и шлака, средняя толщина которого принимается равной: для каменных углей — 150—200 мм, для бурых углей —
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
23
Рис. 6-1. К определению активного объема топки и освещенной длины экранных труб.
300 мм, для древесной щепы — 500 мм, для кускового торфа— в зависимости от положения балки, ограничивающей выход топлива «а колосниковое полотно (рис. 6-1).
В топках с механическими забрасывателями толщина слоя топлива мала и при определении объема топки не учитывается.
Для топок системы Шершнева в активный объем включается объем шлаковой воронки.
6-02. Полная поверхность стен топки Ест, м2, вычисляется по размерам поверхностей, ограничивающих объем топочной камеры (рис. 6-1).
Поверхность стен двусветных экранов и ширм определяется как удвоенное произведение расстояния между осями крайних труб этих экранов на освещенную длину труб.
При расчете камеры сгорания полуоткрытой топки площадь окна между камерой сгорания и камерой охлаждения включается в поверхность стен.
При наличии ширм, включаемых в объем топки, общая поверхность стен определяется как сумма поверхностей стен свободного объема Гсвб, поверхностей ширм Еш и стен, прилегающих к ширмам, Fnp с учетом неполного их освещения:
F ст =F свб4-^ш2ш4"-^пр2пр.
(При определении величины /•'свб разделительная поверхность между свободным объемом и ширмами в расчет не вводится.)
Коэффициенты Zm и Znp характеризуют неравномерность освещенности ширм и прилегающих к ним экранов и определяются по п. 6-11
6-03. Лучевоспринимающая поверхность нагрева настенных и двусветных экранов находится как величина непрерывной плоскости, эквивалентной по тепловосприя-тию экрану из незагрязненных труб, и рассчитывается по формуле:
Дл = £Гплх, м2,	(6-01)
где х— угловой коэффициент экрана, определяемый по п. 6-04; Fun — площадь стены, занятая экраном; определяется как произведение расстояния между осями крайних труб данного экрана Ь,,м, на освещенную длину экранных труб I, м.
Fun = bl, м2.
Величина I определяется в соответствии со схемами рис. 6-1.
При определении Гпл исключаются не защищенные трубами участки стен, в том числе площадь горелок и сопл.
Для двусветных экранов и ширм
Рил=ГСт = 2Ы, м2.
При наличии ширм, включаемых в объем топочной камеры (рис. 6-2), их лучевоспринимающая поверхность Нл.ш и лучевоспринимающая поверхность прилегающих к ним экранов Нл.пР рассчитываются по формулам:
Нд.ш==Ецл ш.х2щ, M2j
Н л.пр
— F пл.прЛ^пр,
М2.
Степень экранирования топки:
%—Н л/F СТ-
(6-02)
(6-03)
(6-04)
6-04. Угловой коэффициент гладкотрубных экранов х в зависимости от их конструктивных характеристик определяется по номограмме 1. Для однорядных настенных экранов он принимается по кривым 1—4, поз. а (с учетом излучения обмуровки); для экранов двустороннего облучения — по кривой 5, поз. а (без учета из лучения обмуровки); для двухрядных настенных экранов — по кривым поз. б; для гладкотрубных экранов, составленных из чередующихся труб разных диаметров, угловые коэффициенты всего экрана х и отдельно труб малого диаметра xt определяются по поз. в. В этом случае лучевоспринимающая поверхность всего экрана определяется как Рплх, а лучевоспринимающая поверхность труб -малого диаметра как Fna-^i, где Fun—площадь всей стены, занятой экраном.
Для ошипованных и плавниковых экранов, а также для экранов, закрытых чугунными плитами, х=1.
Угловой коэффициент х поверхности, проходящей через первым ряд труб котельного лучка, фестона и ширм, расположенных в выходном окне топки, равен 1 При расчете последующих поверхностей нагрева следует учитывать, что угловой коэффициент самого пучка или
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
24
Объем,заполненный ширмами
X 1
ффф 4>ф*ф’фф’ф‘ф‘-ф"ф’
I
Свободный объем
Рнс. 6-2. К расчету топочной камеры с ширмами.

А___J
б пл пр
фестона может быть меньше единицы и часть падающего тепла проходит сквозь пучок на расположенные за ним поверхности нагрева.
Угловой коэффициент пучка, необходимый для расчета проходящего сквозь него излучения, определяется по номограмме 1, г.
Особенности расчета переизлучения из топки на ширмовые пакеты и расположенные за ними поверхности нагрева приведены в п. 7-04.
6-05. Эффективная толщина излучающего слоя в топке вычисляется по формуле
у
s — 3,6 ~рТ~> м,	(6-05а)
гст
где VT и Fct—объем и поверхность стен топочной камеры, мя ,и м2.
При наличии ширм, включаемых в объем топочной камеры (см. п. 6-01), эффективная толщина (излучающего слоя определяется с учетом их поверхности Гш по формуле
_	3»6VT Л ,	УсвС\
Л:в<5 + FnP14~ Лп Л.вб+ЛпР Vr J ’ М‘
(6-056) где Усвб — часть объема топки, свободная от ширм, №.
6-Б. СТЕПЕНЬ ЧЕРНОТЫ ФАКЕЛА
6-06. При расчетах излучения в топках различают пламя, образующееся при сжигании газа, мазута и твердых топлив. |
Принимается, что в пламени газа и мазута основными излучающими компонентами являются трехатомные газы СОг и Н2О и взвешенные в них мельчайшие сажистые частицы; в пламени твердых топлив — трехатомные газы СОг и НгО, частицы золы и кокса.
Эффективная степень черноты факела (топочной
среды) рассчитывается по формуле:
Яф=1—е~крй,	(6-06)
где е — основание натуральных логарифмов; k — коэффициент ослабления лучей топочной средой, I/(м • кгс/см2)-, р — давление в топке, кгс/см2-, для котлов, работающих без наддува, принимается р=1 кгс/см2; s—эффективная толщина излучающего слоя (см. п. 6-05).
Эффективная степень черноты факела Оф зависит от рода топлива и условий его сжигания. Она определяется эмиссионными характеристиками трехатомных газов СОг и Н2О и взвешенных в газах твердых частиц сажм, кокса и золы. Величина Оф для топки в целом рассчитывается по температуре и составу газов на выходе из топки. При расчете двухкамерной топки Оф для каждой камеры определяется по температуре и составу газов в конце камеры.
Для определения Оф служит номограмма 2.
В случае позонного расчета степень черноты факела нужно рассчитывать для зоны максимального тепловыделения и для зоны, расположенной на выходе из топки (если в выходной зон& размещаются топочные ширмы, для .последней зоны — без ширм). При этом принимаются величина з для топки в целом и температура факела— на выходе из зоны. Для зоны, включающей ширмы, Оф определяется отдельно. При расчете s по формуле (6-05а) подставляют поверхности стен зоны и ширм без учета сечений топочной камеры, ограничивающих сверху и снизу рассматриваемую зону, а поверхности зоны вычисляют без введения коэффициента неравномерности освещенности Z.
6-07. При сжигании газообразного и жидкого топлив эффективная степень черноты факела определяется по формуле
Пф=тпаСв+ (1— т)ат,	(6-07)
где <2св и Ог — степень черноты, какой обладал бы факел при заполнении всей топки соответственно толыго светящимся пламенем или только несветящимися т.рех-атомными газами; величины осв и ог определяются но
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
25
формулам:
^св
— I — е
ps.
(6-06а)
1 ~kT rvps = 1 — е
(6-066)
Коэффициент ослабления лучей топочной средой рассчитывается по формуле
й=Лг/‘п+^зл|Дзл4-^коксХ1Х2, 1/(л/• кгс/сл/2). (6-12)
Коэффициент ослабления лучей эоловыми частицами
m—коэффициент усреднения, зависящий от теплового напряжения топочного объема.
Для открытых и полуоткрытых топок при qv^ ^3-50 • 103 ккалЦм.'- • ч) независимо от нагрузки zn= =0,1 для газа, и т=О,55 для жидкого топлива. При <7т^1О6 ккал/.(м3 • () т=0,6 для газа и /п=1 для мазута.
При 350- 103<<7vC10e ккал/(м3-ч) значение m определяется линейной интерполяцией.
' При позоипом расчете для зоны максимального теп-, ловыделения m='l для мазута и /71=0,6-—для газе. Для зоны, расположенной на выходе из топки, принимают т=0,2 при сжигании мазута и т=0 при сжига нии газа.
При расчете двухкамерной топки на газе или мазуте степень черноты камеры сжигания и камеры охлаждения рассчитывается раздельно по значениям эффективной точщины излучающего слоя для каждой из них. Для первой т—\, для второй т = 0
Коэффициент ослабления лучей для трехатомных газов определяется по формуле
4 30Сргрзл
^злР*зл — 3/--------=— , 1 (ЛО Кгс/слР), (6-13)
где рг — плотность дымовых газов, принимаемая равной 1,3 кг/л/3; Цзл — безразмерная концентрация золы в ы-мовых газах, определяемая по формуле (4-11).
При определении величины ц3л для камеры сгорания и шлакоулавливающего пучка в формулу (4-11)
1 —}-
вместо аув подставляется величина--------,dan — сред-
ний (по удельной поверхности) диаметр золовых частиц, мкм\ его значения приведены в табл. 6-1.
k^ktrn^
0,78+К6гн,О Рп$
1/(м-кгс/см2),
(6-08)
где Т"т—температура газов в конце топки, К; гц= ~rRO“brHO—суммарная объемная доля трехатомных газов; ра=рга — суммарное парциальное давление газов, кгс!смг.
Значения объемных долей г о, и гн о берутся из бланка табл. 4-1.
Для тонок, работающих без наддува, парциальное давление газов численно равно объемной их доле.
Величина k9 определяется по номограмме 3.
Коэффициент ослабления лучей для светящегося пламени складывается из коэффициентов ослабления лучей трехатомными газами и сажистыми частицами:
4 Л=АгГп+^с, 1/(jw • кгс/сл/2).	(6-09)
Таблица 6-1
Топочное, устройство	Топливо	Эффективный ди метр частиц ЗОЛЫ Ц„_, ЗЯ’ мкм
Камерные топки шаро-	Все топлива	13
вые барабанные ме ь-ницы Камерные топки; средне-	Все топлива.	16
ходные и молотковые мельницы Камерные топки Циклонные топки 1о же Слоевые топки	кроме торфа Торф Пыль Дро 'ленка Все топлива	24 10 20 20
Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами
Aj. = 0,03 (2 -ат) (1,6
\ Ср
— °’5 "Нр"* \/(м-кгс/см2),
(6-10)
где Ср/Нр — соотношение содержаний углерода и водорода в рабочей массе топлива; для газового топлива:
С₽	m
-^--0,12^1 — СдаНп,
(6-Н)
где m и п — количество атомов углерода и водорода в соединении.
При ат>2 принимается Лс=0.
6-08. При сжигании твердых топлив эффективная степень черноты факела определяется по формуле (6-06) иля номограмме 2.
k3x определяется по номограмме 4; &KoKcXiX2 в формуле (6-12) —эффективный коэффициент ослабления лучей коксовыми частицами; /гКокс = 1- Безразмерные величины Xi и кг учитывающие влияние концентрации коксовых частиц в факеле, зависят от рода топлива (xi) и способа его сжигания (хг). Для низкореакционных топлив (АШ, ПА, Т) Х1==1; для высокореакционных (каменные и бурые угли, торф, сланцы, древесина) — Z1 = 0,5. При камерном сжигании топлив Хг=0,1; при слоррод.— Хг = 0,03.
При позоином расчете для зоны максимального тепловыделения принимается Хг=0,4, а для зоны, расположенной на выходе из топки, Хг=0
При расчете двухкамерных топок для камеры сгорания и шлакоулавливающего пучка хг—0,4, для камеры охлаждения
,, ш
к= —	200	’	(6-14)
где q\ и q'\— величины механического недожога на входе в камеру и выходе из нее, %
6-09. При сжигании смеси топлив коэффициент ослабления лучей топочной средой определяется по фор муле
А=АгГп+ (&злР«л) си + (^коксХ1Хг) м +
+Асмс, 1/(л/-кгс/сл/2).	(6-15)
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами krTa продуктов сгорания смеси топлив определяется
26
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
по объемным долям rCOj и гНаО, рассчитываемым в сю-ответствии с п. 4-12.
Коэффициент ослабления лучей эоловыми частицами находится по уравнению
(^алЦзл) см = 2741(^злЦзл) i, Щм-КЗс/сМ2), (6-16) где qi—доля каждого топлива в суммарном тепловыделении; величина (Лзл|Хзл)» для каждого из топлив вычисляется по формуле (6-13).
Коэффициент ослабления лучей частицами кокса определяется ио формуле
(/2KOKcXix2)CM = S9i(/jKOKcXtK2)i, 1/ (м • кгс/см2),	(6-17)
где (&kokcXiX2) i рассчитывается в соответствии с п. 6-08.
Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами находится но выражению
fcCMc=Sg{fcc,t, U(m • кгс/см2),	(6-18)
где kc,i для каждого из топлив вычисляется но формуле (6-10).
Для твердых топлив принимается /гс = 0. При сжигании жидких и газообразных топлив излучение кокса и золы не учитывается.
6-10. При совместном сжигании твердого топлива и газа (мазута)
k = krf п-|-<7/^злЦзл + 7,^коксХ1Х24"
+ (1—q')kc, Щм • кгс/см2),	(6-19)
где q' — доля твердого топлива в суммарном тепловыделении.
Для твердого топлива двух видов k будет равен: k =ЛТГ п + q'k'3 л ц'3 л ~Н( 1-^3 k" 3 Л р "3 л +
+ <7'£'коксХ/1х'2+ (il—<7')6"коксх"1Х"2, 1/i(jw • кгс/см2).
(6-20)
При совместном сжигании жидкого топлива и газа эффективная степень черноты факела рассчитывается по формуле (6-07) при значении коэффициента усреднения:
m=q'm'+>(\—q')m".	(6-2il)
Коэффициенты пГ и m" (соответственно для мазута и газа) определяются по п. 6-07.
Величины Дев и аГ находятся по формулам (6-06а) я (6-066).
Коэффициент ослабления лучей, подставляемый в формулу (6-06а), вычисляется по уравнению
k=kTrn + q'k'c+ (1—q')k"c, 1/(м- кгс/см2). (6-22)
Величины k'c для мазута и k"c для газа определяются по формуле (6-10).
6-11. Коэффициенты, характеризующие неравномерность освещенности ширм и прилегающих к ним экранов, равны:
а в	(6‘23)
__ Цпр
ZnP = Девб ’
где
Ш ~ “Ь Чш( Ш<?СВб» 1	/Р ол,
>	(6-24)
^пр -- Н~ УирГпР^СВб" I
По формуле (6-06) или номограмме 2 подсчитывают степени черноты для свободного объема аевб, для меж-ширмового объема пМш при толщинах слоя соответственно 5Свб и 5Ш- Последние находят по формуле (6-05а), при этом в Fc-t включается поверхность сечений, отделяющих рассматриваемый объем от соседних. Затем по
формуле (6-Й4) определяют значения степени черноты излучающей среды соответственно на ширмы аш и экранные поверхности, прилегающие к ним, апр-
Коэффициенты облученности (рш и <рпр, а также поправочные коэффициенты сш и свр, учитывающие влияние соотношения размеров межширмового объема — шага ширм Si, глубины ширм А и размера условного окна, обращенного к топочному объему I, определяют по номограмме 5. При этом необходимо иметь .в виду следующее:
1)	если поверхность, отделяющая ширмовую зону от свободного объема топки, располагается в двух плоскостях (рис. 6-2, поз. 4 и 6), то за условное окно, обращенное к топочному объему, принимают большую из разделяющих поверхностей, размером /;
2)	при определении сш принимают ы=А//, если А< <si, и w—st/l, если A^Si. При определении спр принимают ы=А/1, если l^St, и w=A/si, если l<sc,
3)	степень черноты для среды, излучающей на экранные поверхности, прилегающие к ширмовой зоне и параллельные ширмам, авр=аш;
4)	для расчета прилегающих к ширмам экранов, расположенных перпендикулярно ширмам и условному разделяющему окну, <рПр принимают по графику для Фш, а взамен A/si принимают А/1. Коэффициент свр принимают по графику сш;
5)	для расчета прилегающих к ширмам экранов, параллельных условному разделяющему окну, применяют графики для tpnp и сПр по номограмме 5;
6)	для топок с двумя свободными объемами (рис. 6-2, поз. 5) величину аСвб определяют при среднеарифметической толщине излучающего слоя sCp для этих объемов, а второе слагаемое в формулах (6-24) удваивают.	,
6-В РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ОДНОКАМЕРНЫХ И ПОЛУОТКРЫТЫХ ТОПКАХ
6-	12. Расчет основывается на приложении теории подобия к топочным процессам.
Расчетная формула связывает безразмерную температуру газов на выходе из топки 0"т с критерием Больцмана Во, степенью черноты топки ат и параметром 44, учитывающим характер распределения температуры по высоте топки и зависящим от относительного местоположения максимума температуры пламени.
Исходной для расчета теплообмена является формула
Т'Г Во0-6
6'= ~Т~а 44д°.6т 4- Во°>® ’	(6‘25)
действительная для значений 0"т^0,9.
Здесь Т"г — абсолютная температура газов на выходе из топки, К; Та — температура газов, которая была бы при адиабатическом сгорании, К.
Адиабатическая температура Оа, °C, определяется по полезному тепловыделению в топке QT (формула 6-33), равному энтальпии продуктов сгорания 1а, при избытке воздуха в конце топки ат.
6-1ГЗ. Для однокамерных топок параметр М определяется в зависимости от относительного положения максимума температуры пламени по высоте топки хт.
При сжигании мазута и газа
44 = 0,54—0,2хт.	(6-26)
При камерном сжигании высокореакционных топлив и слоевом сжигании всех топлив
44 = 0,59—0,5хт.
(6-27)
При камериом сжигании малореакционных твердых топлив (АШ и Т), а также каменных углей с повышен-
Г л. 6. Расчет теплообмена в топке
27
Рис. 6-3. К определению относительного уровня
расположения горелок.
ной зольностью (типа экибастузокого)
Л4=0,56—0,5хт.	(6-27а)
Независимо от величины хт(хг) максимальное значение М в формулах (6-27) и (6-27а) принимается не выше 0,5 (для камерных топок).
Для полуоткрытых топок при сжигании 'высокореакционных твердых топлив, газа и мазута Л1=0,48, при сжигании АШ и Т 7И=0,46.
6-14. Для камерных топок при горизонтальном расположении осей горелок и верхнем отводе газов из топки величину хт принимают равной относительному уровню .расположения горелок: xr=hr/HT, представляющему собой отношение высоты расположения осей горелок hT (от пода топки или середины холодной воронки) к общей высоте топки Нт (от пода топки или середины холодной воронки до середины выходного окна из топки или до ширм в случае полного заполнения ими верхней части топки, рис. 6-3).
При горизонтальном развитии факела и установке горелок на боковых стенах, потолке или в поду обозначает расстояние от фронтовой стены до выходного окна топки.
При расположении горелок в*несколько рядов
/21В1ЛС1 -f- n2B2hT2-{-n3B3ht3-]- ...
п1В, + п2В2 + п3В3 + ...	’
где Bt, В2, Вз — расход топлива соответственно через каждую горелку первого, второго и третьего рядов, кг/ч;
ЛГ1, АГ2, йгз — высота расположения осей первого, второго и третьего рядов горелок от пода или середины холодной воронки;
Hi, п-2, пз — количество горелок в первом, втором и третьем рядах.
Приведенные рекомендации по значениям М относятся к случаям, когда максимум температур факела
располагается на уровне горелок. В случаях, когда максимум температур располагается .выше или ниже уровня горелок, к величине хт следует вводить поправку Дх:
хт=хг4-|Дх.
При сжигании угольной пыли и фронтовом или встречном расположении прямоточных горелок (кроме горелок с плоскими струями ППС), фронтовом или встречном расположении вихревых горелок в несколько ярусов Дх—0,1 для котлоагрегатов D^420 т/ч и Дх=0,05 — при jD>420 т/ч.
В инвертных топках при размещении пылеугольных горелок на потолке и нижнем отводе газов из топки ориентировочно хт« 0,25-=-0,30.
В шахтно-мельничных топках положение максимума температуры зависит от направления потоков топливно-воздушной смеси, поступающей в топочную камеру. В топках с открытыми или эжекционными амбразурами ЦКТИ хт=хг. При установке рассекателей, направляющих основную часть потока вниз, хт=хг—0,15.
При сжигании газа и мазута с избытками воздуха в горелках аг<1 Дх=2(1—аг). Для котлов £>^35 т/ч при сжигании газа и мазута принимают Дх=0,15.
При применении поворотных горелок поворот на 20э вйиз приводит к понижению, а вверх — к повышению хт на Дх=0,1. При меньших углах поворота величины Дх соответственно интерполируются.
Для слоевых топок при сжигании топлива в тон-- ком слое (топки с пневматическими забрасывателями) и в скоростных топках ЦКТИ системы Померанцева принимают хт=0. При сжигании топлив в толстом слое на подвижном или неподвижном колосниковом полотне хт=0,14.
6-15. Критерий Больцмана Во рассчитывается по формуле:
р,_________<р5рУгср	,г
Во — 4,9 • 10 - 8фер FCTf »а ’	(6*29>
28
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
где Вр — расчетный расход топлива, определяемый по формуле (5-20), кг/ч;
Fct — поверхность стен топки, определяемая по п. 6-02, м2,
фср — среднее значение коэффициента тепловой эффективности экранов, определяемое по п. 6-20; .
4,9-10-8— коэффициент излучения абсолютно черного тела, ккал/(м2 • ч - К4);
VcCp — средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива в интервале температур Оа—$"т, ккал/(кг • °C); определяется по п. 6-17;
<р — коэффициент сохранения тепла, определяемый по формуле (5-11).
6-16. Для расчетов используются следующие формулы.
При определении температуры газов на выходе из топки
-273, -С. (6-30)
10«?B,IZccp )	+
При определении поверхности стен топочной камеры
Гс*~ 4,9-10~8ятфцрЛ4/'"1Г3а><
(6-31)
Величина ft"? может быть определена по номограмме 7. При заданной -О'", и известном значении фСр с помощью номограммы можно определить величины BpQ-r/FcT и Fст-
6-17. Средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива
Qt — F'
Vcct =	» ккал/(кг-*С), (6-Я*)
где 1"т — энтальпия продуктов сгорания 1 кг топлива при температуре ©"т и избытке воздуха в конце топки ат, ккал/кг.
Полезное тепловыделение в топке

100 —<7, —<7, —<7, 100 — <7*
+
+ Qb-Q в.вн 4- i г отб» ккал/кг, (6-33)
гте Q₽p — располагаемое тепло топлива, ккал/кг, вычисляемое по формуле '(5-02);
9з, 74»	— потери тепла от химической неполноты сго-
рания, механического недожога, с теплом шлаков и охлаждающей водой, %;
QB — тепло, вносимое в топку воздухом, ккал/кг, рассчитываемое по формуле:
Qb — (От—Л Пт—ЛПп л ) /°'в4-
+ (Дат+ДаПл)^0х.в, ккал/кг.
(6-зя
Величины присосов в топке Дат и в пылепригото-. вительной системе Дапл определяются по табл. XVI. Энтальпии теоретически необходимого количества во»-духа 1°"в при температуре за воздухоподогревателем и холодного воздуха /°х в принимаются по табл. XIV и Х\;
Qb.bh — тепло, внесенное, с поступающим в агрегат воздухом при подогреве его вне агрегата (см. п. 5-03), ккал/кг;
г1г.очб — тепло рециркулирующих газов, учитываемое только в случае возврата в попку части газов, отобранных из газоходов котельного агрегата или из верхней части топки (см. п. 4-10), ккал/кг.
Если рециркулируемые газы вводятся перед выходным сечением топки, то при расчете топочной камеры рециркуляция не учитывается, а температура на входе в следующую поверхность нагрева определяется по уравнению смешения.
6-18. Количество тема, воспринятое в топке на 1 кг топлива,
Фл=<р(фт—Г'т), ккал/кг.	(6-35)
6-19. Степень черноты экранированных камерных и слоевых топок определяется по формуле
_________<?ф+ (1 — р_____ й'“ 1 -(1-0») (1 - Фор) (1 - р) ’
(6-36)
где р — соотношение между площадью зеркала горения и полной поверхностью стен топки,
R
? =	(6-37)
z ст
R — площадь зеркала горения слоя топлива, расположенного на колосниковой решетке, м2.
Для камерных топок (р=0) формула (6-36) принимает вид:
Ст= -----Г~п~-----И---•	(6-38)
Оф 4-(1 — «ф) Фср
Величину ат можно определить по номограмме 6
При позонном расчете топки величина ст рассчитывается для зон максимального тепловыделения и на выходе из топки по значениям Сф (п. 6-06). Для промежуточных зон величину аг находят путем линейной интерполяции. Для зоны, включающей топочные ширмы, Ст рассчитывается по величине Оф в дайной зоне (п. 6-06).
6-20. Коэффициент тепловой эффективности экранов равен произведению углового коэффициента экрана на коэффициент, учитывающий загрязнение:
ф=х£.	(6-39)
Если стены топки закрыты экранами с разными угловыми коэффициентами х или экраны покрывают часть поверхности стен, среднее значение коэффициента эффективности составит:
.	.г. л(\\
Фер = —F-------•	(6-40)
J ст
Для неэкранировапных участков топочных стен принимается ф = 0.
Величина углового коэффициента экранов х определяется по п. 6-04.
Коэффициент t, учитывающий снижение тепловос-приятия вследствие загрязнения или закрытия изоляцией поверхностей, принимается по табл. 6-2.
Для ошипованных экранов, покрытых огнеупорной массой, в топках с жидким шлакоудалением £ рассчитывается по формуле
f	\
( 0,53 —0,25 -j-Q— ,	(6-41)
где /шл3 — температура плавления шлака, СС;
b — опытный коэффициент; для однокамерных и двухкамерных топок & = 1,0, для полуоткрытых топок t>=l,2.
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
29
При отсутствии данных о температуре плавления шлака /шлз ее значение принимается на 50° ниже средней температуры жидкоплавкового состояния золы топлива /з.
При сжигании АШ с Гун<12% и тощего угля с ГуН<8% принимается £=0,35. При работе топки на разных топливах коэффициент загрязнения £ выбирается по топливу, вызывающему наибольшее загрязнение.
Для двусветных экранов и ширм (кроме ширм типа -«щек»), включаемых в активный объем толки (п. 6-01), величина £ уменьшается на 0,1 по сравнению с ее значением для настенных экранов и на 0,05 — для цельносварных экранов и ширм.
Для плоскости, отделяющей топку от ширм, величина £ (по табл. 6-2) умножается на коэффициент 0, учитывающий взаимный теплообмен между топкой и ширмами
£ш=£₽.	(6-42)
Коэффициент Р определяется по рис. 6-4 в зависимости от, температуры газов в конце топки и рода сжигаемого топлива.
6-21. При сжигании смеси топлив коэффициенты £ и М определяются по формуле смешения пропорционально долям тепловыделения qr.
£=?Г+(!-/)£";	(6-43)
M=q'M'+(l—q')M".	(6-44)
Величина хт определяется в соответствии с п. 6-14 при
хг = </х'г+(1—q')x"r.	(6-45)
Таблица 6-2
Тип экрана	Род топлива	Коэффициент С = Ф/х
Открытые глад-	Г а зообра зное топли во	0,65
котрубные и плавниковые настенные	Мазут	0,55
экраны	АШ и ПА при Аун > >12%, тощий уголь при Аун>8%. камен-	0,45
• •	ные и бурые угли, фрезерный торф	
	Экибастузский уголь при /?90<15%	0,35—0,40*
	Бурые угли с lVn^14 при газовой сушке и прямом вдувании	0,55
	Сланцы северо-западных месторождений	0,25
	Все топлива при слоевом сжигании	0,60
Ошипованные экраны, покрытые огнеупорной массой, в топках с твердым шлакоудалением	Все топлива	0,20
Экраны, закрытые шамотным кирпичом	Все топлива	0,10
* Меньшее значение
• 10е kkujiIm'1 • ч.
ПРИ <7р:£^3'108,
большее при
Рие. 6-4. Коэффициент р, учитывающий взаимный теплообмен между топкой и ширмовым перегревателем.
1 — твердое топливо; 2 — мазут; 3 — газ.
Величина критерия Больцмана Во при сжигании смеси твердых или твердого и жидкого ..топлив определяется по суммарному расходу обоих топлив и объему продуктов сгорания, приходящемуся на 1 кг смеси топлив.
При сжигании твердого (жидкого) топлива и газа величина Во рассчитывается по расходу твердого (жидкого) топлива и объему продуктов сгорания смеси, приходящемуся на 1 кг твердого (жидкого) топлива.
М*. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ДВУХКАМЕРНЫХ ТОПКАХ
6-22. Теплообмен в двухкамерных топках рассчитывается раздельно для камеры сгорания и камеры охлаждения. Принципиальные основы метода расчета изложены в приложении V.
6-23. Значения потерь тепла от химического и механического недожога в предтопках и первых камерах двухкамерных топок принимаются по табл. XIX.
Для упрощения условно принимается, что в шлако-уиавливающем пучке догорания не происходит.
Расчетный суммарный расход топлива для предтоп-ков (камер сгорания) определяется по формуле (5-20) при соответствующем значении <74-
Коэффициент избытка воздуха в предтопке выбирается по табл. XIX на поданное топливо и приводится к расчетному расходу последнего. Если задан коэффициент избытка воздуха в конце камеры охлаждения ат, то апр определяется по формуле:
100 —
»М> = (».-А».)16б-у.ц,’	<6-46*
где ат — коэффициент избытка воздуха в конце камеры охлаждения;
Дат — присос воздуха в топке (относится целиком к камере охлаждения), принимается по табл. XVI;
qh, q*tnp — потери от механического недожога для топки в целом и для предтопка (камеры сгорания), %; принимаются по табл. XIX.
6-24. Для расчета теплообмена в предтопках (камерах сгорания) и камерах охлаждения используются следующие уравнения.
Уравнение теплообмена:
= 4,9.10~в^~-(Г*ф — Т*3), ккал/кг, (6-47) -где <2л — тепло, переданное излучением, ккал/кг;
ак— приведенная степень черноты камеры;
* В дальнейшем для предтопков и камер охлаждения применены общие обозначения.
30
I
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
Т3—температура наружного слоя (загрязнения) лучевоспринимающей поверхности, К;
Нл—лучевоспринимающая поверхность нагрева, м2, включая плоскость раздела между предтопка-ми и второй камерой и исключая площадь утепленного пода; определяется по п. 6-03;
Вр — расчетный расход топлива; для предтопка определяется по значению ^4пр, при полуразом-кнутой схеме — по п.6-33;
Тф — эффективная температура топочной среды, К. Уравнение теплового баланса:
Q« + Q«=(p(QT—1"т), ккал/кг, (6-48)
где Qr — полезное тепловыделение в камере, ккал/кг, определяемое по п. 6-26;
<р — коэффициент сохранения тепла;
1"т — энтальпия продуктов сгорания 1 кг топлива при температуре на выходе из камеры сгорания или охлаждения и соответствующем избытке воздуха ат, ккал[кг;
QK — тепло, переданное конвекцией на 1 кг топлива; учитывается только при расчете горизонтальных циклонов и вертикальных циклонных предтопков и определяется по п. 6-31. Для других конструкций предтопков и камер сгорания QK = 0.
6-25. Эффективная температура топочной среды рассчитывается следующим образом:
для камер сгорания
Тф == 0,925 VTJ\. К;	(6-49)
для камер охлаждения
Гф = 1,05Т"т, К.	(6-50)
Здесь Та — адиабатическая температура сгорания в предтопке, К; величина Фа, °C, определяется по энтальпии газов 1а, принимаемой равной Qt, и при избытке воздуха в конце предтопка;
Т"т — температура газов за предтопком — в формуле (6-49) и за камерой охлаждения — в формуле (6-50).
6-26. Полезное тепловыделение в предтопке
/->	~	^0 — #Jnp — ^4пр — 9б™Л ,
₽	100 —/74пР	+
+ QB.np — Qb.bh. ккал/кг,	(6-51)
где Q3P и Qb.bh — см. п. 6-17;
<7зпр и qemn — потери тепла от химической неполноты сгорания в предтопке и с теплом шлаков;
' фв.пр — тепло, вносимое в предтопок воздухом, ккал/кг,
(	100 — qit \
Qb пр = ( апр ДаПЛ 1ПЛ ___ п ) Iй"ъ +
\	ivv Vlllp J
100 — q< Г
+ Даплйй)------—/°х.в, ккал/кг, (6-э2)
1Ч4ПР
где #4пр — потери от механического недожога в предтопке, %.
Определение величин Дапл и /° даны в пояснении к фо чуле (6-34).
Энтальпия газов на входе в камеру охлаждения р _ /др 100 —<78 — ^4 —<76шл .
' — V Р ЮО — q4
| А) _ ^Р.ПР (фл + С?к)пр 7
"Г Vb Чв.вн	„о	znp —
В отличие от формулы (6-51) q3 здесь берется для топки в целом. Для определения QB служит формула (6-34).
2Пр — число работающих предтопков;
Др.пр — расчетный расход топлива на предтопок, кг/ч\
(Qn + Qicjnp — тепло, переданное в предтопке, ккал/кг; вычисляется по уравнению (6-48);
Qmn—тепло, переданное в шлакоулавливающем пучке, ккал/кг-, определяется по п. 6-34. Начальная температура О7=*&а для камеры охлаждения находится по энтальпии газов на входе в нее /' при избытке воздуха в конце топки ат.
6-27. Температура наружного слоя (загрязнения) лу-чевоспринимающей поверхность в камере охлаждения определяется по формуле
(	1 \ ДРОЛ
Т3 = Тср + е + —)	, К, (6-54)
\	к2 / 11Я
где ТСр — средняя температура среды, К. Если ТСр неодинакова, усреднение производится пропорционально лучевоспринимающей поверхности нагрева;
а.2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к внутренней среде, ккалЦм2 • ч • °C), учитываемый только при расчете перегревательных радиа-ционных поверхностей нагрева (см,-п. 7-27);/ Qn—тепловосприятие радиационных поверхностей нагрева, ккал!кг; находится из уравнения ба-* ланса (6-48) по предварительно принятой температуре газов на выходе из камеры охлаждения;
е=б3Дз — тепловое сопротивление загрязняющего слоя на наружной поверхности трубы или слоя огнеупорной массы и шлака на ошипованных экранах. Значения е приведены в табл. 6-3.
Таблица 6-3
Тип экрана	Род топлива	В, (м2- ч-9С)/ к кал
Открытые гладкотруб-	Газообразное топ-	0
ные и тавниковые	ЛИБО	
экраны	Мазут	0,002
	Пылевидное топливо (кроме слан-	0,004
	цев) Сланцы северо-западных месторождений	0,007
Ошипованные экраны, покрытые огнеупорной массой	Все топлива	0,008
Экраны, закрытые шамотным кирпичом	То же	0,010
Примечания: 1. При сжигании газа после пыли без очистки топки принимаются значения е, полученные для пыли. При сжигании газа после мазута первоначальное загрязнение соответствует мазути му, ио со временем уменьшается.
2. При сжигании А1П с Гун < 12% и тощего угля с Гуя < 8% принимается •= 0,006.
3. При шлаковании топки е может увеличиться до 0,010 (мл-ч-9С)/ккал.
 ^nP^p.npQ l
, ккал/кг.
(6-53)
При наличии в камере охлаждения не только гладкотрубных, но и ошипованных экранов вводится усред-
<f^P
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
31
ненное по всей лучевоспринимающей поверхности значение в:
А -7К	.
еср — 0,75 уу еОш 4-
, ( . А ТЕ
+ ^1—0,75 /Yn ргл
(ж2  ч  °C)/ккал. (6-55)
6-28. Температура загрязненной лучевоспринимающей поверхности Т3 в камерах ci орания (предтопках) определяется по температуре наружного слоя пленки жидкого шлака ТПЛ- Последняя может быть получена путем совместного решения уравнения теплообмена от факела к пленке и уравнения теплопроводности через текущую шлаковую пленку, толщина которой рассчитывается' с учетом вязкостных свойств шлака, его количества и динамического воздействия факела.
Безразмерный перепад температуры в шлаковой пленке
= '"г"'" '	(б-эба)
1 ф
Здесь /Пл — температура наружного слоя жидкой пленки шлака, °C;
to — критическая температура для шлака (истинно жидкого состояния), °C;
Тф — средняя (эффективная) температура факела, К.
Вязкостная характеристика шлака
Ц
¥ = t t 'i'	(6-566)
где Цо и Ц — коэффициенты вязкости шлака при критической температуре /о и температуре t>t0.
Параметр, характеризующий толщину пленки шлака,
з г А = у
р2шли/?ш л
(6-56в)
Go—количество введенной в предтопок золы,
с —	/
Go~ 3660-10U ’ кг‘сск-
(6-56г)
Дшл — коэффициент шлакоулавливания; аШл = 1—аун; ОуН выбирается по табл. XIX;
рШл — плотность шлака, принимается равной 2 400 ка/Л£3; и — смоченный шлаком периметр предтопка, м\
ршл — безразмерный коэффициент, определяется в зависимости от средней скорости газов в предтопке wT (характеризующей динамическое воздействие факела на пленку шлака) по номограмме 8;
_____.прУг ср , Wr~ 3 600-273^  м/сек>
(6-57)
Fnp — площадь сечения предтопка, м2.
Для определения Лпл служит номограмма 8. Для этого предварительно вычисляются ср, А и скорость выхода вторичного воздуха из горелок (сопл) wB, м/сек-, для предтопков нециклонного типа принимают шв=0. В случае отсутствия данных о вязкостных характеристиках шлака /о принимается на 5, а Цо — на 15% ниже
соответствующих -величин для золы топлива, приведенных в табл. I.
Вязкостная характеристика шлака ср обычно изменяется в пределах от 0,012 для «длинных» шлаков (например, АШ) до 0,018 для «коротких» (шлаки назаров-ского угля). При отсутствии необходимых данных величина ср принимается в пределах указанного. В номограмме 8 приведены крайние значения параметра ршл для АШ и назаровского угля; для других топлив принимают промежуточные значения.
При частично ошипованной поверхности предтопка отдельно вычисляются температуры пленки жидкого шлака и гладкотрубной поверхности по формуле (6-54) и затем усредняются их четвертые степени пропорционально поверхности.
В случае сжигания газа или мазута в двухкамерной топке температура наружного слоя лучевоспринимающей поверхности Т3 предтопка находится по формуле (6-54) при значении £, выбранном из табл. 6-3.
6-29. Приведенная степень черноты камеры (сгорания или охлаждения) двухкамерных топок alt определяется в зависимости от эффективной степени черноты факела Оф, эффективной поглощательной способности лучевоспринимающей поверхности ал и степени экранирования камеры х по формуле
я. = -j------.	(6-58).
ая + X ( о®	1
Степень экранирования % вычисляется по формуле (6-04), а эффективная степень черноты факела Оф— по п. 6-06—6-08.
6-30. Эффективная поглощательная способность гладкотрубных экранов ал определяется по номограмме 9 в зависимости от физической поглощательной способности поверхности Яф.л, относительного шага труб s/d и конструктивного выполнения экрана.
Эффективная поглощательная способность окна в ширмовый перегреватель находится как произведение рал; Р определяется по рис. 6-4, значение ал принимается таким же, как для гладкотрубных экранов.
Эффективная поглощательная способность ошипо ванных экранов принимается равной физической поглощательной способности расплавленной шлаковой пленки. Значение физической поглощательной способности экранных труб и шлаковой пленки приведено в табл. 6-4.
При наличии в топочной камере поверхностей с различной поглощательной способностью средневзвешенная эффективная поглощательная способность определяется
Таблица 6-4,
Поверхность нагрева	Интервал температуры tg, •с	Физическая йог летательная способность поверх-мовте аф.л
Чистые поверхности экранных труб		200—500	0,85
Загрязненные зоной поверхности экранных труб . . .	500—1 200	0,75
Ошипованные и покрытые пленкой жидкого шлака экраны1 		1 200—1 700	0,68
1 Поглощательная способность ал ошипованных, но не покрытых пленкой жидкого шлака экранов принимается также равной 0.68.
32
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
по формуле
п
jEj Лл,4//л.<
^ = ^4?----------.	(6-59)
11 л
6-31. При расчете теплообмена в циклонных предтопках необходимо учитывать тепло, переданное конвекцией. Коэффициент теплоотдачи конвекцией может быть ориентировочно определен в зависимости от форсировки предтопка по следующей эмпирической зависимости:
aK=3,4aiB, ккалЦм2 • ч • °C),	(6-60)
где — скорость вторичного воздуха при выходе из горелок (сопл), м!сек.
Тепло, переданное конвекцией на 1 кг топлива.
аяНя(Г$—Т3)
Q1t = —---jj-2----- , ккал/кг.	(6-61)
Dp.nP
Температура загрязненной лучевоспринимающей поверхности в камере сгорания Т3 находится по температуре пленки жидкого шлака (п. 6-28).
6-32. При конструктивном расчете камер сгорания и охлаждения можно воспользоваться непосредственно уравнениями (6-47) и (6-48). При поверочном расчете удобно ввести безразмерные температуры 0т = Г/\/То и Qs—Ta/Ta, а также критерий Больцмана. Последний определяется по формуле
Во*_______.	(6-62)
Во — 4,9-10-e//nTV	*	’
Параметр, характеризующий конвективный теплообмен,
<6-63»
Безразмерная температура газов в конце камеры сгорания вычисляется по формуле.
При поверочном расчете камер охлаждения безразмерная выходная температура газов находится по номограмме 10.
Для пользования номограммой необходимо вначале вычислить вспомогательные величины Л=0,825Во*/ак и С=0,82504з-
Для определения Та следует по предварительно^ принятой температуре вычислить количество тепла’, переданное излучёнием в камере охлаждения Qn; результат после нахождения Ф"т проверяется по формуле (6-48). При расхождении величины более чем на 10% расчет необходимо' повторить.
При температуре в конце камеры сгорания выше 1 700 °C нужно учитывать затрату тепла Qa, связанную с диссоциацией трехатомных газов. Величина Qa рассчитывается по формуле
<2Д = 3 018aCOiyCOa 4- 2 579/7НзО17Н2О, ккал/кг, (6-65)
где 3 018 и 2 579 — низшая теплота сгорания СО и Н2, ккал/м3; Рсо и VH о — объем углекислого газа и водяного пара, м3/м*.
Степени диссоциации углекислого газа	в0‘
дяного пара ан о определяются по табл. 6-5 и 6-6.
Вычисленная по формуле (6-64) температура в конце камеры сгорания уменьшается на
л Фд or д& = (Vc),,T . с.
В правую часть балансового уравнения (6-48) подставляется величина /%, определенная по температуре О’"» без поправки на тепло диссоциации.
6-33. При сбросе сушильного агента в камеру охлаждения расчет камеры сгорания производится по подсушенному топливу, что требует пересчета QpH по формуле (2-08), объемов и энтальпий газов — по п. 4-13.
Расход топлива на предтопок
В 100 —1Гр
°н‘р.с = 2пр 100_Ц7п >	(6-66)
Т а б т и ц а 6-5
0. ’С	гсоа									
	0,04	0,06	0,08	0,10	0,12	0,14	0,16	0,18	0.20	0,25
1700	0,038	0,033	0,030	0,028	0,026	0,025	0,024	0,023	0,022	0,020
1800	0,063	0,055	0,050	0,046	0,044	0,042	0,040	0,038	0,037	0,035
1900	0,101	0,089	0,081	0,076	0,072	0,068	0,065	0,063	0,061	0,056
2000	0,165	0,146	0,134	0,125	0,118	0,112	0,108	0,104	0,100	0,094
2100	0,239	0,213	0,196”	0,183	0,173	0,166	0,159	0,153	0,149	0,139
2200	0,351	0,315	0,292	0,275	0,261	0,250	0,241	0,233	0,226	0,212
									Т а б л и ц а 6-6	
$, ’С	ГНаО									
	0,04	0,03	0,08	0,10	0,12	0,14	0.16	0,18	0,20	0,25
1700	0,014	0,013	0,012	0,011	0,010	0,009	0,009	0,008	0,008	о,ео8
1800	0,024	0,021	0,019	0,018	0,017	0,016	0,015	0,015	0,015	0,014
1900	0,040	0,036	0,032	0,030	0,028	0,027	0,026	0,025	0,025	0,024
2000	0,057	0,050	0,046	0,043	0,040	0,038	0,035	0,035	0,035	0,034
2100	0,085	0,075	0,068	0,063	0,060	0,057	0,054	0,052	0,052	0,051
2200	0,123	0,108	0,099	0,093	0,088	0,079	0,076	0,076	0,076	0,074
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
33
где т]ц — к. п. д. пылевых циклонов; принимается по данным «Норм расчета и проектирования пылеприготовительных установок»;
Zn₽ — число работающих предтопков;
Н7Р и W’n — влажность сырого топлива и пыли; Wn принимается из расчета пылеприготовления.
Полезное тепловыделение в предтопке определяется по п. 6-26, все величины подсчитываются на I кг подсушенного топлива.
Температура топлива /тл при определении Q₽p принимается для пыли АШ равной 95 ЬС, для прочих топлив — 75 °C.
Коэффициент избытка воздуха в предтопке
100
«пр — «« 100 _ 9<пр ,
где аг — коэффициент избытка воздуха в горелках (по поданному топливу), определяемый по п. 4-14.
6-34. Количество тепла, переданное в шлакоулавливающем пучке, расположенном между камерами сгорания и охлаждения, рассчитывается по формуле
п	(«ж + «) И (°<Р — *п«)	.
Чш.п =* ———ё---------------, ккал/кг, (6-67)
₽де ак — коэффициент	теплоотдачи	конвекцией,
ккал/(м2 • ч • °C) , находится по п. 7-21;
«л — коэффициент	теплоотдачи	излучением,
ккал/ (м2 • ч • °C); определяется по п. 7-32; коэффициент ослабления лучей вычисляется по формуле (6-12);
Н — поверхность нагрева пучка, рассчитывается по наружному диаметру футерованных труб и суммируется с площадью плоских участков стен, пода и потолка в районе пучка;
tnn—температура поверхности пленки жидкого шлака, °C; принимается на 100° С ниже температуры пленки в предтопке (п. 6-28);
О с р — средняя температура газов, °C.
При сбросе сушильного агента в камеру охлаждения расчет шлакоулавливающего пучка производится по подсушенному топливу, что следует учитывать при определении расхода последнего, объемов и энтальпий газов (п. 6-33).
6-35. При сжигании смеси топлив в двухкамерной топке тепловое сопротивление загрязняющего слоя е находится как средневзвешенное по долям каждого из топлив qt в суммарном тепловыделении:
e=q'e' + (1—q') г", (м2 *ч- °C) /ккал. (6-68)
Температура пленки (пл в камере сгорания при сжигании смеси твердого топлива с жидким (газообразным) определяется по п. 6-28 (для твердого топлива).
6-Д. ПОЗОННЫЙ ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
6-36. В основу позонного метода расчета температуры газов по высоте топки положено уравнение энергии, которое для установившегося состояния определяет связь между тепловыделением и теплообменом в отдельных эонах топочной камеры. Применительно к объемам ограниченного размера уравнение записывается в алгебраической форме, удобной для расчетов.
Температура газов в каждой из зон рассчитывается, исходя из тепловыделения в зоне, изменения энтальпии продуктов сгорания и теплоотвода из зоны.
Позонный метод расчета применяется для определения локальных тепловых нагрузок по высоте топки и рекомендуется для всех топочных устройств — однокамерных, полуоткрытых и камер охлаждения двухкамерных топок.
6-37. Для расчета распределения тепловых нагрузок по высоте топки последняя условно разбивается на несколько зон и температура газов определяется на выходе каждой из них. Предварительно рассчитывается топочная камера в целом и находится температура газов на выходе из нее.
Если при позонном расчете температура газов на выходе из топки (последней зоны) будет отличаться от определенной по формуле (6-30) более чем на ±30°, то следует задаться другим распределением тепловыделений по ходу факела и вычисления повторить. При расчете топки с ширмами допускается расхождение до 50 °C.
Объем топочной камеры разбивается на зоны, исходя из следующих соображений.
Зону расположения горелок, характеризующуюся максимальным тепловыделением, целесообразно рассчитывать как одно целое. Для топок с жидким шлакоудалением за ее границу принимается горизонтальная плоскость между ошипованными и гладкотрубными экранами, а в топках с пережимом—сечение последнего.
Для топок с твердым шлакоудалением за нижнюю границу зоны максимального тепловыделения принимается верхняя плоскость холодной воронки (если последняя находится на расстоянии не более 2 л от нижних образующих амбразур); за верхнюю границу принимается сечение, расположенное на 1,5 м выше верхних образующих амбразур верхнего яруса горелок. Тепловосприя-тие холодной воронки равно количеству тепла, прошедшему через сечение топочной камеры, ограничивающее зону максимального тепловыделения.
Для газомазутных топок в качестве зоны максимального тепловыделения принимается нижняя часть топки— от подового экрана до сечения, расположенного на 1,5 м выше верхних образующих амбразур верхнего яруса горелок.
Остальную часть топочной камеры можно разбить на 3—6 приблизительно равных участков по высоте топки, каждый размером около 4 м.
6-38. Температура газов на выходе из зоны максимального тепловыделения рассчитывается методом последовательных приближений по уравнению:
100 д* Рсг^₽Е~Ь гл гЛ отб—Рвшл
4,9-10-*атТ"* BvVc"	С
(6-69)
где 0сг — степень выгорания, характеризующая долю топлива, сгоревшего в рассматриваемой зоне, выбирается по табл. XXII;
QB и г/г.отб—количества тепла, вводимые в топку с воздухом и газами рециркуляции, ккал/кг (см. п. 6-17);
<2вшя—потери тепла с удаляемым из зоны шлаком, ккал/кг (см. п. 5-11);
Vc" — средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива, ккал/(кг • ‘ С), при &" и ат;
фр — произведение коэффициента эффективности на суммарную поверхность, ограничивающую зону:
фР=РСтфСр+ф'Рс1+ф"РС2,	(6-70)
Ест — поверхность стен зоны, м2;
3—1297
34
Гл. 6. Расчет теплообмена в топке
фср— средний коэффициент тепловой эффективности стен зоны, рассчитываемый по формуле (6-40);
Fd и FC2—сечения топочной камеры, ограничивающие зону сверху и снизу, -и2;
ф'—коэффициент, характеризующий отдачу тепла излучением в вышерасположенную зону, принимается равным 0,1—для пылеугольных топок с твердым шлакоудалением и топок, работающих на газе, 0,2—для топок с жидким шлакоудалением, а также работающих на мазуте;
ф" — коэффициент, характеризующий отдачу тепла излучением в сторону пода топки или холодной воронки, принимается равным коэффициенту фср/
пт — степень черноты топки в зоне максимального тепловыделения, определяется по п. 6-19.
6-39. Температура газов на выходе из зон, расположенных выше зоны максимального тепловыделения, рассчитывается методом последовательных приближений но уравнению:
в пылеугольных топках с твердым шлакоудалением и топках на газе, ф"—ф'=0; для открытых и полуоткрытых (с пережимом) топок с жидким шлакоудалением, а также для камерных топок, работающих на мазуте, эта разность равна —0,1; для последующих зон ф"—ф'=—0,05; для последней зоны, ограниченной потолком камеры или ширмами, ф"—ф'=0. В случае, если верхняя граница последней зоны расположена на уровне середины выходного окна топки, ф"—ф' =—0,05
При вводе рециркулирующих газов в верхнюю часть топки .в качестве последней следует принимать зону, находящуюся выше места ввода ’газов, и температуру газов на входе в нее определять по уравнению смешения.
6-40. В топках с жидким шлакоудалением, в которых шлакоулавливающий пучок расположен на выходе из зоны максимального тепловыделения, зона, находящаяся за ним, будет отдавать тепло как в следующую. за ней зону, так и в сторону шлакоулавливающего пучка. В этом случае величина сечения F'c войдет ч поверхность стен данной зоны F, а через открытое сечение F"c будет передаваться излучением в вышерасположенную зону количество тепла, пропорциональное величине ф"Г"с. 'При этом коэффициент эффективности ф' при сжигании всех топлив принимается равным 0,2.
Температуру газов в конце зоны, включающей ширмы, следует рассчитывать по формуле
4,9-10 - *атТ'* [Fc.cP (Ф" - ф') + Фср^ст!
2Вр^с"
, *С, (6-71)
f   ^Pcr^pQpn I «V Г	— ° kF к 1
~ 2BpVc" 4-+	| 2BpVc" + «KFK J
где |ДРсг=Р"сг—З'сг — доля выгорания топлива в зоне, определяется по табл. XXII;
О' и Т'\ 0" и Т" — температуры газов на входе и выходе — из рассматриваемой зоны, °C и К;
с' и с" — средние значения теплоемкости газов при температурах О' и &", ккал/(кгХ Х°С);
FCt — поверхность стен рассматриваемой зоны, Л12; для последней зоны в РСт включают площадь окна в выходном сечении топки F0K. Для зоны с ширмами в .величину FCt включают поверхность ширм Fm; FCT определяют без учета коэффициентов неравномерности освещенности Z;
фср — средний коэффициент тепловой эффективности стен зоны, рассчитываемый по формуле (6-40); значения коэффициентов загрязнения открытых гладкотрубных настенных экранов, указанные в табл. 6-2, для нижней 1/3 высоты топки следует увеличить, а для верхней 1/з — уменьшить на 10%; для последней зоны величина фср определяется по формуле (6 40) с учетом площади выходного окна F0K; коэффициент фок принимается равным ф|3, где ф — коэффициент тепловой эффективности для настенных экранов в данной зоне, а [3 принимается по рис. 6-4.
Рс F 'р
Fccp——	~— средняя площадь сечения топочной
камеры в зоне, м2;
ф’ — коэффициент, характеризующий передачу тепла излучением из нижерас-положенной зоны;
ф" — то же в вышерасположенную зону.
Разность (ф"—ф') зависит от градиентов температуры и соотношения степеней черноты. Для зоны, следующей за зоной максимального тепловыделения.
2акГк
«к к
2BvVc" 4- aKFK	•
(6-72)
Здесь фГст — произведение коэффициента эффективности, рассчитываемого по п. 6-20 на поверхность стен экранов и ширм, расположенных в зоне;
Fx —поверхность нагрева экранов и ширм, воспринимающая тепло конвекцией; рассчитывается по данным гл. 7;
ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов к стенке, рассчитывается по данным гл. 7;
t3=T3—273 — температура слоя загрязнения на трубах; величина Т3 определяется по формуле
Значения степени черноты загрязненной поверхности1 пл принимаются по данным табл. 6-4 и номограмме 9, Гер — средняя температура газов в зоне:
7’4ср=0,5(Т'4 + 7’"4), К-
Для обычных (нефорсированных) топок теплоотдача конвекцией не учитывается и расчет зоны, включающей ширмы, ведется по п. 6-39.
6-41. После расчета температуры гэзое на входе и выходе каждой зоны тепловая нагрузка ее радиационных поверхностей находится по формуле
<7л=4>9 • 10_8фат7’4ср, ккал/(м2-ч),	(6-73).
где ф — коэффициент эффективности радиационных поверхностен зоны.
В случае, если в зоне имеются участки с разным коэффициентом тепловой эффективности, для каждого из них определяется qn по формуле (6-73).
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
35
Для зоны максимального тепловыделения вместо Тер подставляется выходная температура из зоны Т".
Если сумма тепловосприятий зон отличается от суммарного тепловосприятия топочной'камеры, вычисленного с помощью формулы (6-35), то невязка распределяется между зонами.
По средним значениям qn каждой зоны можно построить зависимость тепловой нагрузки от высоты топочной камеры Л, из которой находят значения qn Для любого сечения по высоте.
6-42. В случае, если позонный расчет не производится, тепловая нагрузка отдельных зон по высоте топочных камер определяется по формуле
/?pQa
<7л = 7}в—р—. ккал,	(6-74)
*ст
для ширм в выходном окне <7л.ш=;Р<7л, где Р принимается по рис. 6-4
Значения коэффициента распределения тепловой нагрузки по .высоте топки т)в в зависимости от относительной высоты приведены в номограмме 11.
Максимальные значения т]в зависят от расположения горелок, а в топках с жидким шлакоудалением — от расположения ошипованных экранов.
При относительном уровне расположения горелок или ошипованного экрана ЩН?, отличающемся от ука занных на номограмме 11, следует соответственно переместить расположение максимума т]в-
Приведенные на номограмме 11 зависимости сриен тировочные; отклонения от них в обе стороны могут составлять до 20%.
Кривую .распределения значений т]в для топки еле дует проводить таким образом, чтобы сумма тепловосприятий отдельных зон совпала с суммарным тепловосприятием всей топочной камеры
6-43. Значения коэффициента неравномерности тепловосприятия по стенам топки приведены в приложении IV
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
РАСЧЕТ КОНВЕКТИВНЫХ И ШИРМОВЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
7-А. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ
Для расчета конвективных и ширмовых поверхностей нагрева используются два уравнения.
7-01. Уравнение теплообмена kHkt
Q ——б—, ккал/кг.	(7-01)
где Q — тепло, воспринятое рассчитываемой поверхностью конвекцией и излучением, отнесенное к 1 кг (м3) топлива, ккал!кг;
k — коэффициент теплопередачи, отнесенный к расчетной поверхности нагрева, ккал!(м2 • ч -°C);
Ы— температурный напор, °C;
Др — расчетный расход топлива, кг/ч;
Н—расчетная поверхность нагрева, м2.
В конвективных пучках расчетная поверхность нагрева принимается равной полной , поверхности труб с наружной (газовой) стороны. Расчетная поверхность нагрева ширмовых перегревателей принимается равной удвоенной площади плоских поверхностей, проходящих через оси труб ширм и ограниченных наружными обра *>йцими крайних труб, умноженной на угловой коэффициент х (определяемый по кривой 5 номограммы 1,а).
Ширмовые поверхности, расположенные между топкой и конвективными пучками, отличаются от коридорных пучков величиной относительных шагов — продольного ch и поперечного Ог/ при 02^1,5 и Oi>4 поверхность нагрева рассчитывается как шипмовая.
Поверхность нагрева рекуперативного воздухоподогревателя (трубчатого, пластин штого» находится как средняя по газовой и воздушной сторонам
Поверхность нагрева регенеративного воздухоподогревателя определяется как двусторонняя поверхность всех пластин набивки.
7-02. В уравнении теплового баланса тепло, отданное. дымовыми газами, приравнивается к теплу, воспринятому паром, водой или воздухом.
Тепло, отданное газами,
Q = <p(Z/—/"+Да/°прс), ккал/кг,	(7 02)
где ф—коэффициент сохранения тепла, учитывающий его потери в окружающую среду; определяется по формуле (5 11);
Г и I" — энтальпии газов на входе в поверхность нагрева и выходе из нее, ккал/кг;
Да/°прс — количество тепла, вносимого присасываемым воздухом, ккал)кг;
/°прс определяется по /-O'-таблице. Для всех газоходов, кроме воздухоподогревателя, /°Прс находится по температуре холодного воздуха /х.в.
Для воздухоподогревателей /°прс вычисляется по „	,	^«п Ч” ^,7вп
средней температуре воздуха г=------%-----» ПРИ Рас*
чете регенеративного воздухоподогревателя по частям присос распределяется поровну между холодной и горячей зонами. Для первой /°Прс определяется по температуре холодного воздуха, для второй — по температуре горячего
7-03 Тепло, воспринятое обогреваемой средой вследствие охлаждения газов, рассчитывается по следующим формулам.
Для ширмового и конвективного перегревателя
D
—Г)—Qj, ккал/кг	(7-03)
£>р
(здесь из величины тепловосприятия вычтено тепло, полученное излучением из топки Qn)
Для перегревателя, экономайзера и переходной зоны прямоточного котла, расположенных .в конвективном газоходе:
D
Q — •&- (I" — ir), ккал/кг, (7-04)
где D — расход пара (воды) через рассчитываемую поверхность, кг]ч;
i" и Г — энтальпии пара (воды) на выходе из поверхности нагрева и входе в нее, ккал/кг.
Перепад энтальпий пара в перегревателе следует принимать с учетом тепловосприятия пароохладител-(подробнее — см. п. 8-26).	^ь-
При .расчете котельных пучков с постоянной рязяе-ратурой внутренней среды уравнение тепловоегзами и обогреваемой среды не составляется.	етках KO-
S'
36
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
Для воздух подогревателя
/ fAa.TT \
Q — (₽"вп 4- —g- +	/°"Вп — /°'вп). ккал/кг,
(7-05) где Р вп—отношение количества воздуха за воздухоподогревателем к теоретически необходимому;
Ррч — доля рециркулирующего воздуха в воздухоподогревателе;
/° вп и /0/вп — энтальпии воздуха, теоретически необходимого для сгорания, при температуре на выходе из воздухоподогревателя и входе в него, ккал/кг;
Aden — присос воздуха в воздухоподогреватель, принимаемый равным утечке с воздушной стороны.
’Если через воздухоподогреватель проходит часть подогреваемого воздуха (при наличии шунта), в формулу (7-05) подставляется значение Р"вп за вычетом части воздуха, идущего через шунт. При шунтировании воздухоподогревателя по воздуху или газу величина присоса ЛаВп сохраняется неизменной.
7-04. Тепло, получаемое излучением из топки конвективными поверхностями нагрева, определяется при расчете топки.
При расчете ширмового перегревателя в уравнении (7-03) величина Qn учитывает взаимный теплообмен между Топкой, ступенями ширм и поверхностью нагрева за ширмами и находится по формуле
Рис. 7 1. К определению лучевоспринимающей поверхности на входе и вых де из ступеней ширмового перегревателя.
При последовательном расположении нескольких ступеней ширм величина <2л для второй, третьей и т. д. ступеней определяется по формуле, аналогичной (7-06):
Q'л — Q л.вх—Q л.вых, ккал/кг, (7 Оба)
где Q'л.вх — тепло, полученное излучением от первой ступени ширм, вычисленное по формуле (7-07);
С'л.вых — Q'n.BX 0	а') ’Рш 4“
где Qn.Bx —
<2л = Сл.вх—Q л вых, ккал /кг,	(7-06)
<7л.ш//П.ВХ
—ь —— лучистое тепло, воспринятое пло-
4,9-10- ^ Н „„М’,
(7-07а)
скостью входного сечения ширм (выходного сечения топки);
?л ш — тепловая нагрузка ширм в выходном окне топки, ккал/(м2 • ч); определяется по п 6-41 или 6-42;
7/л.вх — лучевоспринимающая поверхность входного сечения ширм в топке (см. рис. 7-1);
Сл.вых — тепло излучения из топки и ширм на поверхность нагрева, расположенную за ширмами, а в случае ее отсутствия — на поверхности, экранирующие газовый объем за ширмами. Его величина рассчитывается по формуле
>	__ Qa вх О —,а) Vni .
•Л .ВЫХ —	Q	‘
4,9.10-«лЛ/л.ыхТ4ср^
, ккал/кз^
(7-07)
а — степень черноты газов в ширмах, определяемая при средней температуре газов по пп. 7-32—7-35;
Р — коэффициент, определенный по рис. 6-4;
Sn — поправочный коэффициент, зависящий от рода топлива: для углей и жидкого топлива £п==
= 0,5, для сланцев — 0,2, для природного газа — 0,7;
7/л вых—лучевоспринимающая поверхность нагрева пучка, находящегося за ширмами (рис. 7-1);
Фш — угловой коэффициент с входного на выходное сечение ширм:
'/(v)t+1-V	(7'0S>
Разнос—поперечный шаг ширм;
туры и соотнлина ширмы по ходу газов, дующей за зцняя температура газов в ширмах, К-
Обозначения величин в формуле (7-07а) те же, что и в (7-07).
7-05. -Если рассчитываемая поверхность нагрева омывается неполным количеством продуктов сгорания (параллельное включение нескольких элементов, газовое регулирование перегрева, обходные газоходы при отсутствии плотных шиберов и т. п.), уравнение (7-02) заменяется следующим:
Q=<p(Z'—I"+Да/0Прс)gn, ккал/кг, (7-09)
где gn — массовая -доля газов, проходящих через шунтируемый пучок.
При параллельном включении нескольких элементов или открытых обходных боровах ga определяется с учетом соотношения сопротивления параллельных газоходов.
При двойных (плотных) закрытых отключающих шиберах в обходных боровах gn принимается равной 0,95, при одинарных — 0,9.
После расчета поверхности нагрева определяются энтальпия и температура смеси основного газового потока с частью, прошедшей помимо данного участка.
Уравнение смешения:
/см=/'(1—gn)+/"gn, ккал/кг.	(7-10)
7-Б. КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
а) Основные положения
7-06. Коэффициент теплопередачи для многослойной плоской стенки выражается формулой:
/г = —j--т----у----g------i— .	ккал/(м2 • ч • *С),	(7-11)
1__I цв |	. ин |	1
К]	Х3	Хм	Ав
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
37
где си и аг — коэффициенты теплоотдачи от греющей среды к стенке и от стенки к обогреваемой среде, ккал/ (м2 • ч • °C);
бм и Хм—толщина и коэффициент теплопроводности металлической стенки трубы, м и ккалЦм • ч • °C);
б3 и Хз — толщина и коэффициент теплопроводности слоя золы или сажи на наружной поверхности трубы, м и ккал/(М' ч- °C);
бз/Х3=е — тепловое сопротивление загрязняющего слоя, называемое коэффициентом загрязнения, (м2 • ч • °C) /ккал-,
бп и Хи — толщина н коэффициент теплопроводности слоя накипи на внутренней поверхности труб, м и ккалЦм' *С).
Если одна или обе теплообменивающиеся среды представляют собой дымовой газ или воздух, то термическое сопротивление на газовой и воздушной сторонах (1/cti и 1/аг) будет значительно больше термического сопротивления металла труб; последним в этом случае пренебрегают (бм/Хм=О). При расчете паропаровых теплообменников термическое сопротивление металла труб учитывается.
При нормальной эксплуатации отложения накипи не должны достигать толщины, вызывающей существенное повышение термического сопротивления и рост температуры стенки трубы, поэтому в тепловом расчете оно не учитывается (бнДн=О).
Коэффициент загрязнения е зависит от большого количества факторов: рода топлива, скорости газа, диаметра труб, их расположения, крупности золы и др. Из-за отсутствия в ряде случаев этих данных применяются два метода оценки загрязнения: с помощью коэффициента загрязнения е и коэффициента эффективности ф, представляющего собой отношение коэффициентов теплопередачи загрязненных и чистых труб.
Значения коэффициентов загрязнения е и эффективности ф приведены в §7-Б,д.
7-07. Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке для конвективных пучков:
ai=£(aK+aa), ккал/(м2 • ч - °C),	(7-12)
где | — коэффициент использования, учитывающий уменьшение тепловосприятия поверхности нагрева 'вследствие неравномерного омывания ее газами, частичного перетекания газов помимо нее и образования застойных зон. Для поперечно омываемых пучков труб современных котельных агрегатов коэффициент £ принимается равным единице; для ширм, а также сложно омываемых пучков величина g приведена в § 7-Б.д;
ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией, определяемый по § 7-Б,б, ккал/(м2 • ч- °C);
ал—коэффициент теплоотдачи излучением, определяемый по § 7-Б,в, ккал/(л?2 • ч • °C).
7-08. Величина а2 •пределяется по § 7-Б, б. В расчетах экономайзеров и испарительных поверхностей, а также перегревателей котлов сверхкритического давления тепловым сопротивлением с внутренней стороны пренебрегают, так как l/c^'Cl/ai.
7-09. Коэффициент теплопередачи для ширмовой яоверхности нагрева определяется по формуле
Множитель 1 ф- q- j
учитывает тепло, воспринятое
из топки поверхностью ширм.
Коэффициент теплоотдачи по газовой стороне, отнесенный к расчетной поверхности ширм Н, определяется по выражению
“ = V- +	•
ккал/(м*-ч *С),
(7-14)
где ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией, отнесенный к полной поверхности труб ширм, вычисляемый по формуле (7-33) или номограмме 12;
е — коэффициент загрязнения, (jm2 • ч • °C) /ккал-,
х — угловой коэффициент ширм, определяемый по кривой 5 номограммы 1,а;
Q — тепло, передаваемое ширмам конвекцией и межтрубным излучением газов, ккал/кг\ находится по уравнению (7-01) или (7-02);
<2л—тепло, передаваемое ширмам излучением из топки (с учетом отдачи последующей поверхности), определяется по выражению (7-06).
7-10. Расчет коэффициента теплопередачи в шахматных трубных пучках при сжигании твердых топлив производится при помощи коэффициентов загрязнения по формулам:
для перегревателей:
k =----------1 у- --- , ккал/(м2-ч• °C); (7-15а)
1 + v+М а‘
для экономайзеров, переходных зон прямоточных котлоагрегатов и испарительных поверхностей, а также перегревателей при оверхкритическом давлении:
k = v" — , ккал/(м* • ч • *С).	(7-156)
1 -f- ea,
7-11. Коэффициент теплопередачи гладкотрубных (шахматных и коридорных) пучков при сжигании газа и мазута, а также коридорных пучков при сжигании твердых топлив .рассчитывается при помощи коэффициента тепловой эффективности ф
для перегревателей:
k =———, ккал/(.чг-ч-°С.),	(7-16)
‘+тг
для экономайзеров, переходных зон прямоточных котлов, испарительных поверхностей и перегревателей сверхкритического давления:
£=фа1, ккалЦм2 • ч-°C).	(7-17)
Коэффициент теплопередачи пучков котлов малой мощности и фестонов котлов большой мощности при сжигании твердых топлив также рассчитывается по формуле '(7-17)
7-12. При смешанном поперечно-продольном омывании гладкотрубных пучков коэффициенты теплопередачи определяются раздельно для поперечно и продольно омываемых участков по средним скоростям газов для каждого из них. Продольно омываемая часть рассчитывается с помощью коэффициента тепловой эффективности. Коэффициенты теплопередачи усредняются по формуле
. кюл/(Л1,.^.г) (7.16) “ поп “Г пр
7-13. Трубчатые и пластинчатые воздухоподогреватели рассчитываются при помощи коэффициента использования £ учитывающего совместное влияние загрязнения труб, неполноты омывания поверхности газами и воздухом и перетоков воздуха в трубных решетках. Ко
38
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
эффициент теплопередачи воздухоподогревателей определяется по формуле
fe = Е » ккал/(м2-ч-*С).	(7-19)
7-14. Коэффициент теплопередачи пластинчатой набивки вращающегося регенеративного воздухоподогревателя, отнесенный к полной двусторонней поверхности нагрева пластин, определяется по формуле
Ея
k = —j—-----—-. ккал/(м2 • ч • °C),	(7-20)
Х1а1 ”1" X2aS
где Xi—JiTIH=FrIF — отношение поверхности нагрева или живого сечения, омываемых газами .(без учета поверхности и сечения под плитами радиальных уплотнений), к полной поверхности или сечению воздухоподогревателя;'
X2=H3IH=FbIF — доля поверхности нагрева или сечения, омываемых воздухом (без учета поверхности и сечения под плитами .радиальных уплотнений);
си и аг — коэффициенты теплоотдачи от газов к стенке и от стенки к воздуху, определяемые по § 7-Б,б, ккал[(м2 • ч • °C);
л—.коэффициент, учитывающий влияние нестационарности теплообмена.
Для регенеративных воздухоподогревателей с пластинчатой набивкой и толщиной листов 6=0,6-5-1,2 мм коэффициент л в зависимости от скорости вращения ротора составляет:
п, об/мин . .0,5 1,0 2>1,5
л............ 0,85	0,97	1,0
Методика расчета коэффициента теплопередачи ребристых поверхностей нагрева приведена в § 7-Б,г.
б) Коэффициент теплоотдачи конвекцией
7-L5. Коэффициент теплоотдачи конвекцией зависит от скорости и температуры потока, определяющего линейного размера, расположения труб в пучке, вида поверхности (гладкая или ребристая) и характера ее омывания (продольное, поперечное или косое), физических свойств омывающей среды и (в отдельных случаях) от температуры стенки.
7-16. Расчетная скорость дымовых газов находится по формуле
BpVr(& + 273)	,
w*~	3 600F-273	’ ^!сек' <7-21)
где F — площадь живого сечения, л/2;
Вр—расчетный расход топлива, кг/ч;
Кг — объем газов на 1 кг топлива при 760 мм рт.ст. и 0 °C, определяемый по среднему избытку воздуха в газоходе, мР/кг.
При пропуске через рассчитываемый газоход только части газов правая часть формулы '(7-21) умножается на gu-
* Формула (7-21) применяется и для котлов с наддувом (р^ 1,05 кгс/см2). Для высоконапорных парогенераторов знаменатель умножается на абсолютное давление р, кгс/см2.
Расчетная скорость воздуха
ЯрЗвпУ® У + 273)
3 600Т7-273	’ ^сек< (1-22)
где V0 — теоретически необходимое для сгорания количество воздуха при 760 мм рт. ст. и 0°С.
Коэффициент
Рвп= Р^вп +Давк/2+'РРц.	(7-23)
Обозначения величин Р"вп. Давп и ррц приняты согласно п. 7-03.
Для водяного пара и воды
.	Dvcn
Wn = 3b00f  м-/сек’	(7’24)
где D—-расход пара (воды), кг/ч;
иср — средний удельный объем пара (воды), м2)кг\
f — площадь живого сечения для прохода пара (воды), Л12.
7->17. Площадь живого сечения для прохода газов и воздуха в газоходах, заполненных поперечно и косо обтекаемыми гладкими и ребристыми трубами, рассчитывается по сечению, проходящему через оси поперечного ряда труб, как разность между полной площадью поперечного сечения газохода в свету и частью этой площади, занятой трубами и ребрами. В указанном се-,чении площадь для прохода газов получается наименьшей по сравнению с любым другим параллельным сечением. Принцип минимального проходного сечения принимается и в других случаях определения скорости.
Ниже приведены формулы для определения расчетного живого сечения поверхностей нагрева различных типов.
Для поперечно омываемых гладкотрубных пучков:
F=ab—z1ld, м2,	(7-25)
где а и b — размеры газохода в расчетном сечении, At;
Zi — число труб в ряду;
d и I — диаметр и длина труб, м; при изогнутых трубах за I принимается проекция труб (рис. 7-2).
При продольном омывании:
при течении среды внутри труб:
F=^z—^-, м2.	(7-26)
Здесь z — число параллельно включенных труб;
^вн — внутренний диаметр труб, м\ при течении среды между трубами
nd2
F = ab — z—,M2.	(7-27)
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
39
Для пучков труб с поперечными ребрами:
F- [1~T7t('1 + 2 аЬ- м‘- (7’28) о j i CL \	J
где Si — поперечный шаг труб, м;
d — диаметр несущей трубы, л;
йрб и брб — высота и средняя толщина ребра, м\ sP6 — шаг ребер, м.
Усреднение живых сечений при разной их величине в отдельных участках рассчитываемого газохода производится из условия усреднения скоростей, что равносильно усреднению значений 1/F.
В случае, если в данном газоходе имеется несколько участков с одинаковым характером омывания поверхности нагрева, но различными живыми сечениями, в расчет вводится средняя площадь сечения:
Н, _|_ н2 4- ...
Лф =	(7-29)
Л + F\ +
где /71, Нг ... — поверхности нагрева участков с живыми сечениями Ft, Рг ..., м2.
При различных входном F' и выходном F" сечениях пучка в случае плавного изменения сечения усреднение производится по формуле
2F'F"
Fср = р, । р,, , Л12.	(7-30)
При расхождении в площади сечений не более чем на 25% можно производить арифметическое усреднение сечений.
При наличии в пучке газовых коридоров или при параллельно включенных газоходах расчетное живое сечение определяется по формуле
ед(Вп + 273) ет(&га + 273)
Л12, (7-31)
где Fn и Рш, £п и £ш, и — соответственно площади живого сечения, коэффициенты гидравлического сопротивления и средняя температура газов для пучка и шунтирующего газохода.
Схемы для выбора расчетных живых сечений сложно омываемых пучков показаны на рис. 7-3.
7-18. Расчетная температура потока газов равна сумме средней температуры обогреваемой среды и температурного напора. При охлаждении газов не более чем на 300 °C расчетную температуру потока с достаточной точностью можно определять как полусумму температур газов на входе в • поверхность нагрева &' и выходе из нее §":
$ =—~( оС>	(7-32)
7-19. Расчетный определяющий линейный размер принимается в зависимости от компоновки поверхности нагрева и характера омывания; его выбор указан в каждом из рассматриваемых ниже случаев теплообмена.
7-20. Коэффициент теплоотдачи конвекцией 1 при по-
1 Формулы для определения коэффициентов теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании выведены в результате исследований коридорных и шахматных пучков в диапазоне изменения критерия Рейнольдса от 1,5 • 103 до 100 • 10г. В обычно встречающихся случаях расчета котельных агрегатов числа Re не выходят за гц еделы указанных значений и проверка применимости формул не требуется.
перечном омывании коридорных пучков и ширм, отнесенный к полной поверхности труб '(по наружной окружности), вычисляется по формуле
X f wd \ °.бЕ
аж = 0,2СаСа — ( —— )	Рг°.33. ккал/(м2-ч,’ С).
(7-33)
Здесь Сг — поправка на число рядов труб по ходу газов, определяется в зависимости от среднего числа рядов в отдельных пакетах рассчитываемого пучка по выражениям:
при z2<10 Са=0,91 -1-0.0125 (г2 —2);
при г2 2? 10 Сг — 1;
С8 — поправка на геометрическую компоновку пучка, определяется в зависимости от относительных продольного Ог и поперечного Qi шагов по формуле
(7-34)
где Oi=si/d и O2=s2/rf.
При 02^2, а также при Oi^l,5 С8 = 1.
При Ог<2 и Oi>3 в формулу (7-35) подставляется значение Oi==3;
X — коэффициент теплопроводности при средней температуре потока, ккал! (м - ч- °C); определяется по п. 3-05;
•V — коэффициент кинематической вязкости при средней температуре потока, м2/сек-, находится по п. 3-03;
d — диаметр труб, л;
w — скорость теплоносителя, м!сек.
Критерий Прандтля Рг при средней температуре потока определяется согласно п. 3-08.
По формулам (7-33)—>(7-35) построена расчетная номограмма 12. Влияние изменения физических характеристик от температуры и состава газов на коэффициент теплоотдачи учитывается при помощи коэффициента Сф.
Для котлов, работающих с наддувом более 1,05 кгс1см\ коэффициент теплоотдачи конвекцией можно определять по той же номограмме. При этом расчетная скорость должна условно 'Находиться по объему газов при атмосферном давлении согласно формуле (7-21). Это относится и к другим случаям конвективного теплообмена в котлах под давлением.
7-21. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании шахматных1 пучков определяется по формуле
Л / wd \ °>6
ак=С8С2 -у— (—-—j Рг°>33, ккалЦз/Р-ч-®С), (7-35)
где С —коэффициент, определяемый в зависимости от относительного поперечного шага оч и значения
°i — 1 .
средний относительный диагональный шаг труб
Ог — относительный продольный шаг труб;
при 0,1 <<?0< 1,7 С8= 0,34?а°-’;
(7-37а)
1 Перекрестный пучок, в котором четные ряды труб
расположены под прямым углом к нечетным, рассчиты-
вается как обычный шахматный.
40
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева.
Рис. 7-3. К расчету сложно омываемых поверхностей.
при 1,7 < С 4,5 С,— 0 275<р0°-в для а, < 3	(7-376)
и
С, = 0,34^0.’ для а^З.О; (7-37в)
Сг — поправка на число рядов труб по ходу газов, определяемая по формулам:
при zr<J0 и а, < 3,0 Cz= 3,12z0.052— 2,5; (7-38а) прига<10 и «а,	3,0 Ся = 4z°-022 — 3,2; (7-386)
при za 10 Cz = 1.
где И', Н" — поверхности нагрева частей пучка с шагами s', s", м2.
7-23. При наличии в газоходе нескольких участков
с одинаковым характером омывания и различным диаметром труб расчет ведется по усредненному диаметру
пропорционально их поверхностям нагрева.
При этом усредняется величина 1/d и диаметр определяется по формуле
//] -}- 77 2 -J- ...
СР ~	х
расчетный
(7-40)
Остальные обозначения даны согласно п. 7-20.
По формулам (7-36)—(7-38) построена номограмма 13 для определения коэффициента теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании шахматных пучков дымовыми газами или воздухом.
7-22. При переменных по глубине или ширине газохода шагах труб пучка в расчет вводятся усредненяые по поверхности нагрева значения шага:
7-24. Для пучков, в которых трубы частично рас-
положены в шахматном порядке, частично — в коридорном, коэффициент теплоотдачи вычисляется отдель-
но для каждой части (при средних значениях температуры и скорости в пучке) и усредняется пропорционально поверхностям нагрева обеих частей по формуле
ав =
°тах^шах ~!~ акор^мор
з'Я'4-5"Н"+ ...
sef = Н" + ... ’
77шах 77кор
ккал/(м* ч °C). (7-41)
(7-39)
Если поверхность нагрева труб, расположенных в шахматном (коридорном) порядке, превышает 85%
Гл. 7. Расчет конвективных а ширмовых поверхностей нагрева
41
всей поверхности нагрева, пучок рассчитывается как шахматный (коридорный).
7-25. Для пучков, омываемых косым потоком, расчетная скорость вычисляется по сечению Fv согласно рис. 7-4. К значению коэффициента теплоотдачи, определяемому по формулам для поперечного омывания, при величине угла между направлением потока и осями труб |3<80о для коридорных пучков вводят поправку в виде постоянного коэффициента 1,07; для шахматных пучков поправку не вводят.
7-26. Коэффициент теплоотдачи прн продольном омывании поверхностей нагрева зависит от режима течения жидкости В котельных агрегатах, как правило, имеет место развитое турбулентное движение (дымовых газов, воздуха, воды, пара). Лишь в пластинчатых воздухоподогревателях, в которых течение характеризуется числами Рейнольдса менее 104, имеется переходная область от ламинарного к турбулентному режиму.
Ниже приведены формулы для определения коэффициента теплоотдачи при развитом турбулентном течении: общая для всех видов продольно обтекаемых поверхностен нагрева и для пластинчатых воздухоподогревателей при Re<104.
В регенеративных воздухоподогревателях, выполненных из волнистых листов, омываемых потоком под углом к волне, характер движения газов и воздуха отличается от чисто продольного. Для них приведены отдельные расчетные формулы.
7-27. Коэффициент теплоотдачи при продольном обтекании поверхности нагрева однофазным турбулентным потоком при давлении и температуре, далеких от критических, определяется по формуле
X / wdo \о,8
аж= 0,023-^-[j Pr°-4CfCdCi, ккал/(м2-чвС)
(7-42)
где А — коэффициент теплопроводности, ккалЦм • ч • °C), при средней температуре среды, определяемый для воздуха и дымовых газов по п. 3-05, для пара и воды — по табл. VI;
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/сек, при средней температуре потока, определяемый для воздуха и дымовых газов но п. 3-03, для пара и воды — по п. 3-02;
w — расчетная скорость, определяемая по п. 7-16, м[сек:,
ds — эквивалентный диаметр, м,
Рг — критерий Прандтля при средней температуре потока, определяемый для воздуха и дымовых газов по п. 3-08, для пара и воды — по табл. VII.
При течении в круглой трубе ее эквивалентный диаметр равен внутреннему. При течении в трубе некруглого сечения, в кольцевом канале и при продольном омывании пучков эквивалентный диаметр подсчитывается по формуле
4F
, м,	(7-43а)
где F — площадь живого сечения канала, мг;
и — полный омываемый периметр, м.
Для газохода прямоугольного сечения, заполненного трубами ширм или конвективных пучков:
/ nds\
4 lab—z I
• = 2(a+ b) + zml ’	(7-436)
где а и b — поперечные размеры газохода в свету, м; z — количество труб в газоходе;
d — наружный диаметр труб, м.
Рис. 7-4. К расчету площади живого сечения при косом омывании пучка.
Для узких вытянутых щелевых каналов (пластинчатые воздухоподогреватели) эквивалентный диаметр может быть принят равным удвоенной ширине щели:
Поправка Ct в общем случае зависит от температуры потока и стенки.
Для дымовых газов и воздуха поправка Ct вводится только при их нагревании
„ ( т \0’5
Ct= —)	•	(7-44а>
V
где Т — температура газа (воздуха), К;
Т’ст — температура стенки, к
При охлаждении газов Сг = 1.
В элементах котельного агрегата температура стенки при течении пара мало отличается от температуры среды, поэтому Ct = l.
Для регенеративных вращающихся воздухоподогревателей средняя температура стенки листов определяется по формуле
С1“ X, +х2	’
где •О’г и tB—средняя температура газов и воздуха;
Xi и Хг — см п. 7-14
Для воды и других капельных неметаллических жидкостей (Рг>0,7)
/ и. \я с.=(н ) 	(7-440)
\г^ст J
где л = 0,11 при нагревании жидкостей и 0,25—при охлаждении;
ц и р,ст—динамическая вязкость жидкости при средней температуре и при температуре стенки.
В элементах котельного агрегата температура воды высокая и вязкость слабо зависит от нее. Поэтому для воды, протекающей в котле, принимают С»=1.
Поправка С& вводится только при течении в кольцевых каналах и одностороннем обогреве (внутренней или наружной поверхности), определяется по рис 7-5; при двустороннем обогреве Cd = l.
Поправка на относительную длину Ct вводится в случае прямого входа в трубу без закругления при значениях //с?<50 и находится по номограмме 14 При продольном омывании газами поправка С< вводится для котельных пучков и не вводится для ширм.
Для воздуха и дымовых газов ак определяется по номограмме 14; для пара, исключая критическую область, — по номограмме 15; для некипящей воды при высоких температурах, вдали от критической области — по номограмме 16.
В помограмме 14 поправочный коэффициент С'ф учитывает не только влияние изменения физических характеристик, но и поправку Ct. В номограммах 14 и 16 коэффициентами Сф и Ct учитывается только изменение физических характеристик.
При определении поправки С'ф температура стен»* ки воздухоподогревателя принимается равной среднеарифметической температуре воздуха и газов.
42
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
Рис. 7 5 Поправка Cd для течения в кольцевых каналах.
1 — внутренний обогрев; 2 — наружный обогрев.
Для продольно обтекаемых ширм коэффициент теплоотдачи конвекцией вычисляется по формуле (7-42) или номограмме 14
7-28. Коэффициент теплоотдачи конвекцией для пластинчатых воздухоподогревателей при Re<104 определяется по формуле
ак = 0,00365 w Рг°.*, ккал/(м*-ч-’С).	(7-45)
Значения входящих в нее величин те же, что и в (7-42).
По формуле (7-45) построена номограмма 17.
При Re> 104 расчет ведется по формуле (7-42) или номограмме 14. Допустимость пользования номограммой 17 проверяется при помощи ее вспомогательных линий.
Рис. 7-6. Схемы набивок регенеративных воздухоподогревателей
а — с волнистыми дистанционнрующими листами; б — с гладкими дистанциснирующими листами; в — с гладкими листами.
7-29. Коэффициент теплоотдачи для вращающихся регенеративных воздухоподогревателей (РВВ) по газовой и воздушной сторонам определяется по следующей формуле *:
X fxsd d \
ак = А —- PrMCfClt ккал (л/2.у -С). (7-46)
Значения коэффициентов Ct и Ct определяются по п. 7-27.
Коэффициент А зависит от типа набивки.
Для набивки из волнистых и дистанционирующих листов Л = 0,027; из гладких и дистанционирующих А =0,021; для интенсифицированной набивки из одних волнистых листов (рис. 7-6) коэффициент А зависит от суммарной высоты волны а+Ь;
Л —0,027 при п+6 = 2,4 мм\
Л =0,037 при а+6 >4,8 мм.
По формуле (7-46) построена номограмма 18.
Эквивалентный диаметр набивки с!э определяется по общей формуле (7-43а) и равен: для интенсифицированной набивки — 9,6 мм, для неинтенсифицирован-ной — 7,8 мм, для холодной ступени, состоящей из гладких листов, — 9,8 мм .
Для эмалированных листов холодной ступени воздухоподогревателя значение коэффициента Л снижается на 5% в сравнении с металлическими листами.
При керамической набивке квадратного сечения Л =0,021.
Живое сечение для прохода газов и воздуха и поверхность нагрева РВВ Для набивок указанных типов определяются по формулам
Г=0,785Д2внхКРКл, -и2;
(7-47а)
Я=0,95  0,785Д1 2виКРйС,	(7-476)
где £)вн — внутренний диаметр ротора, м;
х — часть общего сечения РВВ, омываемая газом или воздухом;
Кр — коэффициент, учитывающий загромождение сечения ротора ступицей и перегородками; определяется, в зависимости от DBB по рис. 7-7;
Кл—коэффициент, учитывающий загромождение сечения ротора листами. Его величина в зависимости от эквивалентного диаметра набивки dz и толщины листа дл принимается по таблице (см ниже);
h — высота набивки, лц
С — двусторонняя поверхность нагрева в 1 м3 объема ротора (за вычетом объема ступицы и перегородок), м2/м3-, величина С в зависимости от эквивалентного диаметра набивки дана в нижеследующей таблице.
d9, мм	ММ		С, м*/м»
9,6	0,63	0,89	365
7,8	0,63	0,86	440
9,8	1,20	0,81	325
Коэффициент 0,95 в формуле (7-476) учитывает степень заполнения ротора листами поверхности нагрева.
Для холодной ступени РВВ живое сечение, рас-
1 Формула (7-46) обоснована опытами, проведенны-
ми при Re=l 000=16 000. В обычно встречающихся слу-
чаях нс выходят за пределы указанных значений Re, поэтому не требуется проверка применимости формулы.
Гл. 7, Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
43
считанное по формуле (7-47а), умножается на 1,02.
7-30. Для пучка, омываемого частично продольным и частично поперечным потоками, по средним расходу и температуре газов определяются скорости на участках с продольным и поперечным потоками и по соответствующим формулам (номограммам) — коэффициенты теплоотдачи для обеих частей поверхности нагрева.
Примеры условной разбивки смешанно омываемых пучков на продольно и поперечно омываемые участки и указания по определению сечений отдельных участков приведены на рис. 7-3.
При наличии нескольких одинаково омываемых участков с различными сечениями расчетное живое сечение усредняется по поверхностям нагрева участков по формуле (7-29).
в) Коэффициент теплоотдачи излучением продуктов сгорания
7-31. В расчете учитывается излучение трехатомных газов, а при сжигании твердых топлив— и взвешенных в потоке частиц золы. Количество тепла, переданное 1 м2 поверхности нагрева излучением (<ул, ккалЦм2 • ч), определяется при помощи коэффициента теплоотдачи излучением продуктов сгорания;
ап —	> ккал/(мг • ч  вС),	(7-48)
где Ф и t3 — температуры газов и наружной поверхности стенки с учетом загрязнений, °C.
7-32. Коэффициент теплоотдачи излучением продуктов сгорания находится по следующим формулам.
для запыленного потока (при учете излучения золы)
Ло -4-1
ая = 4,9-10“8 -у — аТ* X
ккал/(мг-ч-9Су,
(7-49)
для газового потока (при отсутствии золы)
-4— I
аж., = 4.9 10-аТ* X
ккал/(мг-ч-9С).
(7-50)
В этих формулах а3 — степень черноты загрязненных стенок лучевоспринимающих поверхностей; для расчета теплоотдачи излучением к котельным поверхностям нагрева принимается аэ=0,8; для шлакоулавливающих пучков а3™0,68; а — степень черноты потока
газов при температуре Т, определяемая по формуле a=l—e~kPs,	(7-51)
kps — суммарная’ оптическая толщина продуктов сгорания; для котлов без наддува принимается р— = 1 кгс[см2\
Т — абсолютная температура, К, продуктов сгорания; температура потока, °C, определяется по формуле (7-39);
Гэ — абсолютная температура загрязненной наружной поверхности, К.
По формуле (7-49) построена номограмма 19 для нахождения коэффициента теплоотдачи излучением запыленного потока (хл в зависимости от температур потока и стенки, а также от степени черноты продуктов сгорания, определяемой по номограмме 2.
Для получения коэффициента теплоотдачи излучением незапыленного газового потока значение ал, найденное по номограмме 19, умножают на коэффициент Сг, определяемый по вспомогательному полю этой номограммы.
7-33. Суммарная оптическая толщина запыленного газового потока рассчитывается по формуле
kps= (krra+k3np3n)ps.	(7-52)
Для незапыленного потока (продукты сгорания газообразных и жидких топлив) второе слагаемое равно нулю; его можно не вводить в расчет также при слоевом и факельно-слоевом сжигании твердых топлив.
Входящие в формулу (7-52) величины приведены ниже.
7-34. Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами krrD определяется по формуле (6-08) или номограмме 3 в зависимости от объемной доли водяных паров, температуры газов и произведения суммарного парциального давления трехатомных газов на эффективную толщину излучающего слоя.
Коэффициент ослабления лучей золовыми частицами ЛзлЦзл находится по формуле (6-13) или номограмме 4 в зависимости от температуры продуктов сгорания, типа топочного устройства и вида топлива.
7-35. Эффективная толщина излучающего слоя при излучении ограниченного со всех сторон газового объема на ограждающие поверхности определяется по формуле
s = 3,6, м,	(7-53)
г ст
где V — объем излучающего слоя, м3-,
Дет — площадь ограждающих поверхностей, м2.
Для гладкотрубных пучков формула (7-53) преобразуется к следующему виду:
s = 0,9rf —	, м-	(7-54)
для ширмовых поверхностей нагрева
1.8
-----------(7-55) А + В +“С"
где А, В, С — высота, ширина и глубина единичной камеры, образованной двумя соседними ширмами, м\
Si, Sz — усредненные по поверхности нагрева по (7-39) поперечный и продольный шаги труб, м.
Для пучков из плавниковых труб величину s, полученную по формуле (7-54), следует умножить на 0,4.
При расчете верхних ступеней воздухоподогревателей также учитывается излучение газов; эффективная толщина излучающего слоя принимается равной: для
44
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
трубчатых воздухоподогревателей 0,9d, для пластинчатых 1,86 (d— внутренний диаметр трубы, м; Ь— расстояние между пластинами в свету, м).
Для ребристых поверхностей нагрева из-за малой толщины излучающего слоя теплоотдача излучением продуктов сгорания не учитывается.
При наличии газовых объемов в пределах поверхности нагрева или перед ней величина а'л подсчитывается по указаниям п. 7-37.
7-36. При определении коэффициента теплоотдачи излучением ширмовых и конвективных перегревателей, испарительных ширм и настенных труб при сжигании твердого и жидкого топлив температура стенки труб принимается равной температуре наружного слоя золотых отложений на трубах и определяется по формуле
/	1 \ Вп
/8 = t + | е + — \ 77- (Q + Q«), °C,	(7-56)
г ле Q — тепловосприятие поверхности нагрева, определяемое из уравнений баланса (7-02) и (7-03) по предварительно принятой конечной температуре одной из сред, ккал)кг\
Qa — тепло, воспринятое поверхностью нагрева излучением из топки или из объема перед поверхностью нагрева, ккал!кг\
t — средняя температура среды, °C;
Н — поверхность нагрева, мг (рассчитывается по п. 7-01);
аг — коэффициент теплоотдачи от стенки к пару, определяемый по формуле (7-42);
е — коэффициент загрязнения, (.и2 • ч • °C) 1ккал.
Для шахматных перегревателей при сжигании твердого топлива, а также ширм при сжигании жидкого и твердого топлив е принимается по§7-Б,д. Для коридорных перегревателей и настенных труб, а также шахматных перегревателей при сжигании жидкого топлива ориентировочно принимают е=0,003; для коридорных перегревате ей и настенных труб при сжигании твердого топлива е=0,005 (л<2-ч • °C)/ккал.
В остальных случаях температура загрязненной стенки рассчитывается по формуле
°C,	(7-57)
Для фестонов, расположенных на выходе из топки, А/=80 °C.
Для одноступенчатых экономайзеров при •0/>400 °C, вторых ступеней двухступенчатых экономайзеров, переходных зон прямоточных котлов и котельных пучков котлов малой мощности при сжигании твердых и жидких топлив, а также древесины при шахматном и коридорном расположевии труб Д/=60°С.
Для первых ступеней двухступенчатых экономайзеров и одноступенчатых при ^400 °C, для шахматных и коридорных пучков при сжигании всех твердых и жидких топлив Д/=25°С. При сжигании газа для всех пЬверхностей нагрева принимают Д/=25°С.
Для вторых ступеней воздухоподогревателей температура стенки принимается равной полусумме температур газов и воздуха.
7-37. Тепло излучения газового объема на настенную поверхность нагрева, пучок, труб и отдельно стоящий ряд труб определяется по формуле
„	(^СР ^з) Bfjt
Ол = ап--------б-------, ккал/кг, (7-58)
где ал — коэффициент теплоотдачи . излучением, определяется по пп. 7-32—7-35 при средних значениях температуры газов в объеме Оср, объемных долей трехатомных газов rHjo и гп и концентрации золовых частиц р-зл’,
/з — температура загрязненной стенки труб, °C, определяется по п. 7-36;
Рис. 7-8. К учету излучения газовых объемов.
Ял—лучевоспринимающая поверхность нагрева, мг, определяется по п. 6-03.
Излучение газовых объемов, расположенных перед конвективными пучками или между ними, может учитываться приближенно путем увеличения расчетного коэффициента теплоотдачи излучением пучка ал по следующей формуле
ккал/(мг ч-°С),
хМА0.07 \ Ln J
(7-59)
где /п и /об — глубина (по ходу газов) рассчитываемого пучка и газового объема, м (рис. 7-8);
Тк — температура газов в объеме камеры (перед пакетом), К.
Коэффициент Л=0,3 при сжигании газа и мазута, 0,4 — при сжигании каменных углей и АШ, 0,5 — при сжигании бурых углей, сланцев и фрезерного торфа.
Тепло, переданное трубному пучку излучением газового объема, расположенного за пучком, незначительно и может не учитываться. Также может не учитываться излучение на ширмы газовых объемов, расположенных между их ступенями или за ними, так как степени черноты в этих объемах и ширмах близки. То же относится к фестонам.
г) Коэффициент теплопередачи в ребристых и плавниковых поверхностях нагрева
7-38. Для чугунных ребристых экономайзеров ЦККБ и ВТИ при помощи номограммы 20 по скорости и температуре газов непосредственно определяется коэффициент теплопередачи с учетом коэффициента тепловой эффективности. Кривая для экономайзера ВТИ построена с учетом эффекта систематической обдувки. Без обдувки коэффициент теплопередачи уменьшается на 20%.
7-39. Для чугунных ребристых и ребристо-зубчатых воздухоподогревателей, выпускаемых отечественными заводами, коэффициент теплопередачи, отнесенный к полной поверхности с газовой стороны Н, определяется по формуле
k =----j----------77— . ккал/{ w2 • ч • *С),	(7-60)
а1ПР	а2П Р 7/вн
где £ — коэффициент использования, определяемый по § 7-Б,д;
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
45
cinp, ctznp — приведенные коэффициенты теплоотдачи чистых труб с газовой и воздушной сторон, ккал/(мг • ч•°C); они учитывают сопротивление теплопереходу не только на поверхности, но и через металл ребер;
Н/Нъь— отношение полной поверхности с наружной (газовой) стороны к полной поверхности с внутренней стороны.
Ребристые трубы отличаются от ребристо-зубчатых только формой оребрения воздушной стороны.
Приведенный коэффициент теплоотдачи с газовой стороны для чистых труб, отнесенный к полной наружной поверхности, определяется по номограмме 21, построенной по формуле
A. fWSrm \0,72
а1ир = 0,0355 — ( -у5-	, ккал/(м*-ч °C),	(7-61)
лрб \ у J
где X — коэффициент теплопроводности при средней температуре потока, ккалЦм • ч -°C); определяется по п. 3-05;
v — коэффициент кинематической вязкости при средней температуре потока, м'/сек\ определяется по п. 3-03;
w — скорость газов, м/сек-, определяется по формуле (7-21);
$Рб — шаг ребер, м; принимается, как и другие размеры, по таблице и схемам номограммы 21.
Приведенный коэффициент теплоотдачи с воздушной стороны, отнесенный к полной внутренней поверхности, для труб с продольными ребрами внутри определяется по формуле
6,0 \ «„,=0.0109 1+^)х
X fesda \0,84
Хт- ( Т—)	> ккал/(м2 ч-*С).	(7-62)
\	’ J
Для труб с зубчатой внутренней поверхностью:
при Re^lO4:
г 1 7 \ «2пр = 0,0923 [
X fwd9 \o,66
“Ту ’ ^ал/(м2-ч-вС);	(7-63)
при Re<l О4
„ Г 2,4 \ X
«2пр = , 31	J X
U'd. \0,77
X	—J	> ккал.ЦмР'Ч- °C).	(7-64)
В этих формулах /Ор — длина оребренной части труб, .и; da — эквивалентный диаметр, м.
По формулам (7-62)—(7-64) построена номограмма 22.
7-40. Коэффициент теплопередачи чугунных плитчатых воздухоподогревателей Кусинского завода (типа Каблиц) определяется также по формуле (7-60)
Приведенные коэффициенты теплоотдачи чистых плит с газовой и воздушной сторон определяются по номоврамме 23.
7-41. Для плавниковых экономайзеров при сжигании мазута и газа коэффициент теплопередачи, отнесенный к полной поверхности труб с газовой стороны, опрёделяется по формуле
£=фа1Пр, ккалЦм2 • ч -°C),	(7-65)
где “ф — коэффициент тепловой эффективности, находится по § 7-Б,д;
«1пр — приведенный коэффициент теплоотдачи с наружной стороны, ккал!(м2 • ч•°C), определяется по п. 7-43.
Коэффициент теплоотдачи плавниковых экономайзеров при сжигании твердых топлив определяется по общей методике, изложенной ниже.
7-42. В последующих пунктах настоящей главы излагается общая методика, которая может быть использована для расчета теплопередачи в нестандартных ребристых элементах.
Для труб (плит), имеющих ребра с одной или обеих сторон, коэффициент теплопередачи, отнесенный к полной поверхности с газовой стороны, выражается так:
k——।--------1---jy—• ккал/(м2-ч ®С).	(7-66)
а/1пР агпр Г1вн
В этой формуле a'lup и агпр — приведенные коэффициенты теплоотдачи с наружной (газовой) и внутренней сторон.
Величина а')Пр в отличие от указанной в п. 7-39 ccinp учитывает передачу тепла через слой загрязнения. При наличии ребер только с газовой стороны вместо «2пр следует подставлять коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности стенки к обогреваемой среде аг. В расчетах экономайзеров влиянием 1/аг пренебрегают.
7-43. Приведенный коэффициент теплоотдачи с газовой стороны а'тр зависит от коэффициента теплоотдачи от омывающей среды R стенке cti, теплового сопротивления ребер и загрязняющего слоя
Для ребристых поверхностей нагрева теплоотдача излучением продуктов сгорания не учитывается HUi=aK (aK — коэффициент теплоотдачи конвекцией для ребристых поверхностей, ккалЦм2 • ч • °C); определяется по п 7-45).
Тепловое сопротивление ребер зависит от их толщины и формы, а также от коэффициента теплопроводности. По форме ребра подразделяются на два типа: с прямым и цилиндрическим основанием. К первым относятся ребра на плоской поверхности, продольные ребра на цилиндрической поверхности и поперечные наружные ребра на трубах, имеющих форму вытянутого овалр; ко вторым — круглые и квадратные поперечные ребра на круглых трубах. Проволочные стержни рассчитываются как ребра с прямым основанием.
Величина а'шр, отнесенная к полной поверхности с газовой стороны, определяется по формуле
<пр —J // £Н*+ /у 14-ефрбгхк • ккаЛ/ Iм2'4'* )
(7-67) где Н9ь/Н— отношение поверхности ребер к полной поверхности с газовой стороны.
Для круглых труб с круглыми ребрами
Ятл Я-Ярб где ~~р------jy---— отношение участков несущей по-
верхности без ребер к полной поверхности с газовой стороны;
46
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
Е — коэффициент эффективности ребра, определяемый в зависимости от формы ребер и параметров р/грб и Did по номограмме 24;
2фрбрк
(1 + еФрб°-к)
(7-68)
где D — диаметр круглого или сторона квадратного ребра, м\
d — диаметр несущей трубы, м\
Лрб и б — высота и средняя толщина ребра, м\
sP6 — шаг ребер, м\
Хм — коэффициент теплопроводности металла ребер, ккалЦм • ч • °C);
р — коэффициент, учитывающий влияние уширения ребра к основанию; определяется по номограмме 24 в зависимости от параметров |ЗЛрб и Y 62/61 (62 и 61 — толщина ребра у вершины и основания);
фрб — коэффициент, учитывающий неравномерную теплоотдачу по поверхности ребра, для ребер с прямым основанием (и проволочных стержней)— 0,9, с цилиндрическим—0,85;
в— коэффициент загрязнения, (м2 • ч • ^С^ккал, определяемый по § 7-Б,д.
Для цилиндрических стержней из проволоки в формулу (7 68) вместо б подставляется rfo/2, где do — диаметр проволоки.
7-44. Приведенный коэффициент теплоотдачи с воздушной стороны, отнесенный к полной поверхности внутренней стороны, агпр при наличии с этой стороны ребер определяется также по формуле (7-67) при е=0.
7-45. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании пучков труб с поперечными ленточными и шайбовыми ребрами определяется по номограммам 25 и 26, построенным по следующим формулам:
для коридорного пучка труб с круглыми ребрами:
X f d 0,54 ,
а, = 0,105С,С.— ( — ) X орб у*рб J
у	/WSnsA0’72
Х(-—)	( —— )	, ккал/(м2-ч-*С),	(7-69)
\ *рб /	\ v /
где Cz — поправочный коэффициент, учитывающий влияние числа поперечных рядов в пучке; при z<4 определяется по графику номограммы 25, при z^4 принимается равным 1;
Cs — поправочный коэффициент, учитывающий геометрическое расположение труб в пучке; при Ог^2 определяется по номограмме 25; при Ог>2,0 равен 1;
Gz=S2ld — относительный продольный шаг труб;
Лро и $рб — высота и шаг ребер, м.
Остальные обозначения те же, что и в формуле (7-61).
Для шахматного пучка труб с круглыми ребрами X / d \—0,54 ак = 0.23С-Ф °-2 — — V и	аТо $рб J 24
)	(	, )	, ккал/(м2-ч-°С),	(7-70)
\5рб J \	* /
где коэффициент С2 определяется по номограмме 26;
°! ~ 1
а'г— 1
— параметр, учитывающий геометрическое
расположение труб в пучке; и'г — средний относительный диагональный шаг труб.
Обозначения остальных величин те же, что в формулах (7-61) и (7-69). ,
Для труб с квадратными ребрами коэффициент теплоотдачи равен 0,92ак (ак — для круглых ребер с диаметром, равным стороне квадратного ребра).
7-46. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при протекании потока в трубе с внутренними продольными ребрами определяется так же, как для обычного случая продольного омывания, по формуле (7-42) или номограмме 14.
7-47. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании шахматных пучков .плавниковых труб, отнесенный к полной поверхности, определяется по номограмме 27, построенной по формуле:
X f wd \0,68
аж = 0.14С,?вМ*	. ккал/(м2-ч-°С), (7-71>
С2 — поправка на число рядов труб по ходу газов, определяемая по номограмме 27.
Остальные обозначения те же, что в формулах (7-61) и (7-70).
7-48. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омывании шахматных пучков труб с проволочным оребрением, отнесенный к полной поверхности:
“.— 2,55 s, ( rf j ( г/ J	Х
/ d \—о.б / ws„ \0,46
X —)	(“Г;	’ ккал/(м^ч-*С), (7-72)
где d — наружный диаметр трубы, м\
sB — шаг витка, м\
h — высота петли, м\ lo^Tidfz — шаг петли, м\
z—число петель на одном витке; •
а — ширина петли, мм (см. номогр. 28);
F/Fa — живое сечение в долях от полного (см. номогр. 28);
Н — полная поверхность нагрева на 1 м трубы, м2 (см. номогр. 28);
Дрб — поверхность проволочного оребрения на 1 м трубы, кг (см. номогр. 28);
G — масса 1 м трубы, кг (см. номогр. 28).
Остальные обозначения см. формулу (7-61).
По формуле (7-72) построена номограмма 28.
д) Коэффициенты загрязнения, использования и тепловой эффективности поверхностей нагрева
7-49. Коэффициенты загрязнения ширмовых поверхностей нагрева при пылевидном и слоевом сжигании топлива принимаются в зависимости от характеристик топлива и средней температуры газов в газоходе по рис. 7-9.
При сжигании нешлакующих углей (типа экиба-стузского) -е принимается по кривой /.
При сжигании умеренно шлакующих углей (АШ и Т с хорошим выжигом, каменные и бурые) е принимается: при наличии эффективной очистки — по кривой 2, без очистки — по кривой 3.
При сжигании сильно шлакующих топлив (типа фрезерного торфа и северо-западных сланцев) коэффициенты загрязнения принимаются по кривым 3 и 4.
При сжигании мазута принимают е=0,00б (м2 • чХ Х°С)/ккал независимо от избытка воздуха в топке и содержания серы в мазуте.
При сжигании газа е=0. Однако если газ сжигают после мазута пли пыли, то происходит частичная само-очистка поверхностей нагрева. В этом случае коэффициент загрязнения следует принимать средним между значениями для мазута (пыли) и газа.
Для ширм, расположенных в верху топки и па повороте газов в конвективные газоходы, коэффициент
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
47
Рис. 7-9. Коэффициенты загрязнения (а) и использования (б) ширмовых перегревателей.
I — нешлакующие угли типа экиба-стузского; 2 — умеренно шлакующие с очисткой; 3 — умеренно шлакующие без очистки и сильно шлакующие (типа фрезторфа) с очисткой: 4 — сланцы северо-западных месторождений с очисткой.
использования g принимается в зависимости от скорости дымовых газов по рис. 7-9: при wr^4 м!сек £=0,85*.
Ширмы, расположенные в верху топки на стороне, противоположной газовому окну, и занимающие часть сечения, рассчитываются вместе с топкой.
7-50. Для смешанно омываемых пучков, схематически изображенных на рис. 7-10, £=0,95.
7-51. Конвективные перегреватели и экономайзеры с коридорным расположением труб при сжигании всех видов топлив рассчитываются по коэффициентам тепловой эффективности; при сжигании твердых топлив последние принимаются в соответствии с табл. 7-1.
7-52. Шахматные пучки труб, в том числе плавниковых, при сжигании твердых топлив рассчитываются по коэффициентам загрязнения, величина которых зависит от скорости газов, диаметра и шагов труб, а также от фракционного состава золы, содержащейся в продуктах сгорания.
Коэффициенты загрязнения определяются по формуле
Е = СаСфР8о+|Ле, (м2 • ч °C)/ккал, (7-73)
где ео—исходный коэффициент загрязнения, зависящий от скорости газов и относительного продольного шага труб (рис. 7-11);
Cd — поправка на диаметр (рис. 7-11);
СфР — поправка на фракционный состав золы, характеризуемая величиной Рзо — содержанием частиц размером более 30 мкм, определяется по
* При отдельном расчете ступени ширм, свисающей над топкой и удаленной от газового окна (например, для определения температуры стенки) вследствие неполного омывания газами коэффициент использования снижается до 0,6 (см. рис. 6-2, поз. 1).
формуле:
р
Сфр= 1 -1,181g 3^.	• . (7-74)
При отсутствии надежных данных о фракционном составе золы топлива принимают: для углей и сланцев. СфР=1, для торфа Сфр=0.7.
Поправки Ле принимаются по табл. 7-2.
7-53. Фестоны котлов большой мощности и развитые котельные пучки котлов малой мощности при сжигании всех видов топлива рассчитываются по коэффициентам тепловой эффективности; их значения в зависимости от рода твердого топлива принимаются по табл. 7->1.
Таблица 7-1
Род сжигаемого топлива	Несбходнмость очистки	Коэффициент тепловой эффективности ф
АШ и тощие угли	Требуется	0,6
Каменные, бурые угли (кроме канско-ачин-ских),	промпродукты каменных углей	»	0,65
Подмосковный уголь	Не требуется	0,7
Бурые угли Канско-Ачин-ского месторождения, фрезторф и древесное топливо	Требуется	0,6*
Сланцы (северо-западные, кашпирский)		0,5
• При сжигании ирша-бородииских углей в котлах с полуразомк-нутой схемой пыле приготовленья коэффициент эффективности принимается равным 0,65.
Рис. 7-10. К расчету смешанно омываемых поверхностей нагрева.
48
Гл 7 Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
Таблица 7-2
Наименование поверхностей нагрева	Поправка Д» для			
	топлив, дающих сыпучие отложения (в том числе АЩ при Гуя >20%)	антрацитового штыба		канс ко-ачинских углей и сланцев с очисткой, фрез-торфа без очистки
		с очисткой дробью 		без очистки	
Первые ступени экономайзеров, одноступенчатые экономайзеры и др. при О' < <400 «С					
	0	0	0,002	0
Вторые ступени экономайзеров, одноступенчатые экономайзе-				
				
ры при 0'	400 *С и переходные зоны пря-				
МОТОЧНЬА котлов . .	0,002	0,002	0,005	0,003*
Шахматные пучки перегревателей . . .	0,003	0,003	0,005	0,004*
* При сжигании ирша-бороднкских углей с полуразомкнутой или разомкнутой схемой пыленрнготовлеиия Де снижается иа 0,002.
7-54. При сжигании мазутов все поверхности нагрева рассчитываются по коэффициентам тепловой эффективности.
При работе котлов с избытками воздуха ат>1,03 коэффициенты тепловой эффективности принимаются по табл. 7-3.
При сжигании мазута с избытками воздуха ат<1,03 и очистке поверхности нагрева дробью коэффициенты эффективности- для всех поверхностей нагрева увеличиваются против данных табл. 7-3 на 0,05; при сжигании мазута с малыми избытками воздуха (ат<1,03), но б«з дробевой очистки коэффициенты эффективности принимаются также по табл. 7-3.
При вводе в мазут твердых присадок (магнезит, доломит) с целью уменьшения коррозии поверхности нагрева коэффициенты эффективности вторых ступеней экономайзера, переходных зон и перегревателей в связи с ростом загрязнений должны быть снижены на 0,05. При вводе жидких присадок коэффициент эффективности для поверхностей нагрева, перечисленных в п. 1,2 Таблица 7-3
Наименование поверхности нагрева	ш , м]сек	Коэффициент тепловой эффективности ф*
1. Первые и вторые ступени	4—12	0,7—0,65
экономайзеров и переходные зоны с очисткой поверхностей нагрева дробью	12—20	0,65—0,6
2. Перегреватели, расположен-	4—12	0,65—0,6
ные в конвективной шахте, при очистке дробью, а также коридорные — в горизонтальном газоходе, без очистки; котельные пучки котлов малой мощности, фестоны	12—20	0,6
3. Экономайзеры котлов малой мощности (при температуре воды на входе 100 ®С и ниже)	4—12	0,55—0,50
• Большее значение ф соответствует меньшей скорости
табл. 7-3, не изменяется; для экономайзеров котлов малой мощности — повышается на 0,05.
При сжигании мазута коэффициенты тепловой эффективности поверхностей нагрева высоконапорных парогенераторов, имеющих регулярную обдувку, также принимаются по табл. 7-3 в зависимости от скорости газов в газоходе с добавкой 0,05 при ат<1,03.
7-55. При сжигании газа все поверхности нагрева рассчитываются по коэффициентам тепловой эффективности: для первых ступеней экономайзеров и одноступенчатых экон майзеров, в том числе плавниковых я ребристых, при О'<400оС принимают ф=0,9; для вторых ступеней экономайзеров, перегревателей и других поверхностей нагрева, в том числе плавниковых и ребристых, при '0,/>4ОО°С ф=0,85. <
При сжигании газа после мазута коэффициенты тепловой эффективности следует принимать средними между значениями для газа и мазута; при сжигании газа после твердого топлива (без остановки котла на чистку) — по твердому топливу.
7-56. При сжигании смеси топлив коэффициенты загрязнения или эффективности принимаются по более загрязняющему топливу.
7-57. При поперечно-продольном омывании гладкотрубных пучков коэффициенты загрязнения или тепловой эффективности определяются отдельно для поперечно и продольно омываемых участков по средним скоростям в каждом из них. Коэффициенты загрязнения или тепловой эффективности продольно омываемых участков, а также температура стенки принимаются по тем же данным, что и при поперечном омывании.
При поперечно-продольном омывании ширм коэффициенты загрязнения определяются отдельно для поперечно и продольно омываемых участков по средним температурам газов в них. Коэффициенты использования поверхности ширм £ также определяются по средним скоростям газов в них. Усреднение величин е и £ производится пропорционально поверхностям нагрева отдельных участков (по рис. 7-3).
7-58. Коэффициенты загрязнения пучков труб с поперечными ребрами при сжигании твердых топлив определяются по рис. 7-11. При сжигании мазута и древесного топлива е=0,02, газового топлива в=0,005.
Для типовых чугунных ребристых экономайзеров ЦККБ и ВТИ рекомендуется пользоваться значениями коэффициентов теплопередачи, непосредственно определяемыми по номограмме 20.
7-59. Коэффициенты использования трубчатых воздухоподогревателей без промежуточных трубных досок (при движении газов в трубах), пластинчатых и чугунных ребристых воздухоподогревателей табл. 7-4.
Таблица 7-4
Вид топлива	Коэффициент использования различных воздухоподогревателей			
	трубчатых без промежуточных трубных досок		пластинчатых	чугунных ребристых
	Нижние ступени	Верхние ступени		
АШ, фрезерный торф		0,80	0,75	0,85	0,75
Мазут и древесное топливо ....	0,80	0,85	0;70	0,70
Все остальные топлива 		0,85	0,85	0,85	0,80
Примечание. При сжигании фэезерног > тчрра применение чугунных ребристых воздухоподогревате чей не рекомендуется.
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
49
«9
Рис. 7-11. Коэффициенты загрязнения при сжигании твердых топлив.
а ж б — шахматных гладкотрубных пучков; в — пучков труб с поперечными ребрами.
<59
Для трубчатых воздухоподогревателей с 'промежуточными трубными досками между отдельными ходами коэффициент использования снижается на 0.10 при одной доске (в двух- и трехходовых ступенях) и на 0,15— при двух (в трех-, четырех- и пятиходо^ых ступенях).
Коэффициент использования регенеративных воздухоподогревателей принимается для всех топлив (твердых, газа и мазута) равным 0,8—0,9; меньшее значение при присосах воздуха © РВВ Acinn^ 0,2-4-0,25, большее— при ДаВп=0,15.
'Приведенные выше значения коэффициентов использования воздухоподогревателей всех типов при сжигании мазутов даны для случая, когда в нижней ступени нет влажных отложений (т. е. температура воздуха на входе в воздухоподогреватели не ниже 80 °C при трубчатых и не ниже 60 °C при .регенеративных).
При сжигании мазута с коэффициентом избытка воздуха ат>1,03 и при температуре воздуха перед воздухоподогревателями ниже 80 °C для трубчатых и 60 °C для регенеративных коэффициент использования снижается на 0,1.
Коэффициент использования паровых и водяных калориферов с проволочным оребрением принимается равным 0,95.
7-В. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ НАПОР
7-60. Температурный напор Ы, т. е. усредненная по всей поверхности нагрева разность температур обогревающей и обогреваемой сред, зависит от взаимного направления движения сред. Если температура одной среды в пределах поверхности нагрева не изменяется, то этой зависимости нет.
7-61. Все сказанное ниже о влиянии взаимного направления движения участвующих в теплообмене сред относится к случаю сравнительно небольшого изменения водяного эквивалента 1 каждой, из них з пределах поверхности нагрева. Это условие не выполняется в перегревателях высокого давления (свыше 125 кгс[см2) и с высокой начальной влажностью пара, переходных зонах и «кипящих» экономайзерах. Во всех этих поверхностях водяной эквивалент изменяется за счет изменения агрегатного состояния или теплоемкости.
7-62. Схема включения, при которой обе среды на всем пути движутся параллельно навстречу друг другу, называется противоточной, а в одну сторону — прямоточной. Температурный напор для обеих схем опреде-
1 Произведение расхода среды на теплоемкость.
4—1297
50
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
Схема III
Т2=&-&"
б)
О'
.4
t' в'
<9
t в'
Трехходовой, теплообменник (кривая в)
Чешырехходовс' теплообменник (кривая 4)
Одноходовой теплообменник (кривая!)
Двухходовой теплообменник (кривая 2)
в)
&

С

t
&
К
5' '
Рис. 7-12. Схемы к расчету температурного напора.
а — с последовательно-смешанным током; б — с параллельно-смешанным; в — с перекрестным.
ляется как среднелогарифмическая разность температур по формуле
А/ д/в-д/м ФГ
Ш =-------ГГ~ . '-ч
2’3'Едй;
(7-75)
где Д/в — разность температур сред в том конце поверхности нагрева, где она больше, °C;
Д/м— разность температур на другом конце поверхности, °C.
В тех случаях, когда Д/б/Д/м<1,7, температурный напор можно с достаточной точностью определять как среднеарифметическую разность температур:
Д/
-с,
О  t — средние температуры обеих сред, ®С
(7-76)
Для случаев, когда температура одной из сред постоянная, температурный напор также рассчитывается по формуле (7-75) или (7-76).
7-63. Наибольший возможный температурный напор достигается при противотоке, наименьший — при прямотоке, при всех прочих схемах включения получаем промежуточные значения. Поэтому если выполняется условие
Д^пРм 0,92Д/пР1	.	(7-77)
(Д/пры и Д/прт—средние температурные напоры для случаев прямотока и противотока), то температурный напор для любой сложной схемы включения может быть определен по формуле
. .с. (7.78)
7-64. Ниже даются указания по расчету температурного напора для схем, отличных от чистого противотвва и прямотока.
Гл. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
51
Различают схемы с параллельным и перекрестным токами обменивающихся теплом сред. К первым относятся схемы с последовательно- и параллельно-смешан-
ными токами.
Температурные напоры для этих схем определяются
по формуле
Д#=фД/прт, °с,
(7-79)
где ф — коэффициент пересчета от противоточной схемы к более сложной, определяемый по соответствующим номограммам (см. ниже).
7-65. В схеме с последовательно-смешанным током поверхность нагрева состоит из двух участков, включенных последовательно по обеим средам; при переходе из одного участка в другой изменяется взаимное движение обеих сред.
По этой схеме с разными сочетаниями участков 'выполняются перегреватели и экономайзеры.
Для схем последовательно-смешанного тока (рис. 7-12) коэффициент ф определяется по номограмме 29. Эти схемы характеризуются тем, что участки с более низкими температурами обеих сред совмещены (т. е. помещены ,в одном газоходе); при этом в схемах I и И первая часть (но ходу греющей среды) включена по прямотоку, вторая —по противотоку, а в схеме III — наоборот.
Для пользования номограммой 29 необходимо вычислить безразмерные определяющие параметры:
(7-80)
Р =	(7-81)
R^~r~	(7-82)
(Н и ЯПрм — поверхности нагрева—полная и прямоточного участка, мг\ Ti и Тг — полные перепады температур, °C).
Для схем I и II = —О"; Tz=t"—Г;
для схемы III Xi=t"—f; Хг—W—ft".
Обозначения температур даны на схемах.
Номограмму 29 нельзя применять для расчета поверхностей нагрева, включенных по схемам последовательно-смешанного тока, отличным от указанных на ней. Кривые, приведенные на номограмме, нельзя экстраполировать; при значениях определяющих параметров, выходящих за пределы номограммы, а также при отличающихся схемах последовательно-смешанного тока расчет температурного напора ведется отдельно для противоточного и прямоточного участков.
7-66. В схеме с параллельно-смешанным током (рис. 7-12) поверхность нагрева состоит из нескольким участков, включенных последовательно по одной из сред (многоходовой) и параллельно — по другой (одноходовой). При расчете температурного напора безразлично, является ли одноходовой греющая или обогреваемая среда.
Коэффициент ф для схем с параллельно-смешанным током определяется по номограмме 30, линии левой ее половины используются для соответствующих схем включения
кривая 1 — для схем с двумя ходами многоходовой среды, причем оба хода с прямотоком по отношению к одноходовой среде;
кривая 2 — для схем с тремя ходами многоходовой среды, из которых два с прямотоком и один с противотоком по отношению к одноходовой среде;
кривая 3— для схем с двумя ходами многоходовой среды, из которых один (безразлично, первый или второй) с противотоком, а другой — с прямотоком по отношению ч одноходовой среде. Эта кривая исполь
зуется и для расчета схем с любым четным количеством ходов при равном количестве противоточных и прямоточных;
кривая 4 — для схем с тремя ходами многоходовой среды, из которых два с противотоком и один с прямотоком по отношению к одноходовой среде;
кривая 5 — для схем с двумя ходами многоходовой среды, причем оба хода с противотоком по отношению к одноходовой среде.
Коэффициент ф для схем с нечетным количеством ходов, большим трех, принимается равным полусумме значений ф, определенных по кривым 3 и 2 или 3 и < в зависимости от того, каких ходов больше — прямо-или противоточных.
Для пользования номограммой 30 необходимо вычислить безразмерные параметры:
=	п-83)
(7-84)
где ft' и f — начальные температуры греющей и обогреваемой сред, °C;
Тб—полный перепад температур той среды, где он больше, чем перепад температур второй среды тм, °C.
7-67. Номограмма 30 построена для условия полного перемешивания одноходовой среды. Установка продольных перегородок, разделяющих одноходовую среду на параллельно текущие несмешивающиеся потоки, несколько увеличивает температурный напор. Но при ф>0,8 это увеличение незначительно, поэтому номограммой можно пользоваться для всех случаев независимо от наличия перегородки.
Номограмма 30 построена для условий равенства поверхностей нагрева различных ходов. С достаточной точностью ею можно пользоваться и для случаев, когда
(Япрт и ЯПрм'—поверхности нагрева противоточной н прямоточной частей *, мг).
7-68. При схеме с перекрестным током 2 направления потоков обеих сред взаимно перекрещиваются. Температурный напор для перекрестного тока зависит в основном от количества ходов и общего взаимного направления потоков сред (прямоток или противоток). Схемы перекрестного тока с различным числом ходов показаны на рис. 7-12.	»
Условия перемешивания в пределах ходов и между ними при ф>0,85 слабо влияют на величину температурного напора. Поскольку применение поверхностей
1	В случае, если	выходит за пределы,
приведенные в неравенстве, коэффициент ф для схем с двумя ходами многоходовой среды (один противоточный и другой прямоточный) определяется по формуле;
,	1 — Р
12 1 — PR
(/?—1)1£Г	1+ix)
2	Схемы, у которых число ходов не превышает четырех; при большем числе ходов они рассматриваются как противо- или прямоточные.
52
Г л. 7. Расчет конвективных и ширмовых поверхностей нагрева
с ф<0,8ч-0,85 не рекомендуется, условия перемешивания лри определении температурного напора для перекрестного тока при построении номограммы приняты для всех случаев расчета элементов котельных агрегатов одинаковые: обе среды перемешиваются только между ходами. Такое упрощение вполне допустимо, так как при движении воздуха или газов .в межтрубном пространстве перемешивание в перпендикулярной потоку плоскости очень незначительное.
Коэффициент ф определяете» по номограмме 31, линии левой ее половины используются для различного числа ходов:
кривая 1 — для однократно, прямая 2 — для двукратно, кривая 3 — для трехкратно, кривая 4— для четырехкратно перекрестного тока.
Для пользования номограммой предварительно вычисляются те же безразмерные параметры, что при параллельно-смешанном токе:
р____~__• р
Как видно из обозначения величин, входящих в определяющие параметры, нет необходимости различать условия перемешивания греющей и обогреваемой сред.
7-69. Номограмма 31 пригодна для расчета схем с многократно перекрестным током только при общем противоточном взаимном направлении потоков. При общем прямоточном направлении по найденным значениям параметров Р и R рассчитывается степень нагрева для каждого хода теплообменника:
l-[l-P(/?+l)]1Z"	(7 R-,
Р+ ]	(7-8о)
где п — число ходов в рассчитываемом теплообменнике.
По величинам Pt и R при помощи кривой 1 номограммы 31 определяется коэффициент ф для всего теплообменника.
7-70. Линии номограммы 31, предназначенные для определения температурного напора при многократно перекрестном токе, построены для случая равенства поверхностей нагрева различных ходов. Однако, когда иоверхности нагрева отдельных ходов разнятся не более чем на 20% и при этом определенный по номограмме для всей поверхности нагрева коэффициент ф>0,90. рекомендуется также пользоваться этой номограммой.
При большем расхождении поверхностей нагрева разных ходов или меньшем значении коэффициента ф расчет температурного напора ведется раздельно по участкам (п. 7-71).
Участки выделяются таким образом, чтобы поверхности ходов в пределах каждого были одинаковы или разнились не более чем на 20%. После этого для каждого участка определяются температурные напоры по соответствующей кривой номограммы 31.
7-71. В тех случаях, когда схема включения поверхности нагрева отличается от рассмотренных ранее и не выполняется условие Д£Прм>0,92Д£Прт, расчет температурного напора производится по отдельным участкам поверхности нагрева. При этом так же, как и при выводе среднего температурного напор i для разобранных схем, коэффициент теплопередачи в щеделах поверхности нагрева принимается постоянным. Задаваясь значением промежуточной температуры одной из сред, следует определить из уравнения теплового баланса соответствующую ей температуру второй среды и по ней рассчитать температурные напоры на участках. Правильность подбора промежуточных температур проверяется выполнением условия:
Q, LtJH1 Qz
(7-86)
где Qi м Q2 — тепловосприятие каждого участка на 1 кг одной из сред, определяемое с учетом принятой промежуточной температуры, ккал!кг. Если участок воспринимает излучение из топки, то в формулу (7-86) подставляется величина Q без учета по-
следнего;
Н и At— соответственно поверхность нагрева и температурный напор каждого участка. Средний для всей поверхности нагрева температурный напор находится по формуле
., __Д/2//2	#
ДГср— Нх + Нг ’
(7-87)
7-72. В случаях значительных изменений теплоемкости одной из сред (.пара при высоком давлении, см. п. 7-61), а также изменения агрегатного состояния среды в пределах рассчитываемой поверхности нагрева (переход от подогрева к испарению и от испарения к перегреву) непосредственное определение температурного напора для всей поверхности нагрева по конечным температурам приводит к значительной погрешности. Общим в этом случае является расчет температурных напоров для отдельных участков, на которых суммарная теплоемкость принимается постоянной с последующим усреднением этих напоров по формуле
д^ср = qJ1 %;	• °с>	(7-88)
где Q — тепловосприятие участков на 1 кг одной из сред, ккал/кг;
At — температурные напоры на участках, °C.
В некоторых случаях при переменной теплоемкости одной из сред можно пользоваться упрощенными способами расчета температурного напора.
7-73. Для «кипящих» экономайзеров, включенных по противотоку, при паросодержании среды на выходе х<30%, достаточная точность определения температурного напора получается при подстановке вместо конечной температуры воды условной /Усл:
Дг’тг
^усл = /кип + -у-. °C,	(7-89)
где Aie=i"—— изменение энтальпии в процессе парообразования, ккал/кг-,
I" — энтальпия среды на выходе из экономайзера, ккал/кг\
— энтальпия кипящей воды при давлении в барабане, ккал/кг-,
/киц — температура кипения, °C.
Применимость такого способа расчета ограничена наименьшими значениями разности температур газов и воды на «холодном» конце экономайзера или отдельно рассчитываемой его ступени при заданных температурах воды на входе в экономайзер и давлении в котле. При разности температур на «холодном» конце меньшей, чем в приведеняной ниже таблице, расчет температурного напора следует вести по участкам.
Давление в котле р, кгс/см*	 Температура воды при входе в ступень экономайзера ?, *С	<14 >20	100—139	>14 140—179	>180
Наименьшая разность температур, *С . .	>100	>150	>110	>80
7-74. Перегреватели или отдельные их ступени с высокой начальной влажностью пара (после пароохлади-
Гл 8. Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
53
теля) при условии
(1 — х) Г ------7-<0,12	(7-90)
следует рассчитывать без учета начальной влажности пара.
В уравнении (7-90) г — теплота испарения, ккал]кг\ (1—х) —влажность поступающего в перегреватель пара; 1’пе и ix — энтальпии перегретого и влажного пара, ккал/кг.
Если перегреватель двухступенчатый и температурный напор первой ступени рассчитывается отдельно, выполнение условия (7-90) следует проверять для этой ступени. При несоблюдении условия (7-90) температурные напоры участков испарения и перегрева рассчитываются отдельно и усредняются по формуле (7-88).
Если условие (7-90) не выполняется в перегревателях, включенных по схеме последовательно-смешанного тока, расчет по участкам производится следующим образом.
Часть прямоточной поверхности (см. п. 7-65) на участке перегрева приближенно определяется по выражению
77прм
Л = —
Н
(I — х) г
^пе ^х
(7-91)
(/•/ — поверхность нагрева всего перегревателя, м2).
Далее по конечным температурам газов и пара для участка перегрева определяют параметры Р, R и температурный напор при противотоке. По номограмме 29
находят коэффициент ф и температурный напор для участка перегрева.
Если параметры Р и R для участка перегрева выходят за пределы кривых номограммы 29, расчет температурного напора ведется отдельно для обоих ходов по промежуточным температурам газов и пара. После выбора промежуточных температур рассчитывают по формуле (7-87) средний температурный напор для -первого (по пару) хода перегревателя и по формуле (7-86)) проверяют правильность выбора температур между ходами. В случае невыполнения условия (7-86) эти температуры уточняются.
Усреднение температурных напоров для участков перегрева и испарения производится по формуле (7-88).
Расчет температурного напора в перегревателе с высокой начальной влажностью пара, включенном по схеме параллельно-смешанного тока, производится аналогичным путем. Условно принимается, что газоход разделен между ходами продольной перегородкой и отношение расходов газов по частям газохода равно отношению поверхностей нагрева соответствующих ходов. Коэффициенты теплопередачи для различных ходов при нимаются одинаковыми. Задаются температурой пара между ходами, по ней и известным температурам пара на входе и выходе из перегревателя, а также температуре газов перед поверхностью из уравнения баланса определяется температура газов за каждым ходом.
После этого проверяется по уравнению (7-86) правильность принятого значения промежуточной температуры пара. Температурный напор для хода, состоящего из испарительной и перегревательной частей, рассчитывается по формуле (7-88).
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО МЕТОДИКЕ РАСЧЕТА КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА
8-А. ПОРЯДОК И ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА
8-01. При конструктивном расчете котельного агрегата или отдельных его элементов по заданным температурам дымовых газов и обогреваемой среды определяется тепловосприятие каждого элемента, после чего рассчитываются температурный напор и коэффициент теплопередачи, а из уравнения теплообмена (п. 7-01) находится величина поверхности нагрева.
8-02. Поверочный расчет котельного агрегата или отдельных его элементов является более общим случаем, так как при проектировании новых агрегатов поверхности нагрева отдельных элементов определяются соображениями компоновки, и последующим поверочным расчетом уточняется их тепловосприятие.
При поверочном расчете всего агрегата неизвестны не только промежуточные температуры дымовых газов и внутренней среды, по и конечные температуры уходящих газов, подогрева воздуха и иногда перегрева пара. Для выполнения расчета приходится задаваться этими температурами и уточнять их путем последовательных приближений.
При поверочном расчете отдельных конвективных поверхностей обычно задаются температура и энтальпия каждой из сред только на одном конце поверхности нагрева. Для определения энтальпии обеих сред на втором конце приходится задаваться величиной тепловос-приятия и уточнять ее путем последовательных приближений.
Так как 'выполнение последовательных приближений сильно усложняет расчет, ниже даются некоторые рекомендации о порядке и последовательности расчета отдельных конвективных поверхностей нагрева и всего агрегата в целом применительно к более сложному поверочному расчету.
8-03. Расчет котельного агрегата должен обеспечивать необходимую точность определения основных пара метров, в первую очередь температур перегретого пара и уходящих газов.
При оценке достижимой точности расчета следует учитывать, что некоторые расчетные 'величины, например коэффициенты теплопередачи, определяются со сравнительно большими погрешностями. Поэтому нет необхо димости выполнять расчет с более высокой точностью последовательных приближений, чем рекомендовано ниже, так как это лишь увеличивает объем вычислительной работы.
8-04. При поверочном расчете конвективной поверхности предварительно оценивают конечную температуру и энтальпию одной из сред и по уравнению теплового баланса (п. 7-02) определяют по принятой температуре тепловосприятие поверхности и конечную энтальпию второй среды. После этого рассчитывают коэффициент теплопередачи и температурный напор и по уравнению теплообмена (п. 7-01) определяют величину тепловос-приятия поверхности нагрева, отнесенного к 1 кг (1 топлива.
Если полученное из уравнения теплообмена значение тепловосприятия QT отличается от определенного
Гл 8 Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
54
Q					I Л-	
					f\	
					I	
	Q.6	X			-l~ i	
			' I 		h“ I	
		у /	I I		1 "1 ' 1	
		/	I I		1	^6
			I I		1 _1_	9
Рис. 8-1. Графическое определение расчетной темпера-туры 0"р.
по уравнению баланса Qe не более чем на 2% (в отдельных случаях, указанных ниже, и больше), расчет поверхности не уточняется. Окончательными считаются температура и тепловосприятие, вошедшие в уравнение баланса.
При большем расхождении QT и Q6 принимают новое значение конечной температуры и повторяют расчет.
Если при первом приближении величина QT оказалась больше Qe, то значение конечной температуры для второго приближения принимается таким, чтобы разница между температурами дымовых газов на входе и выходе была больше, чеМ при первом приближении, и наоборот
Для второго приближения целесообразно -выбирать значение температуры, отличающееся от принятого при первом приближении не более чем на 50 °C. В этом случае коэффициент теплопередачи не пересчитывается. Следует пересчитать только температурный напор и тепловосприятие излучением и заново решить уравнения баланса и теплообмена.
Если после второго приближения расхождение QT я Qc окажется больше указанного предела, истинную температуру находят при помощи линейной интерполяции.
При аналитической интерполяции расчетное значение искомой конечной температуры определяется из равенства:

(<Э«—О,)»
(Qe Ст) j	(Qe — Qi) 11
(8-01)
индексы I и II относятся соответственно к первому и второму приближениям. Интерполяция может быть проведена графически, порядок определения искомого значения •0% ясен из рис. 8-1.
Если найденное путем интерполяции расчетное значение температуры отличается от того, по которому определялся коэффициент теплопередачи, не более чем на 50 °C, то для завершения расчета необходимо по этой температуре уточнить только тепловосприятие и искомую температуру тепловоспринимающей среды из уравнения баланса. При большем расхождении необходимо по этой температуре повторить расчет, включая определение коэффициента теплопередачи и температурного напора.
8-05. Расчет агрегата в целом при одноступенчатой компоновке хвостовых поверхностей нагрева рекомендуется вести в следующей последовательности.
Оцениваются температуры уходящих газов и подогрева воздуха, определяются тепловые потери, к. п. д. агрегата и расход топлива.
После этого рассчитываются температура газов на выходе из топки и методом последовательных приближений температуры за последующими поверхностями нагрева, до экономайзера.
Расчет тепловосприятия экономайзера производится также путем последовательных приближений. В этом случае известны температура газов на входе ® экономайзер, определенная из расчета предыдущей поверхности нагрева, и температура воды на входе в экономайзер. Рассчитывается температура газов и воды за экономайзером.
При расчете ’воздухоподогревателя известны температура газов на входе (из расчета экономайзера)» и температура воздуха, подаваемого в агрегат. Путем последовательных приближений определяются температуры уходящих газов и горячего воздуха.
Если полученная температура уходящих газов отличается от принятой в .начале расчета не более чем на ±10 °C, а температура горячего .воздуха—не более чем на ±40 °C, расчет теплообмена в котле считается закопченным и найденные температуры окончательными, так как следующее приближение может уточнить их только на 2—3 °C. (При ошибке в оценке температуры подогретого ’воздуха до 40 °C температура на выходе из топки изменится не более чем на ±40 °C, что практически не скажется на точности расчета последующих поверхностей нагрева.)
Уточняют с учетом полученного значения температуры уходящих газов потерю тепла с уходящими газами, к. п. д. агрегата и расход топлива, по расчетному значению температуры горячего воздуха и полученной ранее температуре газов на выходе из топки (по формулам гл. 6) — тепловосприятие лучевоспринимающих поверхностей, отнесенное к 1 кг топлива.
Затем определяется расчетная невязка теплового баланса агрегата:
Z1Q — Q p7jK , — Qjj -j- QK -f- Qn-з +
+ Qne “Ь Овт + Q»K Г1 — 100 * ккал/к •	(8-02)
где Q«, Qn.B, Qne, Qbt, Qsk—количества тепла, воспринятые лучевоспринимающими поверхностями топки, котельными пучками, переходными зонами прямоточных котлов, первичным и вторичным перегревателями (кроме радиационных) и экономайзером; в формулу подставляются значения, определенные из уравнений баланса.
При правильном выполнении расчета величина невязки не должна превышать 0,5% Q₽₽-
Если температура уходящих газов отличается от принятой в начале расчета более чем на ±10 °C или расхождение между принятым и расчетным значениями температуры горячего воздуха больше ±40 °C, расчет необходимо повторить. Для этого задаются новыми значениями температур уходящих газов и горячего воздуха, равными найденным из первого расчета или близкими к ним, в зависимости от полученного при первом расчете расхождения этих величин.
Если расхождение значений температуры уходящих газов, принятых при первом <и втором приближениях, приводит к изменению расчетного расхода топлива не более чем на 2%, коэффициенты теплопередачи конвективных поверхностей нагрева при втором приближении не пересчитываются: уточняются только температура, температурные напоры и тепловосприятие по всему тракту.
8-06. Порядок расчета при двухступенчатой компоновке хвостовых поверхностей ^нагрева в основном та
Гл. 8 Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
55
кой же, как .указано в и. 8-05. Ниже изложены необходимые изменения его.
После расчета всех поверхностей нагрева, расположенных по ходу газов до второй1 ступени экономайзера, известна только температура газов на входе в эту ступень. Нужно задаться значением энтальпии воды на выходе из экономайзера, для чего составляется следующее уравнение:
D
г) ( пе 4* Д£'п.о)
Q
г~ур" (Qu 4~ Qk Ч-Оа.в	Фие 4~	ккал/кг, (8-03)
8«	_____ jx-
где iue— энтальпия перегретого пара перед главной паровой задвижкой, ккал! кг \ D3K — расход воды через экономайзер, кг/ч\ Д1п.о — тепловосприятие пароохладителя с впрыском собственного конденсата или поверхностного при возврате охлаждающей воды в экономайзер, ккал!кг. Если охлаждающая вода из пароохладителя вводится в пароводяной тракт за экономайзером, то в формуле (8-03) Ain.o не учитывается Остальные обозначения те же, что в п. 8-05.
По найденной величине г"Эк определяется температура воды на выходе из экономайзера. По ней и известной температуре газов на входе рассчитывается методом последовательных приближений 'вторая ступень экономайзера.
Температура газов на входе во вторую ступень воздухоподогревателя известна из расчета предыдущей поверхности нагрева. Эта ступень рассчитывается по значению температуры горячего воздуха, принятому в расчете топки.	।
Первая ступень экономайзера рассчитывается по известной из расчета предыдущей поверхности нагрева температуре газов и заданной температуре воды на входе в ступень. Путем последовательных приближений определяются температуры газов и воды на выходе из рассчитываемой ступени экономайзера; в общем случае найденная температура на выходе из первой ступени может не совпадать с рассчитанной температурой воды на входе во вторую ступень.
Расчет первой ступени воздухоподогревателя ведется по известной из расчета предыдущей поверхности температуре газов и заданной температуре воздуха на входе в воздухоподогреватель. Путем последовательных приближений определяются температуры уходящих газов и горячего воздуха на выходе из рассчитываемой ступени. В общем случае эти температуры могут не совпадать с принятыми .в начале расчета температурами уходящих газов и подогретого воздуха на входе во вторую ступень воздухоподогревателя.
Если полученная температура уходящих газов отличается от принятой не более чем на ±10 °C и невязки между промежуточными значениями температур воды и воздуха, определенные из расчета обеих ступеней экономайзера и воздухоподогревателя, не превышают ±10 °C каждая, расчет теплообмена в котле считается законченным. Уточняются балансовые величины и определяется невязка баланса согласно указаниям п. 8-05.
Если полученная температура уходящих газов отличается от принятой не более чем на ±10 °C, но любая из невязок между промежуточными значениями температур воды и воздуха превышает ±'10 °C, необходимо повторить расчет экономайзера и воздухоподогревателя. При этом в отличие от .предыдущего расчета вторые ступени экономайзера и ®о*здухопо,догревателя рассчитываются по принятым температурам воды и воздуха на входе, которые принимаются равными темпе
1 Порядок ступеней во всех случаях определяется по ходу обогреваемой среды.
ратурам на выходе из первых ступеней, определенным при первом приближении.
При отклонении полученной в результате расчета температуры уходящих газов от принятой, большем ±10 °C, следует повторить расчет всего агрегата. Рекомендуется температуру подогрева воздуха принимать близкой значению, которое получилось бы при первом приближении, если к температуре воздуха на выходе из первой ступени воздухоподогревателя прибавить расчетный перепад температур воздуха во второй ступени.
Такая последовательность позволяет, как правило, при выполнении расчета котельного агрегата ограничиться двумя приближениями.
8-07. При расчете тепловосприятия различных дополнительных небольших поверхностей нагрева, включенных параллельно или последовательно (по ходу газов) с основными поверхностями нагрева (настенные экраны ,в области ширмового или конвективного пере» гревателя, а также в поворотной камере, подвесные трубы перегревателя, отводящие трубы экономайзеров на стенах или потолке газоходов и т. п.), рекомендуются следующие упрощения.
Коэффициент теплопередачи для дополнительной поверхности нагрева принимается таким же, как для основной, независимо от их конструктивного выполнения; тепловосприятие оценивается предварительно и прибавляется к величине тепловосприятия основной поверхности при определении конечной температуры газов. Принятая величина проверяется с учетом значения температурного напора в дополнительной поверхности нагрева.
Температурный напор для дополнительной поверхности, расположенной параллельно (по ходу газов) основной, принимается равным разности средних температур газов в газоходе и теплоносителя в дополнительной поверхности, а для расположенной последовательно (по ходу газов) — равным разности температуры газов на выходе из газохода и средней температуры теплоносителя в дополнительной поверхности.
Для дополнительной поверхности допускается расхождение принятой и определенной величин тепловос-приятия до ±'10%-
Поверхность нагрева труб, расположенных у обмуровки, равна поверхности стены, умноженной на угловой коэффициент х, определяемый по номограмме 1 для настенных экранов
Если дополнительная поверхность нагрева составляет не более 5% основной, она отдельно не рассчитывается, а включается в поверхность трубного пучка, последовательно соединенного с нею по 'внутренней среде.
8-08. Рекомендуется следующий порядок расположения расчетных данных:
1)	исходные данные в соответствии с заданием;
2)	избытки воздуха по газоходам;
3)	объемы, объемные доли трехатомных газов и энтальпии газов и воздуха;
4)	тепловой баланс агрегата и определение расхода топлива;
5)	расчет газоходов последовательно по ходу газов: от топки до первой ступени воздухоподогревателя;
6)	сводная таблица основных данных расчета агрегата.
8-Б. РАСЧЕТ ТОПКИ
8-09. При конструктивном расчете мощных котельных агрегатов объем гопки определяется размером поверхности нагрева, обеспечивающей заданную температуру газов на выходе из топки — в сечении перед шир-мовым пакетом, а при отсутствии ширм — перед фестоном (конвективным .пучком). Указанная температура выбирается при условии обеспечения отсутствия шлако
56
Гл. 8 Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
вания по рекомендациям приложения II. Тепловое напряжение объема топки qv не должно быть выше допустимого по условиям горения, что проверяется по табл. XVII—XXI. При определении qv объем ширм в верхней части топки при шаге Si^=700 мм включается в объем топки. Размеры топочной камеры выбираются в соответствии с рекомендациями приложения II
Для котельных агрегатов малой мощности объем топки при конструктивном расчете находится по допустимому теплоналряжению qv- Далее определяется температура газов на выходе из топки (камеры догорания) О' т и сравнивается с допустимой, или по заданному значению рассчитываются размеры FC1 и фСр. Последнее характерно для совсем малых топок, у которых по условиям работы не требуется сплошное экранирование стен.
8-10. Расчет температуры газов на выходе из однокамерной или полуоткрытой топки при заданных конструктивных характеристиках топки производится по формуле (6-30) или номограмме 7.
Для этого по чертежам определяются активный объем и поверхность стен топки (по пп. 6-01, 6-02), находится коэффициент М (и. 6-13, 6-4 4), степень черноты факела аф (по § 6 Б), степень черноты топки (по номограмме 6), коэффициент тепловой эффективности экранов (по п. 6-20). Средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания УсСр рассчитывается по формуле (6-32). При определении а$ и VcCp предварительно задаются значением температуры на выходе из топки Если полученная из номограммы 7 или формулы (6-30) выходная температура газов отличается от принятой более чем на ±'100 °C, следует уточнить величины Vccp и аф по известному из расчета значению температуры газов и повторить расчет.
Поверхность стен топки FCT при заданной температуре на выходе О"» может быть найдена по номограмме 7. Следует задаться величиной среднего коэффициента эффективности экранов и коэффициента М и определить степень черноты факела. После расчета поверхности стен и уточнения размеров топки необходимо проверить соответствие ориентировочно принятого и полученного в результате расчета значений коэффициента тепловой эффективности; расхождение их не должно превышать ±5% величины ф.
8-11. Расчет двухкамерной топки производится раздельно по камерам. Безразмерная температура в конце первой камеры рассчитывается по формуле (6-64). Дтя этого по чертежам определяются объем топки и лучевоспринимающая поверхность и по формуле (6-62) вычисляется Во*. Эффективная степень черноты факела находится по § 6-Б, а степень черноты камеры — по формуле (6-58). В циклонных топках и вертикальных предтопках учитывается тепло, переданное конвекцией QK (формула 6-61). Температура пленки жидкого шлака tun рассчитывается по п. 6-28 при помощи номограммы 8.
Для определения Vccp и аф необходимо задаться температурой на выходе из топки ^"т. Расчет повторяется, если полученная температура отличается от предварительно принятой более чем на 100 °C.
Для определения /пл необходимо также задаться О'"!. Расчет повторяется при расхождении с предварительно принятой величиной более чем на 50°C.
8-12. Количество тепла, переданное в шлакоулавли-вающем пучке, расположенном между камерами сгорания и охлаждения, определяется по п. 6-34.
По формуле (6-53) рассчитываются энтальпия газов на входе в камеру охлаждения и начальная температура. Температура газов на выходе из камеры определяется по номограмме 10. Предварительно по § 6-Б находится аф, вычисляются степень черноты камеры аЛ по формуле (6-58), Во* и 03- Для определения
а.ф, VcCp и Т3 необходимо предварительно задаться температурой газов на выходе из камеры По уравнению (6-48) находят предварительное значение <2Л и по формуле i(6-54) Т3. Если 0/'т отличается от предварительно принятого более чем на 100 °C или Qjj более чем на 10%, расчет повторяется
8-13. После определения суммарного тепловосприя-тия топки -в случае необходимости производится разбивка его по участкам в соответствии с разделением поверхностей нагрева по ходу пара. Обычно нужно знать распределение телловосприятия по высоте тбпки. Для этого следует произвести позонный расчет топки в соответствии с указаниями § 6-Д.
В тех случаях, когда позонный расчет не производится, тепловая нагрузка участка стен топки определяется по формуле .(6-74), а значение коэффициента распределения тепловой нагрузки по высоте топки выбирается по номограмме 11.
8-В. РАСЧЕТ ПЕРЕГРЕВАТЕЛЯ
8-14. Перегреватели современных мощных котлов выполняются из частей с различным конструктивным оформлением: радиационные, настенные, ширмовые и конвективные, которые в свою очередь подразделяются на ступени.
Порядок расчета конвективных и ширмовых перегревателей одинаков. Суммарное тепловосприятие перегревателя при конструктивном расчете определяется в соответствии с уравнением (7-03) по заданной температуре перегрева и принятому тепловосприятию пароохладителя (ом п. 8-26), а также количеству тепла, переданному в теплообменнике вторичному пару, по формуле:
D
- (t'r — i') —Qa + Qt. ккал/кг, (8-04)
где Qr—количество тепла, переданное в теплообменнике .первичным паром вторичному на 1 кг топлива, ккал)кг.
При поверочном расчете, задавшись температурой газов на выходе, по уравнению '(7-02) определяют тепло, отданное газами в перегревателе, а из (8-04) — тепловосприятие пароохладителя (или температуру перегрева).
Тепло, полученное излучением из топки ширмовым перегревателем, определяется по уравнению (7-06). Тепло, полученное излучением из топки конвективным перегревателем, зависит от вида поверхности, отделяющей толку от перегревателя. Если между топкой и перегревателем расположен пучок или фестон, фл определяется с учетом тепла, воспринятого им, по формуле (8-10).
Если между топкой и конвективным перегревателем расположен ширмовый перегреватель, Qn вычисляется по уравнению (7-07).
При определении Qn ®о всех случаях следует учитывать коэффициент распределения тепла по высоте топочной камеры т|в.
При наличии отбора из барабана котла насыщенного пара в формулу (7-03) подставляется расход только перегретого пара Duc; для котлов современных конструкций влажность насыщенного пара принимается рав-,ной нулю и при отсутствии предвключенного поверхностного пароохладителя энтальпия пара i'ae принимается равной энтальпии сухого насыщенного пара iH.n-8-15. При расчете перегревателя по частям тепловосприятие рассчитываемой части определяется по заданным или принятым температурам .пара на ее концах. Для определения промежуточного давления на границе между частями предварительно производится его приближенная оценка, исходя из значений, заданных на концах перегревателя; расчет уточняется в том случае,
Гл. 8. Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
57
если последующий расчет покажет, что принятые давления в промежуточных сечениях отличаются от расчетных более чем на 3%. При наличии пароохладителей расчет на номинальную нагрузку ведется с учетом их включения. Дополнительные указания по расчету перегревателя при установке различных пароохладителей, а также при подогреве вторичного пара острым приводятся в п. 8-26.
8-16. При наличии в газоходе перегревателя другой, относительно -небольшой поверхности нагрева '(например, потолочных труб), которую в соответствии с указаниями п. 8-07 следует рассчитывать отдельно, из величины Спел определяемой по уравнению (7-02), вычитается предварительно принятое тепловосприятие этой поверхности.
8-17. Температурный напор подсчитывается в зависимости от конструктивного выполнения перегревателя и взаимного направления потоков газов и пара в соответствии с указаниями § 7-В.
8-18. Коэффициент теплоотдачи конвекцией ак при поперечном омывании труб газами определяется по номограммам 12 или 13 в зависимости от типа лучка (коридорный или шахматный) при среднеарифметическом значении температуры газов и средней скорости их в пучке.
Для участков продольного омывания ак определяется по номограмме 14; предварительно по формуле (7-43а) рассчитывается эквивалентный диаметр газохода. Примеры условной разбивки смешанно омываемых пучков на (продольно и поперечно омываемые участки приведены на рис. 7-3.
8-19. Коэффициент загрязнения или коэффициент тепловой эффективности перегревателя находится по § 7-Б,д. Температура загрязненной стенки перегревателя—-по формуле (7-56) или (7-57) в соответствии с рекомендациями п. 7-36.
При использовании формулы '(7-56) рекомендуется не уточнять /3, если погрешность предварительно принятой величины Q не выше ±15%•
8-20, Коэффициент теплоотдачи излучением определяют с помощью номограмм 2 и 19 по указаниям пп. 7-32—7-34, предварительно найдя эффективную толщину излучающего слоя s.
Излучение газовых объемов, расположенных до иля внутри перегревателя, учитывается по п. 7-37.
Излучение та перегреватель газовых объемов, расположенных за ним, не учитывается.
8-21. Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к пару «2 ввиду относительно малого его влияния па величину коэффициента теплопередачи может определяться с некоторыми упрощениями.
Для расчета аг условно можно принимать удельный объем пара при средней его температуре по таблицам пара. Среднее давление пара в перегревателе или его части принимается равным полусумме давлений на входе п выходе.
По найденным средним значениям давления, температуры и скорости пара и внутреннему диаметру труб по номограмме 15 определяется коэффициент теплоотдачи от стенки к пару аг. При расчете перегревателей котлов сверхкритического давления термическое сопротивление 1 /аг мало и его можно не учитывать.
8-22. Коэффициент теплопередачи перегревателя в зависимости от конструкции последнего и вида сжигаемого топлива определяется по формулам (7-13), (7-15а) или (7-16). При смешанном поперечно-продольном омывании —по п. 7-12.
8-23. При конструктивном расчете по уравнению (7-01) рассчитывается необходимая поверхность нагрева перегревателя; при поверочном — по этому же уравнению (7 01) определяется тепловосприятие перегревателя. Если оно расходится с величиной, подсчитанной
по уравнению 'баланса (7-02) или (7-03), не более чем на 2% (три отсутствии пароохладителя — не более 3%), расчет перегревателя считается законченным, а тепловосприятие его вычисляется по формуле (7 02) или (7-ОЗ).
Если расхождение больше, необходимо повторить расчет в соответствии с указаниями п. 8^04. При этом пересчет коэффициента теплопередачи производится в случае изменения конечной температуры газов более чем на 50 °C, величина температурного напора во всех случаях пересчитывается, а коэффициент теплоотдачи от стенки к пару не пересчитывается.
Если после пересчета расхождение полученной и принятой величин бочьше допустимого, конечную температуру газов уточняют согласно п. 8-04. По этой температуре из формулы (7-02) определяют тепловосприятие перегревателя, а из формулы (7-03) уточняют тепловосприятие пароохладителя или находят температуру перегрева.
8-24. Если тепло, отданное газами, вычислено с учетом тепловосприятия дополнительной поверхности нагрева (ем. п. 8-07), последнее после расчета перегревателя проверяется по формуле
H'k (& —1\
Q'—-------, ккал/кг,	(8-05)
где Н' — активно омываемая газами дополнительная поверхность нагрева, мг (определяется согласно п. 8-07);
k — коэффициент теплопередачи перегревателя, ккал! (лг2 • ч  °C);
-0 и t — температуры газов в перегревателе и обогреваемой среды в дополнительной поверхности нагрева, °C (см. п. 8-07).
8-25. Порядок расчета радиационных (настенных) перегревателей следующий.
Тепловосприятие их (как и экранных поверхностей) рассчитывается по поверхности стены FCt и коэффициенту эффективности ф или (метод ВТИ—ЭНИН) по лучевоспринимающей поверхности Ял.пе. Удельная тепловая нагрузка поверхности радиационного перегревателя определяется с помощью позонного расчета или в случае его отсутствия коэффициента распределения тепла т]в-
Тепловосприятие, отнесенное к 1 кг топлива, вычисляется по формуле
<2л не =	ккал/кг.	(8-06)
£>р
После определения фл.пе по заданной энтальпии пара на входе в перегреватель из уравнения баланса (7-03) получаем конечную энтальпию и температуру пара.
8-26. Наличие пароохладителя обусловливает некоторые особенности расчета перегревателя.
При установке поверхностного пароохладителя на стороне насыщенного пара, если его тепловосприятие задано величиной увлажнения пара перед перегревателем х, начальная энтальпия пара подсчитывается по формуле
T=in.n—г(1—х), ккал/кг	(8-07)
(г—теплота парообразования при давлении в барабане котла, ккал/кг).
Если тепловосприятие пароохладителя задано количеством тепла, отдаваемым 1 кг пара охлаждающей воде, Aino, начальная энтальпия пара подсчитывается по формуле
i' = in.n—Ain о, ккал/кг.	(8-08)
Допустимость определения температурного напора в перегревателе без учета начальной влажности проверяется по формуле (7-90).
58
Гл 8. Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
При установке поверхностного или впрыскивающего пароохладителя «в рассечку» температурный напор рассчитывается раздельно для обеих частей по фактическим температурам в них, при этом учитывается снижение температуры и энтальпии пара при переходе из одной части перегревателя в другую. Коэффициент теплопередачи можно принять общим для всех последовательно расположенных по ходу газов конструктивно однотипных частей перегревателя.
При установке «в рассечку» впрыскивающих пароохладителей расход пара через предвключенные (по ходу пара) части перегревателя D меньше расчетного D на количество впрыскиваемой за ними воды AD-
Д£) = Д — D’ = D	кг/ч. (8-09)
1 I
где Afn©=i"i—i'u, ккал/кг;
i"i — энтальпия пара на выходе из предвключенной по ходу пара части перегревателя, т. е. при входе в пароохладитель, ккал!кг\
i'n — энтальпия пара при выходе из пароохладителя, т е. при входе в последующую часть перегревателя, ккал[кг\
iw — энтальпия воды, подаваемой в пароохладитель, ккал!кг.
При конструктивном расчете перегревателя с пароохладителем, установленным «в рассечку», обычно задаются температурой пара на выходе из предвключенной (по ходу пара) части перегревателя и величиной Aino-Остальные балансовые величины определяются из уравнений (7-02), (7-03) и (8-09).
При поверочном расчете вначале рассчитывается первая по ходу газов часть перегревателя. Если она является предвключенной пароохладителю по ходу пара, го предварительно задаются величиной АД если последующей по ходу пара — значением Д/По.
При газовом регулировании перегрева с пропуском части газов мимо перегревателя конструктивный расчет производится следующим образом по заданной части газов, проходящих через перегреватель, определяются энтальпия и температура газов за перегревателем и рассчитывается его поверхность нагрева. При наличии в обводном газоходе поверхности нагрева она рассчитывается с учетом доли пропускаемых газов. После этого по уравнению смешения (7-10) определяются энтальпия и температура газо з на входе в последующую поверхность. Расчет поверхностей нагрева, расположенных в основном и обводном газоходах, ведется с учетом доли газов, проходящих через каждый газоход; действительное распределение газов находится методом последовательного приближения. Энтальпия и температура газов при входе в последующую поверхность нагрева определяются по энтальпиям и температурам газов за каждым из параллельных газоходов с помбщью формулы смешения (7-10).
При отсутствии поверхности нагрева в обводном газоходе следует проверить, достаточна ли поверхность нагрева перегревателя при пропуске через него полного количества газов с учетом протечки при закрытых ши берах обводного газохода. Вычисленные по уравнению баланса (7-02) конечные значения энтальпии и температуры газов принимаются для расчета последующей поверхности нагрева.
При наличии паропаровых или газопаропаровых теплообменников для регулирования температуры вторичного пара необходимо .предварительно оценить количество тепла, передаваемого первичным паром. После расчета уточняются тепловосприятия теплообменника и части первичного перегревателя за ним.
8-Г. РАСЧЕТ ПЕРЕХОДНОЙ ЗОНЫ прямоточных котлов ДОКРИТИЧЕСКОГО ДАВЛЕНИЯ
8-27. При конструктивном расчете задаются энтальпиями пароводяной смеси (или пара) на входе в переходную зону и пара на выходе из нее; при поверочном — энтальпии принимаются с последующей проверкой и уточнением
8-28. Расчет конвективной переходной зоны прямоточного котла не отличается от расчета конвективного перегревателя при высокой влажности поступающего в него пара, т. е. три наличии пароохладителя на стороне насыщенного пара. При перегреве пара в переходной зоне ^40°C можно рассчитывать температурный напор для всей переходной зоны как среднеарифметическую разность температур газов и воды при кипении. Если перегрев пара в переходной зоне выше 40 °C, она рассчитывается по участкам согласно рекомендациям л, 7-72.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару аг ввиду высоких его значений не учитывается.
8-29. Расчет радиационной переходной зоны такой же, как радиационного перегревателя.
8-Д. РАСЧЕТ КОТЕЛЬНЫХ ПУЧКОВ И ФЕСТОНА
8-30. Из расчета топки или предыдущей пучку поверхности нагрева известны температура и энтальпия газов перед котечьным пучком.
При конструктивном расчете, т. е. при определении необходимой поверхности нагрева пучка, иногда задается температура газов за пучком. При расчете первого пучка эта температура должна быть увязана с условиями обеспечения надежной работы перегревателя (см. приложение II).
При поверочном расчете принятая температура газов за пучком проверяется и уточняется.
Количество тепла, воспринимаемое котельным пучком, определяется по уравнению баланса (7-02).
8-31. Температурный напор рассчитывается по формуле (7-75) или (7 76), так как температура обогреваемой среды постоянна и равна температуре кипения при давлении в барабане котла.
Среднюю температуру потока газов находят по формуле (7-32).
По средней температуре потока из формулы (7-21) получаем средние скорости газов на участках с продольным и поперечным обтеканием. Объем продуктов сгорания 1 кг (л<3) топлива принимается при среднем избытке воздуха в лучке, а если присоса в первом пучке нет, при избытке воздуха в топке.
8-32. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном обтекании определяется в зависимости от формы пучка (коридорный или шахматный) по номограмме 12 или 13. При косом обтекании коридорных пучков с углом между направлением потока и осями труб, меньшим 80°, полученная из номограммы 12 величина ак умножается >на 1,07.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией при продольном обтекании определяется по номограмме 14, для чего предварительно по формуле (7-436) рассчитывается эквивалентный диаметр газохода. Так как отношение длины пути к эквивалентному диаметру (lid») на участке продольного омывания обычно невелико, учитывается поправка на lid».
Фестон, образованный из смещенных вдоль потока газов труб экрана, рассчитывается как обычный шахматный пучок.
8-33. Для определения коэффициента теплоотдачи излучением в межтрубно?и пространстве пучка предварительно по формуле (7-54) находят эффективную толщи-
Гл. 8. Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
59
ну излучающего слоя. Шаги труб вычисляются по дей-' ствительному расстоянию между их осями в основной части пучка без учета отдельных разрывов или пазух.
Излучение газовых объемов на пучки не учитывается.
Коэффициент теплоотдачи излучением определяется так же, как для перегревателя; температура загрязненной стенки вычисляется по формуле (7-57).
8-34. Коэффициент теплопередачи рассчитывается по формуле (7-17).
8-35. При числе рядов пучка 5 и более тепло, падающее из топки на пучок, полностью им воспринимается. При меньшем числе рядов часть тепла воспринимается последующими поверхностями. Для учета последнего необходимо определить по номограмме 1,г угловой коэффициент пучка хпуч и вычислить тепло, воспринимаемое пучком:
Ктол/|И (8 |0) ; р
где в — тепловая нагрузка экранов в верхней части топки, ккал!мг • ч, определенная из позонного расчета топки, а в случае его отсутствия — при помощи коэффициента распределения т|Е;
Дл-.п — лучевоспринимающая поверхность пучка, м2.
8-36. При конструктивном расчете по формуле <7-01) вычисляется поверхность нагрева пучка.
В отличие от Нормативного метода (изд. 1957 г.) в формулу (7-01) входит полная поверхность пучка без вычета эффективной поверхности, воспринимающей излучение из топки.
8-37. При поверочном расчете по уравнению теплопередачи (7-01) определяется количество тепла, переданного поверхности нагрева пучка, отнесенное к 1 кг (м3) топлива.
Если расхождение между значениями тепловосприя-тий по уравнениям баланса и теплопередачи не превышает 2% для котельных пучков и 5% для фестонов (образованных из отводящих труб экранов), расчет не уточняется.
При больших расхождениях расчет следует повторить в соответствии с указаниями п. 8-04.
8-Е РАСЧЕТ ВТОРИЧНОГО ПЕРЕГРЕВАТЕЛЯ
8-38. Расчет вторичного перегревателя ведется по заданным количеству -и параметрам вторичного пара и не отличается в основном от расчета первичного.
Особенность вносит наличие паропаровых или газопаропаровых теплообменников; при их установке тепло, отданное газами перегревателю, определяется по уравнению
Q = -^—(i"— i')— Qr, ккал/кг,	(8-11)
где QT — количество тепла, воспринятое в теплообменнике вторичным паром от первичного, на 1 кг топлива, ккал!кг.
8-39. При расчете газопаропаровых теплообменников коэффициент теплопередачи для определения тепловосприятия от первичного пара рассчитывается так же, как для паропарового теплообменника, а для определения тепловосприятия но газовой стороне — как для обычных трубных пакетов, омываемых газами. Температурный напор вычисляется по температурам греющих сред (газов или первичного пара) при одинаковой для обеих сред температуре вторичного пара, рассчитываемой с учетом его тепловосприятия, с помощью метода последовательных приближений.
8-Ж. РАСЧЕТ ЭКОНОМАЙЗЕРА
8-40. При конструктивном расчете экономайзера энтальпии газов и воды на входе известны. Тепловосприятие определяется из уравнения баланса:
100
Сэк—	Ю0___Сл Qk Сп.з
— Qne—Qbt. ккал/кг,	(8-12)
где Qn, Qk, Qn.s, Qne, Qbt—количества тепла, воспринятые на 1 кг топлива лучевоспринимающими поверхностями топки, котельными пучками, переходной зоной и перегревателями '(кроме радиационных), ккалк-' в формулу подставляются значения теплов'' определенные из уравнений баланса.
При' поверочном расчете входные энтальпии газов и воды также обычно известны Порядок поверочного расчета экономайзера описан в п. 8-05 и 8-06.
Расчет ступеней двухступенчатых экономайзеров аналогичен расчету одноступенчатых экономайзеров.
8-41. Расчет водяного экономайзера в основном совпадает с расчетом перегревателя. Коэффициент теплопередачи рассчитывается по формуле (7-156), величина термического сопротивления по водяной стороне 1/а2 не учитывается.	»
В расчет экономайзера вводятся фактические значения расхода воды через него D3K с учетом продувки и пропуска воды через пароохладитель (при параллельном включений пароохладителя и экономайзера) и энтальпии воды на входе в экономайзер (при возврате воды из пароохладителя в экономайзер). Последняя определяется по формуле
Опе
Г = г'п в + о п~> ккал/кг, (8-13)
где I' и tn.в — энтальпии воды на входе в экономайзер и питательной, ккал!кг\ Ain.o — перепад энтальпий пара в пароохладителе, получаемый из расчета перегревателя, ккал/кг-, Dne — расход пара через перегреватель, кг/ч.
8-42. Температурный напор в экономайзере определяется с учетом взаимного направления потоков газов и воды. При частичном (испарении воды в экономайзере расчет ведется по условной температуре воды на выходе (см. п. 7-73). По ней же определяется средняя температура воды для расчета температуры стенки.
8-43. Температура загрязненной стенки водяного экономайзера вычисляется по формуле (7-57).
8-44. При наличии обводного газохода часть газов через неплотности в заслонках проходит мимо экономайзера. Для двойных закрытых шиберов пропуск принимается равным 5%, для одинарных—10 . Температура газов на выходе из экономайзера и скорость их определяются с учетом пропуска части газов через шунт.
8-45. Для ребристых и плавниковых экономайзеров коэффициент теплопередачи рассчитывается по указаниям § 7-Б,г, для ребристых экономайзеров ЦККБ и ВТИ — по номограмме 20
Поверхность нагрева ребристых экономайзеров определяется по газовой стороне; экономайзеров ЦККБ и ВТИ — принимается по номограмме 20, плавниковых экономайзеров — с учетом поверхности плавников по формуле:
//=nzf/TP+4 йпл/пл, м2,	(8-14)
где йПл и (пл — высота и длина плавников, м.
8-3. РАСЧЕТ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯ
8-46. При одноступенчатой компоновке воздухоподогреватель рассчитывается как одно целое, при компоновке «в рассечку» каждая часть рассчитывается отдельно.	,
60
Гл. 8. Рекомендации по методике расчета котельного агрегата
8-47. При конструктивном расчете воздухоподогревателя задаются температурами ,возд ха на входе ih вы ходе из него, а также температурой газов на одном конце.
При поверочном расчете известны входные энтальпии газов и воздуха. (Порядок поверочного расчета воздухоподогревателя описан в пп. 8-05 и 8-06.)
8-48. Баланс тепла по газовой и воздушной сторонам воздухоподогревателя сводится с помощью формул (7-02) и '(7-05).
Расчет ведется по действительному расходу воздуха (с учетом присосов и утечек в последующем тракте), случае подогрева .всего воздуха в воздухоподогревателе величина р"вП для одноступенчатого и второй ступени двухступенчатого воздухоподогревателя находится из равенства:
(3 вп = С1т—Л(2т—Д(1пл	(8-15)
(ат—коэффициент избытка воздуха в топке, Дат и Аппл — присосы воздуха дз топке и системе пылеприготовления, определяемые по табл. XVI).
Величина (3"1 для первой ступени двухступенчатого воздухоподогревателя определяется из равенства:
Р"1-0"вп+Да2,	(8-16)
где Да2 — утечка воздуха из второй ступени воздухоподогревателя, принимаемая равной присосу по газовой стороне.
В случае подогрева во второй ступени лишь части воздуха расчет этой ступени ведется по фактически выходящему из нее количеству воздуха.
8-49. В тех случаях, когда температура воздуха на входе в воздухоподогреватель повышается за счет рециркуляции части горячего воздуха, отношение количества рециркулирующего воздуха к теоретически необходимому определяется по приближенному уравнению:
Ррц = (₽"вп'.+ Д“вп) /П_ЛВ->
1т.в.	£ в п
(8-17)
где ДаВп — утечка воздуха из воздушных каналов во всем воздухоподогревателе, принимаемая равной присосу по газовой стороне; /х.в, t'vn и /г.в — температуры холодного, на входе в воздухоподогреватель (после смешения холодного с рециркулирующим) и горячего воздуха, СС.
При наличии рециркуляции баланс тепла, температурный напор, средние температура и скорость воздуха рассчитываются по действительному расходу и температурам воздуха, а к величине рвп добавляется ррц.
8-50. При установке воздухоподогревателей с «холодной» (входной) частью, отличающейся формой поверхности нагрева от основной, «горячей», «холодная» часть рассчитывается отдельно. Для расчета принимается промежуточная температура газов или воздуха и по балансу определяется промежуточная температура второй среды; эти температуры уточняются методом последовательных приближений. «Холодная» часть рассчитывается по соответствующим температурам и скоростям сред. Величина перетечки воздуха из воздушной в газовую сторону для этой части принимается равной половине всей перетечки.
8-51 При 'конструктивном расчете величина «холодной» части определяется из условия получения на входе в «горячую» часть температуры стенки выше температуры точки росы (см. приложение II).
8-52. Средние температуры газов и воздуха рассчитываются как полусуммы их температур на входе и выходе из воздухоподогревателя.
8-53. Средняя скорость воздуха определяется по среднему (между входом и выходом) расходу его в рассчитываемой ступени воздухоподогревателя по формуле (7-%2) при средней температуре.
8-54. У трубчатых воздухоподогревателей коэффициент теплоотдачи конвекцией для среды, текущей внутри труб, определяется по номограмме 14 с соответствующей поправкой на физические характеристики среды и температурные условия С$. При охлаждении газов в трубах Сф не зависит от температуры стенки. При нагревании воздуха в трубах С'$ зависит от температуры стенки, принимаемой равной полусумме средних температур газов и воздуха. Поправку на относительную длину труб обычно можно не учитывать.
Для среды, движущейся между трубами, коэффициент теплоотдачи конвекцией при чисто поперечном омывании определяется по номограмме 12 или 13 в зависимости от расположения труб в пучке — шахматного или коридорного.
Для регенеративных воздухоподогревателей коэффициент теплоотдачи определяется по номограмме 18.
Для пластинчатых воздухоподогревателей коэффициенты теплоотдачи конвекцией от газов к стенке и от стенки к воздуху при Re<104 рассчитываются по номограмме 17. В указанной области чисел Re величина коэффициента теплоотдачи не зависит от ширины щели и определяется в зависимости от скорости и температуры среды. Верхние линии, на которых показана ширина щелей, указывают предел применимости номограммы Если точка пересечения линий, соответствующих температуре и скорости среды, окажется выше линии, обозначающей расчетную ширину щели, номограмма 17 неприменима и коэффициент теплоотдачи рассчитывается по номограуме 14, как при обычном продольном омывании (см. указания по трубчатым воздухоподогревателям).
Для ребристых и ребристо-зубчатых воздухоподогревателей выпускаемых в настоящее время конструкций приведенный коэффициент теплоотдачи от газов к стенке определяется по номограмме 21, от стенки к воздуху — по номограмме 22, для плитчатых воздухоподогревателей Кусинского завода приведенный коэффициент теплоотдачи от газов к стенке и от стенки к воздуху находится по номограмме 23, для ребристых воздухоподогревателей нестандартных конструкций коэффициенты теплоотдачи конвекцией определяются по указаниям § 7-Б,г.
8-55. Коэффициент теплоотдачи излучением продуктов сгорания рассчитывается только для вторых ступеней трубчатых и пластинчатых воздухоподогревателей.
8-56. Коэффициенты теплопередачи воздухоподогревателей рассчитываются по формуле (7-19) при помощи коэффициента использования £.
Для горизонтальных воздухоподогревателей, в которых воздух протекает внутри труб, коэффициент теплопередачи вычисляется по формуле (7-15а) или (7-19).
8-57. Поверхность нагрева трубчатых воздухоподогревателей рассчитывается по среднему диаметру труб. Для вращающихся регенеративных воздухоподогревателей в расчет вводится двусторонняя поверхность набивки. Для ребристых и ребристо-зубчатых — полная поверхность нагрева с газовой стороны, определяемая по номограмме 21. Поверхность нагрева пластинчатых воздухоподогревателей одинакова с газовой и воздушной сторон; опа принимается по соответствующим проектным нормалям.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ I
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
1.	Ниже приведены основные сокращения, принятые для индексов, и основные условные обозначения, использованные в тексте.
Так как эти условные обозначения и сокращения не могут охватить все встречающиеся случаи, поэтому даны общие указания, которыми следует руководствоваться при выборе обозначений и индексов.
2.	Для обозначения основных величин используются буквы латинского, русского и греческого алфавитов.
Следует по возможности избегать применения одного и того же обозначения (буквы) для различных величин Одинаковые обозначения могут допускаться в тех случаях, когда они укоренились в различных областях техники.
3.	Строчными буквами обозначаются энтальпии, теплоемкости, объемы, количества тепла и т. п„ отнесенные к 1 кг (ж3) рабочего тела, прописными — те же величины, отнесенные к 1 кг (лг3) топлива, и суммарные, например: энтальпия 1 кг пара — i, ккал!кг, энтальпия продуктов сгорания 1 кг топлива — /, ккал[кг, общее тепловосприятие рассчитываемой поверхности нагрева — Q, ккал!кг.
4.	Для обозначения разности величин как местных, так и усредненных значений применяется греческая буква Л, поставленная слева от основной буквы. Например, перепад энтальпий газов в воздухоподогревателе — Л/Вп.
5.	Сложные индексы, состоящие из нескольких отдельных, располагаются в следующей последовательности: первый индекс характеризует процесс или рабочее тело, второй — элемент оборудования. Например, коэффициент теплоотдачи от стенки к пару, протекающему
в перегревателе, обозначается a2ne (если принадлежность данной величины а2 перегревателю должна быть отражена в обозначении).
6 В выражении, представляющем произведение ряда величин, имеющих одинаковые индексы, индекс ставится лишь у последнего множителя произведения. Например, суммарная теплоемкость газов за экономайзером — Ус"эк-
7.	Индексы, как правило, ставятся справа внизу основного обозначения. Верхние индексы (располагаются также справа) применяются в следующих случаях:
а)	когда они относятся к массе топлива, например влажность рабочего топлива—Wp;
б)	при обозначении какой-либо величины на входе или выходе из элементов оборудования (вверху ставятся соответственно один или два штриха), например температура воздуха перед воздухоподогревателем и за ним — /'вп и ^"вп!
в)	когда говорится о теоретическом количестве (вверху ставится нуль), например теоретически необходимый объем воздуха — V0.
8 В пределах расчета данного элемента агрегата индексы, указывающие на элемент, не ставятся.
9 Для обозначения средних значений расчетных величин, как правило, дополнительные индексы не вводятся. Например, средняя температура газов в воздухоподогревателе — Овп.
Расчетная величина, полученная путем специального усреднения, отмечается индексом «ср». Например, средний коэффициент теплоотдачи при сложном омывании — аСр.
Сокращения, принятые для индексов
Наименование	Индекс	Наименование	Индекс	Наименование	Индекс
Элементы		Рабочие тела		Холодный воздух	X. в
оборудования		Топливо	ТЛ	Сухой воздух	с. в
Топка	Т	Газообразное топливо	Г. ТЛ	Зола	зл
Экраны (водяные)	Э	Вода (жидкость)	ж	Ш ЛЗ.К	ш
Котельный пучок (котел)	К	Вода при температуре кипе-	кип	Унос	ун
Перегреватель	пе	НИЯ		Провал	пр
Вторичный перегреватель	ВТ	Питательная вода	п. в		
Экономайзер	эк	Пар (независимо от состояния)	п	Остальные индексы	
Воздухоподогреватель	вп	Насыщенный пар	н. п	Первичный	пер
Переходная зона прямоточ-	п.з	Перегретый пар	п. п	Вторичный	ВТ
ных котлов		Вторичный пар	ВТ. П	Присос (воздуха)	пр
Котельный агрегат	к.а	Продукты сгорания (газы)	г	Рециркуляция	рц
Экономайзер низкого давле-	эк.н.д	Сухие дымовые газы	с. г	Общий	общ
НИЯ		Газы рециркуляции	рц	Максимальный	М КС
Золоуловитель	зу	Сушильный агент	с. а	Минимальный	мин
Пылеприготовительная уста-	пл	Воздух (обычной влажности)	В	Эквивалентный	э
новка				Приведенный	п
				Расчетный	р
				Часовой	ч
				Секундный	сек
62
Приложение I Условные обозначения
Обозначение
(Г» Лр (СО2)£ Sop6. S₽T С₽, Нр, №, Ор Q6p, Qp. Qp yr Лп=ЮМр/С?р lyn^iQa^p/QP ^88» ^200
GH, Г ШЛ + ИР Яун. ^шл+ир в
Вр
g
<7
тл
Лс
г.тл
Qh
Рг.тл’ г.тл
ПЕРЕЧЕНЬ ОСНОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ
Размерность
Наименование величины
1. Топливо и очаговые остатки
а) Твердо® N жидкое топливо
	Содержание влаги общей Зольность
J. на рабочую	Содержание двуокиси углерода карбонатов
,	массу	Содержание серы общей, сульфатной
>	Содержание углерода, водорода, азота, кислорода
ккал/кг '	Теплота сгорания по калориметрической бомбе, высшая и
	низшая
%	Выход летучих (на горючую массу)
о/о'ТО3 ккал/кг	Приведенная зольность топлива
»	Приведенная влажность топлива
%	Остаток пыли на сите с отверстиями размером 88 и
	200 мкм
я	Содержание горючих в уносе, шлаке и провале
—	Доля золы топлива в уносе, шлаке и провале
кг/ч	Часовой расход топлива
кг/ ч	Расчетный расход топлива с поправкой на механическую-
	неполноту сгорания
—	Массовая доля одного вида топлива в смеси топлив (снаб-
	жается индексом, обозначающим топливо)
—	Доля тепловыделения одного топлив в смеси топлиц
	(снабжается индексом, обозначающим топливо)
б) Газообразное топливо
г/м*
%
ккал/м* кг/м*
Содержание влаги в газообразном топливе (на 1 л? сухо" го газа при О °C и 760 мм рт. ст.)
Содержание минеральных примесей в газообразном топливе (по массе)
Теплота cropaiин 1 л? сухого газа
Плотность сухого и влажного газообразного топлива
Примечание. Для обозначения элементарного состава топлива, отнесенного к другим массам, употребляются те же основные буквы и нижние индексы. Изменяются только соответственно верхние индексы, а именно:
для аналитической массы—индекс *а»; для сухой массы—индекс «с»; для горючей массы—индекс «г»
[2. Воздух и продукты сгорания
а) Объем* на
1 кг твердого и жидкого или на 1 м3 газообразного топлива
уо
V0
17 RO.
V?
V, Урц Рс-в и Р. Г₽О.« ГН,О и
Рп
Р*8Л и d,
м*/кг (мъ/м3)
кг/м3
KZCfCM* кг/кг г/кг
Теоретический объем воздуха, необходимого для сгорания
Теоретический объем азота (при а—1)
Суммарный объем углекислого СО2 и сернистого SOZ газов
Объем продуктов сгорания при а=1
Полный объем продуктов сгорания
Объем газов, отбираемых для рециркуляции
Плотность сухого и влажного воздуха
Объемные доли сухих трехатомных газов, водяных паров и сумма их
Суммарное парциальное давление трехатомвых газоа Массовая концентрация золы в продуктах сгорания Влагосодержание на I кг сухого воздуха и газов
Все объеме вря 0 * « 760 «ж рт ст.
Приложение I. Условные обозначения
63
П родолжение
Обозначение	Размерность	Наименование величины
кб) Теплоемкости и э н т а л ь п и’и
еС(\ ” сн,о св
Ус
Свл И л / /?
1°,
I,
<тл
аг и а'пе
и Дап. Д«пл РЛ«П И р,7«п
₽рц
Яш
Н И »=Н&/Р
vf
д=Л/Срр
ккал/(м1-*С) * я
ккал/(кг- *С)
ккал/кг (ккал/м3)
в) Коэффициент
г) Физические
(кгс  сек)/м2 мР/сек
ккал/(м»ч-*С)
кг!/л3 М2!ч
Теплоемкость углекислого газа и водяных паров
Теплоемкость влажного воздуха (при расчете на 1 ж* су* хого)
Суммарная теплоемкость продуктов сгорания
Теплоемкость золы и топлива
Энтальпия продуктов сгорания 1 кг (мг) топлива
Энтальпия продуктов сгорания 1 кг (м3) топлива при а=1
Энтальпия воздуха, теоретически необходимого для сгорания
Энтальпия воздуха на 1 кг (мг) топлива
Физическое тепло топлива
избытка воздуха'
Коэффициенты избытка воздуха в топке и перед перегревателем	f ?
Присосы воздуха в газоходах (топке и перегревателе) Присос воздуха в пылеприготовительной установке Отношения количества воздуха на входе в воздухоподогреватель и выходе из него к теоретически необходимому
Отношение количества воздуха, рециркулирующего в воздухоподогревателе, к теоретически необходимому
Расход газов, шунтирующих газоход, в долях общего расхода
характеристики
Коэффициент динамической вязкости
Коэффициент кинематической вязкости при давлении. 1 кгс 1см?-
Коэффициент кинематической вязкости продуктов сгорания среднего состава при давлении 1 кгс)ся?
Коэффициент теплопроводности продуктов сгорания среднего состава
Плотность
Коэффициент температуропроводности (ср — истинная теплоемкость при постоянном давлении, кк<хл/(кг-вС)
3. Тепловой баланс, количество тепла и тепловые нагрузки
Ъ..
Qi» Qi
Qz> <72
Qa> <7з
Qi <?4
Улун. Qimn +пР> <?4УВ> <74ж« + пр
Q5> <?S
Сбил <?6ШЛ
Qeoxa <7вохл

ккал!кг\ %
ккал/кг (ккал/м*)
9	•
В	•
ккал/(мг-ч)
ккал/(м3*ч)
Коэффициент полезного действия (к. п. д.) котельного агрегата (брутто)
Полезно используемое тепло
Потеря тепла с уходящими газами
Потеря тепла от химической неполноты сгорания
Потеря тепла от механической неполноты сгорания
Потеря тепла с уносом, шлаком и провалом вследствие механической непотноты сгорания
Потеря тепла в окружающую среду
Потеря с теплом шлака
Потеря с водой, охлаждающей панели
Коэффициент сохранения тепла
Располагаемое тепло, на 1 кг (мг) топлива
Тепло воздуха, поступающего в топку
Количество тепла, переданного поверхности нагреве лучением
Тепловое напряжение топочного"'об'ьема
Тепловое напряжение зеркала горения колосниковой ре» шетки
Тепловое напряжение сечения топки
64
Приложение I. Условные обозначения
П родолжение
Обозначение	Размерность	Наименование величины
	4. Вода и пар	
D	кг/ч; т/ч	Паропроизводительность котла
п	я	»	Количество насыщенного пара, отданного котлом помимо
		перегревателя
	Я	»	Количество воды, идущее в продувку
	я	я	Расход пара через перегреватель
^ея	я	я	Расход воды через экономайзер
£П П и £н.п	ккал/кг	Энтальпия перегретого и насыщенного пара
п. 	уу	Энтальпия питательной воды
'кип	в	Энтальпия воды при кипении
г	я	Теплота парообразования
Л'по	я	Снижение энтальпии пара в пароохладителе
i' и i,r	в	Энтальпия пара (воды) на входе в поверхность нагрева
		и выходе из нее
	5. Температура и давление	
	°C	Теоретическая (адиабатическая) температура сгорания
		Температура на выходе из топки
®ух	а	Температура уходящих газов
	Jf	Температура холодного (присосанного) воздуха
СВп И вп	Я	Температура воздуха на входе в воздухоподогреватель и
		выходе из него
8к	ак	в	Температура воды на входе в экономайзер и выходе из
		него
/п.В	я	Температура питательной воды
^п.п	я	Температура перегретого пара
^пе И	я	Температура пара на входе в перегреватель и выходе
		из него
t3	я	Температура наружной поверхности загрязнений
Ат. и	я	Температура поверхности металла труб (наружная)
ДА и д/м	я	Большее и меньшее значения температурных напоров на
		границах поверхности нагрева
м	и	Средний температурный напор
т	—	Перепад температур одного из теплоносителей
р	кгс/см2	Абсолютное давление
	6. Теплопередача	
kTru	—	Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами
	—	Коэффициент ослабления лучей эоловыми частицами
£ф	—	Степень черноты факела
ат	—	Степень черноты топки
«л	ккал/(м2-ч^С)	Коэффициент теплоотдачи межтрубным излучением про-
		дуктов сгорания
°л.г	я	я	Коэффициент теплоотдачи межтрубным излучением тре»
		атомных газов
ак	я	я	Коэффициент тептоотдачи конвекцией
а1	я	я	Суммарный коэффициент теплоотдачи от газов к стенке
«2	м	М	Коэффициент теплоотдачи от стенки к внутренней среде
	(м2-ч-*С)/ккал	Коэффициент тетового сопротивления внешнего загряз-
		нения (коэффициент загрязнения)
	—	Коэффициент тепловой эффективности
е	—	Коэффициент использования поверхности нагрева
k	ккал/(м2-ч- ®С)	Коэффициент теплопередачи
W	м/сек	Скорость газов
Re=wd/v	—	Критерий Рейнольдса (d — определяющий линейный раз-
		мер)
Рг=3 600 v/a	—	Критерий Прандтля (физических свойств среды)
Nu=ad/X	—	Критерий Нуссельта
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
65
П родолжение
Обозначение	Размерность	Наименование величины
7. Геометрические характеристики		
УТ	M*	Объем топочной камеры
R	M2	Площадь зеркала горения
Н	9	Поверхность нагрева (индекс внизу — наименование поверхности)
F ст				Поверхность стен
%	—	Степень экранирования топки
5	—	Коэффициент, учитывающий загрязнение лучевоспринимаю-щих поверхностей
//л	M2	Лучевоспринимающая поверхность
S	M	Эффективная толщина газового слоя
d, (1вл	MM, M	Наружный и внутренний диаметры
d9	91	Я	Эквивалентный диаметр
^2» S'g	Я	Я	Поперечный, продольный и диагональный шаги труб
F и f	м2	Живое сечение для прохода газов и пара (воды)
Дцоп И		Части поверхности нагрева, омываемые поперечным и продольным потоками
Efiou 11 ^ПР		Живые сечения для поперечного и продольного потоков
ПРИЛОЖЕНИЕ II
КРАТКИЕ УКАЗАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ТОПОЧНЫХ УСТРОЙСТВ И ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
Настоящие рекомендации распространяются на топочные устройства и поверхности нагрева стационарных котельных агрегатов. Они базируются на широком опыте проектирования, исследования и эксплуатации котельных агрегатов на разных топливах. Отступления от них допускаются, но должны быть обоснованы опытными данными или соответствующими технико-экономическими расчетами.
А. ТОПОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА
а)	Общие положения
Выбор типа топочного устройства определяется па-ропроизводительностью и конструкцией котельного агрегата, физико-химическими свойствами топлива и его золы.
1.	Камерные топки для сжигания жидких и газообразных топлив применяются в котельных агрегатах любой производительности, а для пылевидных твердых топлив—в котельных агрегатах производительностью от 25 т/ч и более. Сжигание антрацитовых штыбов, полуантрацитов и тощих углей в виде пыли рекомендуется в топках котлов паропроизводительностью выше 75 т/ч, фрезерного торфа — 25 т/ч и более.
Для сжигания фрезерного торфа под котлами производительностью от 2,5 до 25 т/ч можно применять пневматические топки ЦКТИ системы Шершнева.
При сжигании шлакующих топлив с легкоплавкой золой, а также низкореакционных топлив, имеющих благоприятные температурные и вязкостные характеристики золы и шлака, следует использовать топки с жидким шлакоудалением. Средняя температура вытекающего шлака при минимальной нагрузке должна быть выше температуры истинно жидкого его состояния t0, а вязкость шлака — не выше 400—500 пз. При одинаково надежной работе топок с твердым и жидким шлакоудале-
5—1297
нием выбор типа топки нужно производить на основании технико-экономических расчетов.
Для сжигания твердых топлив, имеющих благоприятные температурные и вязкостные характеристики золы, можно рекомендовать различные типы топок с жидким шлакоудалением (открытые, полуоткрытые, циклонные и др.). При этом следует учитывать, что горизонтальные циклонные топки используются для бурых и каменных углей, содержащих больше 15% летучих, а топки с вертикальными предтопками — для сжигания всех твердых топлив. При выборе топочного оборудования и способа сжигания следует руководствоваться исправленной величиной выхода летучих УИСпрг (п. 2-24).
2.	Слоевые топки целесообразно применять для паровых котлов паропроизводительностью до 35 т/ч при сжигании грохоченых и рядовых углей (содержание мелочи 0—6 мм не более 60% и выход летучих на горючую массу ^20%), сортированных антрацитов и полуантрацитов, кускового торфа, сланца и различных древесных отходов. В отдельных случаях они могут оказаться экономически оправданными и для котлов па-ропроизводительиостыо более 35 т/ч.
Не рекомендуется использовать слоевые топки для сжигания антрацитового штыба, рядовых антрацитов, тощих, а также высоковлажных бурых углей с И7П>14, фрезерного торфа и отходов углеобогащения, так как при этом не обеспечивается надежное и экономичное сжигание топлива.
При выборе типов слоевых топок следует учитывать необходимость максимальной механизации всех рабочих процессов (загрузки топлива, шуровки, удаления очаговых остатков). Топки с ручным обслуживанием могут применяться для котлов производительностью не более 1 т/ч.
Для сжигания каменных и бурых углей под котлами паропроизводительностью от 6,5 т/ч и выше рекомендуются слоевые топки с пневмомеханическими забрасывателями и цепной решеткой обратного хода, для сжига-
66 Приложение II Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
Таблица П-1
/ Тепловое напряжение сечения топочной камеры		Топливо	Расположение и тип горелок		
			фронтальное, вихревые или прямоточные	встречное, вихревые или прямоточные	угловое, ще* левые.
Многоярусное расположение горелок	Оощее qF, Гкал/(м2-ч)	Шлакующие каменные и бурые угли	3,о	3,0 при ДС950 ТП/Ч 3,5 при Д^1 600 т/ч 3,5—4,0 при Д>1 600 т/ч	
		Нешлакующие угли (типа экибастузского)	4,0	5,5	5,5
		Сланцы северо-западных месторождений	1,5	2,0	—
		Фрезерный торф	2,5	—	—
		АШ	2,0	2,5	—
	На один ярус горелок qF n, Гкал/(м2-ч)	Шлакующие каменные и бурые угли	1,0	1,3	0,8
		Нешлакующпе угли (типа экибастузского)	1,5	2,0	1,5
		Сланцы^северо-западных месторождений	0,8	1,0	—
Одноярусное расположение горелок	Общее qFK, Гкал/(м?-ч)	Шлакующие каменные и бурые угли	1,5	2,0—2,5*	—
		Нешлакующие угли (типа экибастузского)	2,5	3,0	3,0
* Прн примеиеннии плоскопараллельных горелок со смещенным расположением.
Примечание. Приведенные выше величины являются ориентировочными и уточняются с учетом опыта работы котлоагрегатов.
ния антрацитов марок АС и AM — топки с цепными решетками прямого хода.
Для сжигания каменных и бурых углей, а также грохоченых антрацитов марок АС и AM под котлами паропроизводительностью менее 6,5 т/ч рекомендуется использовать топки с пневмомеханическими забрасывателями и неподвижной решеткой с опрокидными колосниками.
Каменные и бурые угли под котлами паропроизво-дительностью 10 т/ч и более можно также сжигать в слоевых топках с низконапорными пневматическими забрасывателями и цепной решеткой прямого хода.
Для сжигания сланцев под котлами паропроизводи-тельностью до 20 т/ч допускается применение топок с наклонно-переталкивающими решетками.
Кусковой торф целесообразно сжигать в шахтных топках с неподвижной наклонной колосниковой решеткой котлов производительностью 6,5 т/ч и менее и в шахтно-цепных топках с предтопками котлов более высокой производительности.
Древесные отходы можно сжигать в шахтных топках с неподвижной наклонной колосниковой решеткой под котлами	т/ч и в комбинированных шахтно-
цепных топках под котлами большей производительности:
Кроме того, используются высокофорсированные топки скоростного горения ЦКТИ системы В. В. Померанцева, при этом требуется предварительное измельчение топлива до 50—100 мм. Для этих топок при ^50% паропроизводительность котла принимается равной 5,0 т/ч на 1 м ширины топки в свету. При №р>55% следует устанавливать сушилки для подсушки топлива но разомкнутому циклу
б)	Камерные топки для сжигания твердых топлив
3.	Температура газов на выходе из топочной камеры выбирается из условий предупреждения шлакования последующих поверхностей нагрева.
При размещении ширм в верхней части топки температура на входе в них для шлакующих топлив принимается не выше 1 200 °C, для нешлакующих (типа экибастузского угля) — не выше 1 250 °C, для сильно шлакующих бурых углей (типа канско-ачипскнх) и сланцев — не выше 1 100 °C.
•Температура газов перед фестоном или фестопиро-ванной частью конвективного пакета, расположенного в верхнем горизонтальном газоходе, принимается не выше значений, приведенных ниже.
Топливо	Температура
газов, ЧС ц
Антрацитовый штыб (АШ), полуантрациты (ПА) и тощие угли (Т).................... 1 050
Донецкий ГСШ............................. 1 000
Кизеловский Г и отсевы................... 1 050
Кемеровский СО......................... 1 050
Томь-Усинский (открытые разработки) ...	1 050
Подмосковный Б........................... 1 000
Ангренский Б.................................. 950
Канско-ачинские Б (ирша-бородинскнй, на-заровский, березовский) ...................... 950
Фрезерный торф................................. 950	
Сланцы северо-западных месторождений . .	900
Для других топлив температура газов в этом сечении принимается равной температуре начала деформации золы (табл. I), .но не выше 1 100°С. В фестониро-ванной части конвективного пакета (фестона) газы должны охлаждаться не менее чем на 50 °C.
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
67
Температура газов перед конвективными пучками, расположенными в опускной шахте, принимается не выше следующих величин:
Топливо	Температура, ®С	
	шахматный пучск	коридорный пучок
Шлакующее		800*	850
Нешлакующее		900	950
Сланцы северо-западных месторождений 		600	700
• При больших промежутках между трубами Sj—d^lOO мм и s't—мм допускается температура 850 °C.
4.	Для предотвращения усиленного шлакования экранов топочной камеры тепловое напряжение ее сечения qF=BQav/FT (определяется по сечению в районе горелок) рекомендуется принимать не выше следующих величин:	<
а)	для жидкого шлакоудаления при сжигании АШ, ПА и Т—4,5-10° ккал/(мг - ч), каменных и бурых углей — 5,5 • 106 ккалЦмг • ч);
б)	для твердого шлакоудаления максимально допустимое тепловое напряжение сечения топочной камеры дается в зависимости от свойств топлива, типа и компоновки горелок в табл. П-1.
5.	Рекомендуемые типы горелок в зависимости от рода сжигаемого топлива и способа шлакоудаления приведены в табл. П-2.
Для вертикальных предтопков и горизонтальных циклонов, а также для двухкамерных топок применяются специальные лопаточные, улиточные и щелевые горелки. Для сжигания твердого и жидкого топлив или твердого топлива и газа камерные топки оборудуются комбинированными горелками. Одновременное сжигание пыли с жидким или газообразным топливом в одних и тех же горйтках не допускается, ибо сопровождается
Таблица П-2
Тип и компоновка горелок	Топливо
Вихревые; встречное или фронтальное расположение Щелевые прямоточные; тангенциальное расположение Прямоточные; встречное расположение ( ,	. ... д Прямоточно-улиточные; встречное или фронтальное расположение Прямоточные ^горизонтальными	рассекателями; встречное или фронтальное расположение Горелки с плоскопараллельными струями; [встречное или фронтальное расположение Эжекционные амбразуры Амбразуры с горизонтальными равескателями	Все топлива, кроме фрезерного торфа Все топлива S Каменные и бурые угли Все топливу при жидком шлакоудалении (при 2)^320 т/ч) и каменные угли при твердом шла-коудалении Бурые угли Каменные н бурые угли, фрезерный торф и сланцы Бурые угли и фрезерный торф (при 2>С220 т/ч) Фрезерный торф (при £><220 т/ч)
повышенными потерями от механического недожога и снижает надежность работы котлоагрегата
6.	Количество горелок в зависимости от их типа и расположения в топке котлов разной мощности рекомендуется выбирать по табл. П-За (для АШ, ПА и Т) и П-Зб (для каменных и бурых углей).
7.	Относительные расстояния между горелками разных типов в зависимости от их расположения, а также от горелок до ограждающих поверхностей указаны в табл. П-4.
Глубина топки с жидким шлакоудалением при фронтальном и встречном расположении вихревых горелок принимается равной (5->7)da (меньшее значение — для горелок мощностью 60 Гкал/ч).
Глубина топки с твердым шлакоудалением с вихревыми и тангенциальными щелевыми горелками определяется в зависимости от принятой величины qF на 1 ярус, их компоновки и мощности.
8.	Скорости пылевоздушной смеси wt, вторичного а>2 и сбросного воздуха на выходе из горелок при номинальной паропроизводительности котельного агрегата выбираются по данным табл. П-5.
9.	При сжигании углей марок АШ и ПА для интенсификации воспламенения пыли целесообразно пыль в топку транспортировать горячим воздухом, а сушильный агент из мельничной системы подавать через сбросные горелки. Рекомендуемая скорость сбросного воздуха в горелках указана в табл. П-5.
Размещение сопл для сброса сушильного агента зависит от конструкции топки и рода топлива. В однокамерной топке при встречном и угловом расположении горелок (при соотношении сторон топки, меньшем или равном 1,3) сопла сброса целесообразно устанавливать по углам, по тангенциальной схеме (диаметр центрального круга касания осей сопл равен 1—1,5 м). При соотношении сторон топки больше 1,3 сопла рекомендуется размещать над каждой из основных горелок верхнего ряда. Расстояние по высоте между нижней кромкой сопла сброса и верхней кромкой горелки принимается равным da для вихревых и 2Ь — для прямоточных горелок. При фронтальном расположении горелок сопла сброса устанавливаются на задней степе топки на уровне верхних горелок. В полуоткрытой топке с пережимом при сжигании низкореакциопных топлив (АШ, ПА, Т) сопла
Таблица П-За
Паропроизводи-тельность котла. т/ч	Тип горелок и их расположение при сжигании АШ, ПА и Т		
	вихревые		прямоточные1
	фронтальное	встречное	тангенциальное®
75	2—3	2—4	4
120	4	4	4
220	4—6	4—6	4
320	8	8	163
420	8	8	163
640	-—	8—16	16’
950	—	12*	16—24*
1 600	—	16*	—
2 650	—	24*	
1 Двухпоточная горелка считается как одна.
я Возможность применения тангенциально расположенных прямоточных горелок для котлов 0^950 m/ч должна быть подтверждена опытами. Количество горелок определяется по числу пылепроводов.
« В топках с двумя вихрями.
* Допустимость использования меньшего числа более мощных горелок требует опытной проверки.
5*
68
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
Таблица П-Зб
Паропроизво-днтельиость котла, т/ч	Тип и расположение гоэелок пэи сжигании камзнлых и бурых углей									
	вихревые				прямоточные					
	фронтальное		встречное		фронтальное		встречное		тангенциальное	
	жидкое шлакоудале-ние	твердое шлако удаление*	жидкое ш лако- удал ен и е	твердое шлако-удаление*	жидкое шлако-удаление	твердое шлако-уделение	жидкое шлако-удаление	твердое шлако-удадение	। жидкое шлако* удаление	твердое ,ш лако-у деление
75	2—3	2—3	2—4	4			2					4	4
120	4	4	4	4—6	—	2—3	—	—.	4	4
220	4—6	4—6	4—6	4—6	—	3—4			8—10	4	8
320	8	8—12	6—8	6—8	—	4—5	—	10—12	8—162	8—16г
420	8—12	8—123	8	8—12	—	5—6	8—10	12—16	8—162	8—162
640	—	—-	8—16	12—16	—	8—10	10—12*	16—18*	162	16—242
950	—	—	85—16	16—24	—	—	—	—	16—242	24—322
1 600	—	—	125—16	24—32	—	—	—	—	—	24—322
2 650	—	—	165—24	32-48	—	—	—		 ;	—	32—482
3 600	—	—	245—36	48—64	—	—	—	—	—	482
1 Меньшее количество горелок допускается для нешлакующих углей типа экибастузского.
* В топках с двумя вихрями.
8 Допустимо фронтальное расположение горелок втопках с твердым шлакоудалением котлов 1600 tn/ч, сжигающих каменные •углн типа экибастузского.
* Встречное расположение прямоточных горелок может применяться дтя котлов паропроизводительностью >610 m/ч лишь после опытней прсверки.
8 Допустимость использования этих горелок требует опытной проверки.
Таблица П-4
Наименование	Относительное расстояние	Наименование	Относительное расстояние
Вихревые горелки при		Между осями горелок по горизон-	
встречном и фронталь-	Z/d*a	тали:	
ном расположении		при однорядном расположении	2,2—2,4
От оси нижнего ряда горелок до начала ската воронки		при коридорном расположении (в два ряда и более) и жид-	2.5—3,0
при жидком шлакоудалении: при коридорном расположе-	1,8—2,0	ком шлакоудалении то же при твердом шлакоудалении	3,0—3,5
НИИ при расположении по треугольнику вершиной вниз	0,8—1,0	Между осями горелок по вертикали при коридорном расположении	Равно шагу по
на боковых стенах			горизонтали
при твердом шлакоудалении От оси крайней горелки до приле-	2,0—2,5	при расположении по треугольнику вершиной вниз на боковых стенах	Равно 0,7 горизонтального шага
гающей стены			
при жидком шлакоудалении: при одноярусном расположении горелок при двухъярусном располо-	1,6—1,8	Прямоточные горелки при тангенциальном	1/Ь*
	2,0—2,2	расположении	
жении горелок	Равно расстоянию	От нижней кромки нижнего ряда	
при твердом шлакоудалении		горелок до начала ската воронки:	
	между осями горе-	при жидкОхМ шлакоудалении	1,5—2,5**
	лок по горизонтали	при твердом шлакоудалении	4-5
• I—расстояние, d , Ь—соответственно диаметр амбразуры и ширина горелки.
•• Мен шие и приведенных значений—для высокореакционн ых топлив.
сброса помещаются в камере горения над каждой из основных горелок верхнего яруса. При сжигании бурых и каменных углей в полуоткрытых топках с жидким шлакоудалением сопла сброса можно устанавливать при сушке топлива газами в пережиме камеры сгорания, при сушке воздухом — над основными горелками. Сопла сброса наклонены вниз на 10—15°. В топке с вертикальными предтопками они размещаются на противополож
ной стене топки, против места выхода газов из предтоп-ков, в виде вертикальных щелей с отношением сторон 1:8—1:10.
10.	Скорости в амбразурах и соплах шахтно-мельничных топок выбираются по данным табл. П-6.
Амбразуры следует располагать как можно ближе к холодной воронке. Минимальное расстояние от боковой грани крайних амбразур до прилегающих стен
Приложение II Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
69
Таблица И-5
Тип горелок	Тепловая мощность горелок, Гкал/ч	Антрацитовый штыб и тощие угли			Каменные и бурые угли		
		te>i, м/счс	w2, м/сек	U’a/W,	Wi, м/сек	wa, м/сек	Wi/Wi
Двухулиточные	20	14—16	18—21	1.3—1,4	20—22	26—28	1,3—1,4
	30	14—16	18—21	1.3—1,4	22—24	28—30	1,3—1,4
	45	16—18	22—25	1,3—1,4	22—24	28—30	1,3—1,4
	65	18—20	26—30	1,4—1,5	24—26	30—34	1,3—1,4
Прямоточно-улиточные	20	14—16	17—19	1,2—1,3	18—20	22—25	1,2—1,3
	30	14—16	17—19	1,2—1,3	18—20	22—25	1,2—1,3
Улиточно-лопаточные	30	18—20	25—28	1,3—1,4	22—24	30—34	1,3—1,4
	45	18—20	25—28	1,3—1,4	22—24	30—34	1,3—1,4
	65	20—22	28—30	1,4—1,5	24—26	34—36	1,4—1,5
Прямоточные1	20	18—20	28—30	1,5—1,6	24—26	36—42	1,5—1,6
	30	18—20	29—32	1,6—1,7	26—28	42—48	1,6—1,7
	45	20—22	34—37	1,6—1,7	28—30	48—50	1,6—1,7
Прямоточные при мельницах-	20			—	—	15—20	40	‘2—2,5
вентиляторах1.2	45	—	—			15—20	50—60	3—3,3
Прямоточные с центральным	20	26—28	30—34	1,2—1,3	27—29	42—45	1,5—1,6
или с односторонним вводом	30	27—29	32—36	1,2—1,3	28—30	46—48	1,6—1,7
вторичного воздуха1	45	28—30	36—38	1,3—1,4	29—31	48—50	1,6—1,7
Многощелевые, межтрубные по-	20	—	-—	—	22—24	32—34	1,4
толочные для двухкамерных	30	—	—	—	24—26	34—36	1,4
топок	45	—	-—	—	24—26	34—36	1 4
Встречно-смещенные (ВВС)	20—30	—	—	—	24—30	32—45	1,3—1,5
Винто-лопаточные для верти-	50	203	60—703	3,0—3,5	304	60—703	2,0—2,3
кальных циклонов	100	20	60—70	3,0—3,5	30	60—70	2,0—2,3
	140	20.	60—70	3,0—3,5	30	60—70	2,0—2,3
Двухулиточные для горизонталь-	50	—	—		23—25	130—1503	5,5—6,0
ных циклонов (дробленка)	75	—	—•	 '	23—25	130—150	5,5—6,0
	100	—	—	 1 '	23—25	130—150	5,5—6,0
Прямоточные для горизонталь-	50	—	—	—	20—22	100—1203	5—6
ных циклонов (грубая пыль)	75		—	 1 "	20—22	100—120	5—6
	100	—	—	—	20—22	100—120	5—6
Сбросные сопла	—				35—45		
1 При угловой компоновке горелок.
а Для бурых углей.
а Скорость в шлицах.
* Скорость в живом сечении между лопатками.
должно быть не менее 400 мм. При тесном размещении мельниц рекомендуется крайние мельницы и горелки установить с поворотом осей внутри топки до 15°. При амбразурах с рассекателями для фрезерного торфа сопла вторичного воздуха помещаются над и под амбразурами: угол наклона верхних сопл вниз 45—55°, нижних вверх — 25—30°. Сопла вторичного воздуха на задней стене следует устанавливать на уровне амбразур горизонтально или с наклоном вниз до 15°.
11.	Расход первичного воздуха в горелках при транспорте пыли горячим воздухом или сушильным агентом принимается по данным табл. II-7 и уточняется из расчета системы пылеприготовления.
При транспорте пыли горячим воздухом коэффициент избытка воздуха в горелках при номинальной нагрузке котельного агрегата должен составлять не менее аг=1,05 от теоретически необходимого для полного сгорания поданного в горелки топлива.
в)	Камерные топки для сжигания мазута и газа
12.	Температура газов в конце топки при сжигании мазута и газа зависит от мощности котла и теплового напряжения объема топки (табл. XX) и выбирается на основании технико-экономических расчетов.
Температура газов перед горизонтальными пучками, расположенными в опускной шахте, для котельных агрегатов £>>75 т/ч принимается не выше 950—1 000 °C
(меньшая величина при шахматных пучках) при сжигании мазута; перед вертикальными коридорными пучками или фестонированными шахматными допускается на уровне 1 050—1 100 °C.
13.	В камерных топках для сжигания мазута и высококалорийных горючих газов (природного и попутного) для котельных агрегатов £>^20 т/ч применяются комбинированные газомазутпые горелки при встречном, угловом и фронтовом расположении с центральной или периферийной подачей газа в воздух и установкой по оси мазутных механических или паромеханических форсунок. Для сжигания низкокалорийного доменного газа рекомендуется применять щелевые горелки со смесительными кирпичными каналами и дожигательными тоннелями при встречной их установке на боковых или фронтовой и задней стенах топки, а также вихревые и комбинированные горелки.
Расстояние между осями горелок по вертикали (при коридорном их расположении) и по горизонтали должно быть (2,5-г-3,0)da; от оси горелкичдо боковой стены тонки (3,0-b3,5)da; от оси горелки до пода не менее 3da.
14.	Скорость воздуха в узком сечении амбразур комбинированных горелок рекомендуется принимать в пределах 40—70 м/сек при номинальной производительности котла; меньшие значения — для горелок меньшей производительности, большие — для наиболее мощных горелок.
70
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
Таблица П-6
Тип горелки	Топливо	Скорость, м!сек				
		аэросмеси	вторичного воздуха			дутья из холодной воронки»
			в горелках	в соплах амбразур		
				верхней пряди»	нижней пряди»	
Эжекционные амбрэзуры3	Сланец	3,5—5		15—25	25—35	
	Бурый уголь	4—5	—	15—25	25—35	—
	Каменный уголь с VT^> ^30%	—	— •	15—25	25—35	—
Горелки с плоскими параллельными струями4	Фрезерный торф	4—6	—	20—30	30—40	12
	Бурый уголь и фрезерный торф	8—15	30—60	—	—	—
Амбразуры с горизонтальными рассекателями 1	Фрезерный торф	4—6	25—30	—	—	—
1 Меньшие значения скоростей принимаются для котлов маной производительности.
» В наиболее узком ее сечении
• Соотношение площадей живых сечений сопл и нззагрэможденной части эжекциэнной углей и фрезерного торфа, 0,2—для каменных углей.
* Скорость выхода аэросмеси и вторичного воздуха из горелки после вменения 15—35 м!сек при D=75—320 т/ч.
амбразуры должно составлять; 0,1—для бурых
15.	Скорость выхода воздуха и доменного газа из воздушных и газовых каналов щелевых горелок со смесительными кирпичными каналами и дожигательными тоннелями, а также из вихревых комбинированных горелок принимается в пределах 25—35 м/сек пои номинальной нагрузке.
16.	Для обеспечения нормальной работы мазутных форсунок мазут необходимо подогревать до температуры, обеспечивающей требуемую его вязкость (рис. 3-2).
Для механических и паромеханических форсунок рекомендуется вязкость топлива 2,5° УВ (условной вязкости) .
Для паровых форсунок расход пара на распылива-ние составляет 0,3—0,35 кг/кг.
17.	Суммарное тепловое напряжение сечения топки при сжигании мазута должно быть не более 8-Ю6 ккал/(м2-ч) и на ярус — не более ЗХ X10е ккал/(м2 •ч)
18.	Для снижения тепловых нагрузок экранов в котлах СКД при сжигании мазута рекомендуется применять рециркуляцию газов в нижнюю часть топки (или на уровне горелок) и устанавливать горелки в несколько ярусов.
Таблица П-7
Топливо	Расход первичного воздуха, %, теоретически необходимого на горение при транспорте пыли	
	горячим воздухом*	сушильным агентом
АШ, полуантрациты и то-	15—г-20	20—25
щие угли Каменные угли	20—25	25—35
Бурые угли	20—25	45—55
• При промбункере.
Примечания: 1. При сушке топлива газами или смесью газов и воздуха количество воздуха в сушильном агенте за мельницей должно составлять не менее 0,15Й°.
2. Температура аэросмеси для углей с Уг>35% ие должна превышать 160 °C.
г)	Топки для слоевого сжигания топлива
19.	Длина неподвижной колосниковой решетки при механизированной загрузке топлива должна быть не более 3,0, при ручной — не более 2,0 м.
20.	Топди с пневмомеханическими забрасывателями рекомендуется, как правило, выполнять открытыми (без сводов). Если конструкция котла требует устройства наклонного заднего свода, то его следует устанавливать па высоте не менее 1,6 м от решетки с подъемом в сторону передней стены под углом не менее 40°.
21.	Топочная камера слоевых топок с цепной решеткой прямого хода (при поступлении топлива через угольный ящик) должна иметь низко опущенный задний наклонный свод (на расстоянии 0,5—0,6 м от колосникового полотна до нижней точки свода), перекрывающий 60—70% активной длины решетки. При необходимости, учитывая условия компоновки переднего свода, его располагают на высоте не менее 1,5 м от решетки
22.	В топках скоростного горения для древесных отходов толщина вертикального слоя топлива в активной зоне регулируется передвижной ступенью. Оптимальная толщина зависит от гранулометрического состава и влажности древесных отходов и находится в пределах 150—500 мм.
23.	Для обеспечения перемешивания продуктов сгорания в слоевой топке и снижения потерь с уносом топлива рекомендуется применять острое дутье со стороны задней стены и возвращать в топку унос из зольников котла и золоуловителя (из первой ступени — при наличии двух-трех ступеней золоулавливания).
При сжигании антрацита острое дутье необходимо подавать в пережиме топки, в направлении от заднего свода к передней стене. Количество воздуха, подаваемого для острого дутья, должно составлять: для котельных агрегатов £>^20 т/ч не более 5%; при D^20 т/ч —не более 10% теоретически необходимого количества воздуха.
24.	В топках скоростного горения для древесных отходов сопла вторичного дутья размещаются на задней стене топки, у пода; количество вторичного воздуха составляет 20—25% теоретически необходимого, скорость выхода воздуха из сопл 30—50 м/сек.

Приложение II Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
71
Б. ПОВЕРХНОСТИ НАГРЕВА
Ниже изложены рекомендации по выбору основных расчетных параметров котельного агрегата: температуры уходящих газов и воздуха, скорости газов в поверхностях нагрева и йх геометрических характеристик. Даны рекомендации по проектированию конвективных поверхностей нагрева, регулированию перегрева пара, обеспечению надежной работы воздухоподогревателей и т. д.
а)	Общие положения
1.	Температура уходящих газов за котлоагрегатом выбирается по условию эффективного использования тепла топлива и расхода металла на хвостовые поверхности нагрева. Для мощных котлов она находится на более низком уровне, чем для агрегатов небольшой производительности.
В табл. П-8 приведены рекомендуемые значения экономически наивыгоднейших температур уходящих газов для котельных агрегатов £>>75 т/ч при сжигании твердых и жидких топлив в зависимости от температуры питательной воды и стоимости условного топлива а (руб/т усл. топлива). Для их обеспечения необходимо принимать меры по защите воздухоподогревателя от низкотемпературной коррозии при температурах металла ниже точки росы дымовых газов.
Температура точки росы дымовых газов tp зависит •от температуры конденсации влаги /НОи при парциальном ее давлении в газах и приведенного содержания серы в рабочем топливе Sn и равна /р=/кон+А/р; ветчина в зависимости от приведенных содержаний золы и серы топлива Ал и Sn определяется по формуле
Д/р= 125 }7sn/l ,05аУ«лП.
На рис. П-1 приведены кривые для определения Д/р при ауи=0,85.
Для полного исключения коррозии поверхности нагрева при отсутствии специальных мер защиты температура металлической стенки должна быть примерно на 10° выше температуры точки росы дымовых газов, однако это приведет к значительному превышению температур уходящих газов над экономическими их значениями, указанными в табл. 11-8.
При сжигании сернистых топлив перспективным средством, предупреждающим возникновение коррозии в зоне коррозионноопасных температур, является покрытие кислотостойкой эмалью поверхностей нагрева воздухоподогревателей. Для этой цели наиболее пригодны воздухоподогреватели регенеративные (вращающиеся) и с промежуточным теплоносителем.
При эмалировании трубчатых воздухоподогревателей рекомендуется заменить приварку труб к трубным доскам (она разрушает эмаль) уплотнением их с по-
Рис. П-1. Разность температур точки росы дымовых газов и конденсации водяных паров в них.
мощью бетона (газ в воздухоподогревателях может проходить как в трубах, так и снаружи).
Перспективным является также применение поверхности нагрева «холодной» ступени из неметаллических, коррозионностойких материалов (керамика, стекло и др.); эти конструкции находятся в стадии разработки и промышленной проверки.
При сжигании сернистых твердых топлив возможно достичь невысоких температур уходящих газов при незначительных коррозионных разрушениях, используя поверхности с температурами стенки в холодной части воздухоподогревателя в следующем интервале:
ГкоВ+25</РТ<105 °C.	(П-1)
При выполнении этого условия скорость коррозии не превысит 0,2 мм/год.
Не рекомендуется допускать температуру стенки поверхности нагрева ниже /Коп+25°С из-за усиленной коррозии и загрязнения. При температуре стенки от 110 °C до tp скорость коррозии недопустимо велика.
Для обеспечения температуры стенки в рекомендованных выше пределах можно применять в зоне низких температур воздухоподогреватели с промежуточным теплоносителем, газовые испарители и низкотемпературные экономайзеры. Преимущество воздухоподогревателей с промежуточным теплоносителем в том, что сквозное коррозионное повреждение какой-либо трубы только ее и выключает из работы.
В случаях, когда вышеперечисленные мероприятия для снижения скорости коррозии не выполнены, необходимо обеспечить возможность теткой замены в эксплуатации отдельных корродирующих кубов или паке
та блиц а П-8
Топливо (приведенная влажность)	'п.в=15°,с		/п в=2154-235 °C		'п в=265’С	
	а~^~7	а=12-ь20	а=4~-7	а=12-4-20	а=4-4-7	а= 124-20
Сухое W «<3 Влажное 1Гп=44-20 Сильно влажное №«^>20	110—120 120—130 130—140	ПО 110—120	120—130 140—150 160—170	ПО 120—130	130—140 150—160 170—180	110—120 130—140
Примечания: 1. При отклонении оптимальной температуры подогрева воздуха от требуемой по условиям сушки и горения рекомендуется провести технико-экономические расчеты для выбора температуры уходящих газов.
2. Здесь приведены данные для котельных агрегатов с замкнутой системой пылеприготовления. При разомкнутых системах без изменения схемы хвостовых поверхностей нагрезд можн) руководствоваться табл. 11-8 применительно к приведенной влажности сушенки.
72
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
тов воздухоподогревателя и изготавливать их с утолщенной стенкой для увеличения срока службы.
Температура воздуха на входе в воздухоподогреватель при сжигании твердых сернистых топлив должна приниматься не ниже температуры конденсации влаги ^кон-
Для полного исключения возможности коррозии при сжигании мазутов с нормальными избытками воздуха (температура точки росы 140—145 °C) температура металлической стенки должна приниматься: при поперечном омывании труб газами — не ниже 155 °C, при продольном (воздухоподогреватели)—не ниже 125 °C. При температуре уходящих газов на уровне 150 °C для полного исключения коррозии воздухоподогревателя температура воздуха на входе должна быть не ниже 110— 100 °C при отсутствии специальных мер защиты, что вызовет значительное снижение температурного напора и, следовательно, увеличение поверхности нагрева воздухоподогревателя. Поэтому при установке в холодных ступенях воздухоподогревателей сменяемых кубов или сменяемой набивки допускаются следующие значения температуры входящего воздуха: в трубчатых воздухоподогревателях — 80—90 °C, в регенеративных — 60—70 °C.
При сжигании мазута с избытками воздуха на выходе из топки ат = 1,024-1,03 и выполнении условий, указанных в примечании 3 табл. XX, температура стенки воздухоподогревателя может быть снижена примерно до 85 °C, уходящих газов — примерно до 120 °C. При этом температура входящего воздуха, по условию предупреждения возможности забивания холодной ступени воздухоподогревателя, должна быть не ниже 50 °C.
Кардинальным решением задачи предотвращения коррозии воздухоподогревателей и последующих элементов мазутных котлов является сжигание мазута с малыми избытками воздуха с одновременным эмалированием холодной части воздухоподогревателя.
При температуре уходящих газов ниже tp необходимо также защищать от коррозии газовый тракт после воздухоподогревателя.
Для предварительного подогрева воздуха перед входом в воздухоподогреватель должны устанавливаться водяные или паровые калориферы, обогреваемые отборным паром из турбины.
Для котлов небольшой производительности ^75 т/ч) температуру уходящих газов рекомендуется определять в зависимости от температурных напоров на холодном конце экономайзера (между температурами газов и питательной воды) и на горячем конце воздухоподогревателя (или его холодной ступени). Оптимальный температурный напор на холодном конце экономайзера принимается в зависимости от числа часов использования в году установки (и, ч/год) и стоимости тонны условного топлива (а, руб/т усл. топлива).
Д^эк=304-50 °C при па= 100 • 1034-50 • Ю3 ч • руб/(годХ Хт. усл. топлива);
М»к=504-80 °C при иа=50 • 103-М0 • 103 ч • руб/(годХ Хт усл. топлива) (при большем па меньшее Д/эк)
При установке к котлам низкого давления воздухоподогревателя оптимальный температурный напор на горячем конце принимается равным:
А/в=354-70°С при/ш= 100 1034-50-103 ч-руб/(годх Хт усл. топлива):
AfB = 704-140 °C при па=50 • 103 4-10-103 ч-руб/(годх X т усл. топлива) (при большем па меньшее А/в).
Для котлов низкого давления с хвостовыми поверхностями нагрева температура уходящих газов должна быть не ниже значений, указанных в табл. II-9; оптимальное ее значение выбирается на основе технико-экономических расчетов. .
В котлах низкого давления воздухоподогреватели устанавливаются перед чугунными экономайзерами (при их наличии).
Т абли ц а П-9
Топливо	
Угли с приведенной влажностью	120—130
«7"<3 и природный газ Угли, U7n=4—20	140—150
Мазут Торф и древесные отходы	150—160 170—190*
* При установке воздухоподогревателя.
2.	Рекомендуемая температура подогрева воздуха при камерном сжигании для котельных агрегатов £>> >75 т/ч приведена в табл. II-10.
Если по условиям сушки или сжигания топлива высокий подогрев воздуха не требуется, целесообразно устанавливать одноступенчатый воздухоподогреватель. В этом случае оптимальная температура воздуха в зависимости от температур питательной воды и уходящих газов ориентировочно определяется по формуле
/°птв =/п.в+40+0,7(Оух—120), °C.	(П-2)
Найденную величину необходимо проверить по условиям сушки топлива при максимальной его влажности.
Таблица П-10
Характеристика топки и схемы пылеприготовления	Сорт топлива	Температ ура воздуха, °C
Топки с твердым	Каменные и то-	300—350
шлакоудалением при	щие угли	350—400*
замкнутой схеме пыле-	Бурые угли, фре-	
приготовления и воз-	зерный торф	250—300
душной сушки	Сланцы	
Топки с жидким	АШ, ПА, бурые	380—400
шлакоудалением, в том	угли	
числе с горизонтальны-	Каменные угли и	350—400
ми циклонами и вер-	донецкий тощий	
тикальными предтоп-ками, при сушке топлива воздухом и подаче пыли горячим воздухом или сушильным агентом При сушке топлива	Бурые угли	300—350**
газами в замкнутой схеме пылеприготовления при твердом шла-коудалении То же при жидком	То же	350—400**
шлакоудалении При сушке топлива	Для всех топлив	<350
газами в разомкнутой схеме пылеприготовления при твердом шлакоудалении То же при жидком	То же	350—400**
шлакоудалении Камерные топки	Мазут и природ-	250—300
	ный газ Доменный газ	250—300
* При высоковлажном торфе Д"р>50% принимают 400 °C.
•* Большее значение—при высокой влажности топлива.
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
7»
При установке двухступенчатого воздухоподогревателя по формуле (П-2) определяется оптимальная температура воздуха за первой ступенью.
3.	Минимальные скорости газов, по условию предотвращения заноса поверхностей нагрева, принимаются: при номинальной нагрузке — не ниже 6 м/сек для поперечно омываемых пучков и не ниже 8 м/сек — при продольном токе газов в трубчатых и регенеративных воздухоподогревателях.
Предельно допустимая по условиям эолового износа скорость газов на входе в первый пакет копвектив-noif шахты (в суженном сечении между трубами *) при номинальной нагрузке котла рассчитывается по формуле
2,85Лр	/ /мвкС \0,3 / Sj у,6
kwR^	’ ^сск-
(П-З)
Здесь kw и — коэффициенты неравномерности полей скорости газов и концентрации золы. При П-образной компоновке принимают £ш=1,25, #^ = 1,2; при повороте газов перед пакетом на 180° fcw = l,6 и k =1,6;
т — срок службы труб, ч;
Цзл — концентрация золы в газах в рассчитываемом сечении пакета: 10Л₽г?ун 273
Р-зл —	(7^ о _|_ 273’ г'!м ’ (И-За)
/макс — максимально допустимый износ стенки трубы, мм-, kn —
=и,'“ом/<^срг — отношение расчетной скорости газов при номинальной нагрузке котельного агрегата к скорости газов при среднеэксплуатационной нагрузке; для котлоагрегатов D^120 т/ч принимают kD = 1,15; для D = =50=75 т/ч kD = 1,44-1,3;
Roc— остаток золы на сите 90 мкм, %;
а — коэффициент абразивности золы в газовой среде, (мм • сек3)/(г • ч);
М — коэффициент истираемости металла труб; для углеродистых труб М= 1, для легированных А4 = 0,7.
В табл. П-11 приведены для типовых топлив расчетные значения предельно допустимой скорости газов 1 2 на входе в первый пакет конвективной шахты (в суженном сечении между трубами) при номинальной нагрузке для котельных агрегатов £>^120 т/ч, сухом шлакоудалении, различных шагах труб srfd и следующих значениях ве-Таблица П-11
Топливо	№ , м/сек	
	s,/cf=2,5	«i/rf=4
Подмосковный уголь ....	8,8	7,8
Антрацитовый штыб ....	11,5	10,0
Донецкий тощий		12,0	10,5
Челябинский уголь 		10,0	9,0
Экибастузский уголь ....	7,0	6,0
Кизеловский уголь		10,5	9,5
1 Если скорость газов в диагональном сечении шахматного пучка выше, чем в поперечном, то ее предельно допустимое значение проверяется в диагональном сечении.
2 Подсчитано при температуре газов Д = 700<С. Если температура отличается от 700 °C более чем на ±150°, величина цзл пересчитывается по формуле (П-За).
Таблица П-12
Уголь	а, {мм-сек*)/(г.ч)
Подмосковный уголь, донецкий каменный, АШ	I4-10-®
Экибастузский		24 10-9
Челябинский 		10-10-9
Кизеловский		9-Ю-9
личин: т —60-Ю3 ч; /макс = 2 мм\ М=1, £в=1,15; kw = = 1,25; ^ = 1,2; /е90 = 20%.
Коэффициенты абразивности золы принимаются по табл. П-12.
При отсутствии данных о коэффициенте абразивности золы топлива в расчет вводится его величина, равная а=14-10~й (мм • сек3) / (г • ч).
В перегревателях предельно допустимая скорость-газов проверяется по формуле (П-З) для труб, расположенных при температуре газов не выше 900 °C; при более высоких температурах абразивность золы значительно снижается и износ труб уменьшается.
Если износ не ограничивает скорость газов, то она выбирается по минимальным расчетным затратам. Для котлоагрегатов с уравновешенной тягой при стоимости 10—12 руб. за т усл. топлива экономические скорости газов для шахматных пучков при номинальной нагрузке агрегата ориентировочно составляют, м/сек-. вээкономайзере (сталь 20)	..................13+2'
в промежуточном перегревателе (перлитная
сталь) и в первичном (аустенитная сталь) 19+2 в первичном перегревателе (перлитная сталь) . 14+2
Для коридорных пучков экономические скорости на 40% выше.
При предельных значениях стоимости топлива 4 и 20 руб/т усл. топлива величина шэк соответственно увеличивается или уменьшается па 10%; в котлах, работающих при наддуве, ьуэк увеличивается примерно на 10%.
4.	Шаги труб в конвективных и ширмовых поверхностях нагрева рекомендуется принимать по данным табл. II-13.
Необходимо предусматривать очистку поверхностей нагрева котельных агрегатов, работающих на твердом топливе или мазуте.
Для очистки топочпых экранов котлов, работающих ва твердых топливах, применяются обдувочные аппараты; для очистки конвективных и ширмовых перегревателей и котельных пучков, расположенных в горизонтальном газоходе, — обдувочные аппараты или виброочистка.
В котельных агрегатах £>>75 т/ч для очистки конвективных поверхностей, расположенных в вертикальной шахте, при сжигании топлив, дающих плотные отложения (мазут, АШ, сланцы, назаровские угли и др.), должны применяться дробевые устройства.
Для обеспечения нормальной работы дробевых установок рекомендуется выполнять конвективную шахту постоянного сечения по всей ее высоте (первый по ходу газов пакет в конвективной шахте при П-образпой компоновке следует располагать на расстоянии не менее 1 м от верхнего порога шахты).
Для очистки поверхностей нагрева вращающихся регенеративных воздухоподогревателей при сжигании твердых топлив применяют обдувочные аппараты «качающегося» типа. При сжигании сернистого мазута применяют паровые обдувочные аппараты «качающегося» типа, а также стационарные, в сочетании со стационарными промывочными устройствами.
74
Приложение II. Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
Таблица П-13
Поверхность нагрева	Расположение труб	Шаг труб	
		поперечный s,/d и мм	ППОДОЛЬНЬЦ! sa/d и s2( мм
Фестоны на выходе из топки	Шахматное	5,^300	sz>200
'Фестонпрованная часть перегревателя	Шахматное	5^250	s2^150
Перегреватели в горизонтальном газо-	Коридорное	s,/J=2,54-3,5»	
ходе			
Ширмы в верху топки		$^550	1,1 — 1,25
Ширмы в газоходах		$1=3504-400	1,1 — 1,25
Экономайзеры и перегреватели в кон-	Шахматное1	s2/d=3, 0-4-3,52	s'2—г/5з204
вективной шахте	Коридорное	5^=2,04-3,0»	s2—d зЗО
i
1 Для топлив, не дающих плотнее отложения (экибастузскнй, подмосковный, челябинский угли), допускается снижение s,[ 1 до 2,5 и ~£з/(1 до 1,1.
3 Пои трубах диаметром ^42 мм. При трубах ^50 мм допускается sI/d=2,5.
3 Уменьшение s,ld допускается при сбеспечении зазора в свету не менее 35 мм.
4 Для выходных ступеней перегревателей газомазутных котлов при работе без присадок, обеспечивающих рыхлую структуру отложений, зазор «з—с?^3,5 («а—диагональный шаг).
в При сжигании шлакующих топлив зазор Si—мм.
б)	Перегреватели и котельные пучки
5.	Наружный диаметр труб перегревателей принимается в пределах rf=28-=-42, для промперегревателей z/^60 мм. В первых необходимо обеспечивать достаточно высокую скорость пара на участках, где температура стенки труб близка к предельно допустимой для вы--бранпого материала. Гидравлическое сопротивление первичного перегревателя в котлах с естественной циркуляцией (от барабана до главной парозапорной задвижки включительно) не должно превышать 10% рабочего давления пара; для котельных агрегатов, рассчитанных на давление р^=140 кгс/см2, допускается повышение гидравлического сопротивления перегревателя до 15%.
6.	Для обеспечения надежной работы перегревателей с температурой пара выше 500 СС необходимо делить их на последовательно включенные (по пару) части с перемешиванием пара в промежутках между ними. Кроме того, следует осуществлять переброс пара из од-‘Иоп масти газохода в другую. Перемешивание может обеспечиваться при помощи смесительных коллекторов с торцевым подводом или отводом, в коллекторе впрыскивающего пароохладителя и др. При температуре пара 450—500 °C перемешивание также целесообразно.
7.	Подводить пар рекомендуется рядом труб малого диаметра по всей длине раздающего коллектора перегревателя; применение схемы П не рекомендуется.
Использование схемы Z допускается при условии .размещения пакетов или панелей таким образом, чтобы участки змеевиков с минимальным расходом и максимальной температурой пара размещались в зоне минимальных тепловых потоков.
Более подробные указания по выбору схем подвода даны в нормах гидравлического расчета котельных агрегатов.
8.	Номинальная температура первичного и вторичного перегретого пара должна обеспечиваться в диапазоне нагрузок, установленных ГОСТ на паровые котлы. Отступления от ГОСТ должны быть оговорены в техническом задании, утвержденном министерствами.
В котлах высокого и сверхвысокого давлений с естественной циркуляцией для улучшения температурной ^характеристики перегревателя рекомендуется устапавли-.вать настенные радиационные и полурадиационные (ширмовые) перегреватели в топке.
9.	Для повышения надежности работы и улучшения •.{регулировочных характеристик перегревателей при тем
пературе перегретого пара выше 500 °C необходимо применять две или три ступени регулирования перегрева с использованием впрыска как основного средства регулирования.
В котельных агрегатах с естественной циркуляцией, устанавливаемых на ТЭЦ, для впрыска воды используется собственный конденсат когда.
10.	В котлах среднего давления перегрев пара регулируется в поверхностных пароохладителях, размещенных в коллекторах перегревателя или в барабане котла.
Питательную воду из пароохладителя необходимо возвращать в питательную линию котла или в промежуточный коллектор экономайзера.
И. Для котельных агрегатов с температурой перегрева /Пе>500°С расход выходного впрыска принимается в размере до 3% номинальной паропроизводигель-ности.
Поверхность нагрева перегревателя котельных агрегатов с естественной циркуляцией, рассчитываемых для работы на одном топливе, определяется при номинальной нагрузке с учетом тепловосприятия в пароохладителях в размере 15—20 ккал на 1 кг пара (нижний предел—при наличии радиационного настенного перегревателя в топке). Выбранная поверхность должна обеспечивать нормальный перегрев пара при 70%-ной нагрузке, что проверяется расчетом; при невыполнении этого условия следует увеличить поверхность перегревателя.
При проектировании котлов с естественной циркуляцией для работы на топливе двух видов расчет при номинальной нагрузке производится на топливе, при котором перегрев получается выше, а достаточность поверхности нагрева перегревателя проверяется при 70 %-ной нагрузке на топливе, при котором перегрев получается меньше.
Конструкция и поверхность нагрева пароохладителей, арматура и трубопроводы к ним должны обеспечивать впрыск в 1,5—2 раза выше расчетного значения.
В прямоточных котельных агрегатах суммарный расход воды на впрыски должен приниматься в пределах 5—8% номинальной производительности.
12.	В прямоточных котлах на докритнческое давление влажность пара на входе в переходную зону (для обеспечения отсутствия перегрева в разверенной трубе нижней радиационной части) должна составлять 25— 30%, а на выходе из переходной зоны, во избежание отдожения солей в верхней радиационной части, Azne = = 15ч-20 ккал/кг.
. Приложение 11 Краткие указания по проектированию топочных устройств и поверхностей нагрева
75
13.	Промперегреватели могут выполняться чисто газовыми или парогазовыми При установке газового и парогазового промперегревателей в зоне температур выше 850 °C необходимо предусматривать надежное охлаждение труб при режимах пуска блока из различного теплового состояния и при сбросах нагрузки до режима холостого хода.
14.	Котельные агрегаты, снабженные промперегре-вагелями, необходимо обеспечивать средствами регулирования температуры пром перегрева, позволяющими поддерживать ее номинальное значение в диапазоне нагрузок 70—100%.
Для регулирования температуры промперегрева можно применять паро- и газопаропаровые теплообменники, газовое регулирование с разделением газоходов вплоть .до дымососов или рециркуляцию дымовых газов. Применение поворотных горелок для регулирования промперегрева допустимо лишь при сжигании нешлакующих каменных углей и установке щелевых горелок.
15.	Регулирование температуры промперегрева следует осуществлять путем байпасирования теплообменника по вторичному пару; байпасирование по первичному лару не рекомендуется.
При установке паропарового теплообменника и расположении выходной ступени промперегреватели в зоне умеренных температур газов (^700 °C) для регулирования промперегрева может также применяться впрыск в первичный пар.
16.	Рециркуляцию газов как средство регулирования температуры промперегрева рекомендуется применять в основном в газомазутных котлах; в котлах, работающих на твердом топливе, возникают затруднения, вызванные необходимостью очищать газы от золы. Отбор рециркулирующих газов должен производиться перед воздухоподогревателем.
17.	Впрыск в тракт промперегреватели должен применяться как средство защиты турбины и промперегре-вателя в моменты внезапных повышений температуры пара, а также в периоды растопки. Использование впрыска для регулирования промперегрева должно быть экономически обосновано.
в)	Экономайзеры и переходные зоны
18.	Рекомендуемый наружный диаметр труб стального экономайзера находится в пределах d=28-?38 мм.
19.	При П-образной компоновке и сжигании твердых топлив рекомендуется располагать змеевики параллельно задней стене котла. В этом случае усиленному эоловому износу, вызванному увеличением скорости и концентрации золы на внешней образующей поворота, подвергаются лишь змеевики, прилегающие к внешней стене шахты.
Поперечное расположение змеевиков допускается при сжигании жидкого, газообразного и твердых малозольных топлив, а также при применении топок с высоким коэффициентом шлакоулавливания. Если поперечное расположение змеевиков вынужденное, необходимо предусматривать особые меры их защиты.
20.	Расстояние между соседними ступенями экономайзера и воздухоподогревателя для обеспечения осмотра и очистки поверхностей нагрева должно быть 800— 1000 мм (большее значение для котельных агрегатов £>220 т/ч).
Между отдельными пакетами змеевиков экономайзеров котельных агрегатов средней и большой паропроизводительности должн(я быть предусмотрены разрывы высотой не менее 600—800 мм. Высота пакета должна быть не более 1 м при тесном расположении труб (ssM^l.S) и не более 1,5 м при редком.
Разрывы высотой не менее 600—800 мн предусматриваются также между группами чугунных труб эко
номайзера; в каждой группе должно быть не более 8— 10 рядов по высоте.
21	При компоновке экономайзера «в рассечку» с воздухоподогревателями для получения минимальной разверки температур воды по змеевикам рекомендуется осуществлять полное перемешивание ее при переброске из нижней ступени экономайзера в верхнюю. Перемешивание должно производиться при отсутствии закипания. Недогрев воды на входе в «кипящую» ступень экономайзера должен составлять не менее 40°.
22.	Массовая скорость воды на входе в экономайзер должна быть 600—800 кг/(м2-сек) при номинальной нагрузке котельного агрегата. Для ее обеспечения можно применять змеевиковые стальные экономайзеры с гибами в нескольких плоскостях.
23.	Гидравлическое сопротивление экономайзера котлов высокого и сверхвысокого давлений должно составлять не более 5, котлов среднего давления — не больше 8% давления в барабане котла.
24	Температура воды на выходе из экономайзера для индивидуальных, неотключаемых чугунных экономайзеров ВТИ должна быть ниже температуры кипения не менее чем на 20°; для групповых, отключаемых чугунных экономайзеров и чугунных экономайзеров старых конструкций — не менее чем на 40°.
г) Воздухоподогреватели
25.	Трубчатые воздухоподогреватели с вертикальными трубами рекомендуется выполнять из труб наружным диаметром 40—33 мм с толщиной стенки 1,5 мм. При сжигании малозольных топлив и природного газа допускается применять трубы наружным диаметром 29 мм.
26.	Скорость газов и воздуха в воздухоподогревателях выбирают из условия обеспечения минимума расчетных затрат с учетом условий самоочистки труб Для котлов с уравновешенной гягой при стоимости топлива 10—12 руб/т усл. топлива рекомендуется:
а)	для трубчатых воздухоподогревателей скорость газов—11 ±2 м/сек-, скорость воздуха — 4,5—6 м/сек при относительном поперечном шаге труб <Ji= 1,5ч-1,2 (меньшая скорость — при большем значении <Ti);
б)	для вращающихся регенеративных воздухоподогревателей скорость газов — 9—11 м/сек, скорость воздуха— 6—8 м/сек-, по условию самоочистки рекомендуется принимать верхний предел указанных скоростей газов и воздуха.
При предельных значениях расчетной стоимости топлива 4,0 и 20 руб/т усл. топлива экономические скорости газов и воздуха соответственно повышаются или понижаются на 10%. При работе котла с наддувом экономические скорости газов увеличиваются на 10 % •
Для пластинчатых, ребристых и ребристо-зубчатых воздухоподогревателей рекомендуются следующие соотношения скоростей воздуха и газов
для ребристых и пластинчатых wB/wr=l,0;
для ребристо-зубчатых wB/wr=0,7.
-Скорость газов (воздуха) выбирается на основе технико-экономического расчета.
27.	Поверхность нагрева сменяемой части нижней ступени трубчатого воздухоподогревателя выбирается, исходя из условия обеспечения отсутствия коррозии в несменяемой части. Для этого минимальная температура стенки несменяемой части при номинальной нагрузке котельного агрегата проверяется по формуле
/мин =___?атУ'г..+<х°Г»	(П-4а)
‘ст 0,95ат4-ав	’	’ (и
где аг и ав — коэффициенты теплоотдачи с газовой и воздушной сторон, средние для всей несменяемой ступени, ккал/ (м2 • ч • °C)}
76
И риложение III. Указания по проектированию и расчету пароохладителей и теплообменников
•б"г — температура газов на выходе из несменяемой части нижней ступени, °C;
Гв — температура воздуха на входе в несменяемую часть нижней ступени, °C.
(Коэффициентами 0,8 и 0,95 в формуле учитывается влияние загрязнения труб и неравномерности температурного поля газов па выходе из несменяемой части воздухоподогревателя.)
Расчетная величина	при сжигании твердых
топлив должна быть на 10—15° выше температуры точки росы дымовых газов.
При сжигании мазута температура стенки f”™ принимается на 15—20° выше температуры воздуха на входе в воздухоподогреватель (несменяемую часть).
28.	В регенеративных воздухоподогревателях минимальная температура стенки несменяемой «горячей» ступени проверяется по формуле
хМИН —-	1 *	* 1 z в в о/^
СТ	%2^в
(11-46)
Значения аг, ав, ^"г и Гв те же, что в формуле (II-4a); Xi и х2— доли поверхности нагрева или сечения, омываемых соответственно газом и воздухом (без учета поверхности или сечения под плитами радиальных уплотнений).
29.	Для эффективной работы воздухоподогревателя необходимо обеспечивать равномерную раздачу воздуха перед воздухоподогревателем и в перепускных каналах между кубами и ступенями.
В перепускных каналах рекомендуется устанавливать направляющие листы, в двухпоточных воздухоподогревателях потоки воздуха необходимо полностью разделять.
30.	При растопке котельного агрегата на мазуте необходимо обеспечивать отсутствие конденсации влаги на холодных поверхностях воздухоподогревателя Для этого в воздухоподогреватель следует подавать воздух, нагретый в калориферах не менее чем до 90 °C.
При отсутствии калориферов для подогрева входящего воздуха рекомендуется установка байпаса для перепуска части воздуха помимо воздухоподогревателя.
ПРИЛОЖЕНИЕ 111
УКАЗАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ И РАСЧЕТУ ПАРООХЛАДИТЕЛЕЙ И ТЕПЛООБМЕННИКОВ
Для регулирования температуры пара применяются следующие устройства: впрыскивающие пароохладители с впрыском питательной воды или «собственного» конденсата, получаемого в теплообменниках, паропаровые теплообменники, газопаропаровые теплообменники, поверхностные пароохладители.
А. ВПРЫСКИВАЮЩИЕ ПАРООХЛАДИТЕЛИ
Ниже приведены краткие сведения о выборе впрыскивающих пароохладителей (более подробно см. «Нормы гидравлического расчета паровых котлов»).
1	При подаче во впрыскивающие пароохладители питательной воды устройство для впрыска может быть выполнено в виде перфорированной трубы, введенной в цилиндрическую защитную рубашку. Диаметр отверстий 3—5 мм. Скорость воды допускается 10—20 м!сек при .максимальном расходе на впрыск и номинальной нагрузке; большее значение относится к котлам на
150 кгс1см2.
2.	При впрыске «собственного» конденсата для увеличения разности давлений впрыскиваемой воды и пара устанавливается труба Вентури с подачей конденсата в горловину *. Диаметр отверстий для воды 3—5 мм. Число их выбирается из условия, чтобы при минимальной нагрузке котла и впрыске 5% скорость воды была при впрыскивающих отверстиях, расположенных на поверхности горловины трубы Вентури, не ниже 2—3 м)сек\ при отверстиях на патрубке в паропроводе — 1 м)сек.
3.	Надежность впрыскивающего пароохладителя зависит от правильного выбора длины защитной рубашки. Последняя определяется для минимальной расчетной нагрузки при максимальном впрыске по номограмме 32 в зависимости от массовой скорости пара в месте впрыска шрп, давления р, разности температур перегрева и насыщения в начале и в конце участка испарения
Д/' = ГП.П-/Н.П и Д/" = /"п.п-*н.п (ПЫ)
1 Труба Вентури с целью сокращения длины испарительного участка применяется также и при впрыске пи-
тательной воды.
и степени сжатия сечения (для трубы Вентури) т= = ^с>к//?тр. Для котлов сверхкритического давления условно принимают /н.п = 400°С. Минимальная длина защитной рубашки — не менее 0,5 м.
Б. ПАРОПАРОВЫЕ ТЕПЛООБМЕННИКИ
4.	В паропаровых теплообменниках за расчетную поверхность пагрева принимается поверхность труб на стороне обогреваемого пара. Средний температурный напор определяется как среднелогарифмическая разность температур с учетом взаимного направления движения обеих сред.
5.	Коэффициент теплопередачи находится по формуле
k = -г——-у--------г~» ккал/(м2• ч-°C),	(Ш-2)
1 а2 |_°и	‘
ai	Хм	о-2
где Ui и (12 — соответственно коэффициенты теплоотдачи от греющего пара к стенке труб диаметром di и от стенки труб диаметром d2 к вторичному пару, ккал!(л/2 • ч • °C);
дм — толщина стенки труб, м\
— коэффициент теплопроводности стенки труб, ккалЦм • ч • °C).
Физические характеристики, входящие в формулы для определения коэффициентов теплоотдачи и аг, берутся по средним температурам соответствующей среды.
Коэффициенты теплоотдачи ai и а2 для паропаровых теплообменников, при обычно имеющем место продольном течении греющего и обогреваемого пара, определяются по указаниям п. 7—27 с учетом формы канала. При одностороннем обогреве (охлаждении) кольцевых каналов коэффициент Са в формуле (7-42) определяется по рис. 7-5.
При расчете теплообменников конструкции ЗйО (пучок труб в U-образной трубе, по которой протекает обогреваемый пар) значение коэффициента теплоотдачи от стенки к обогреваемому пару, определенное по номограмме 15, умножается на коэффициент 1,2 (учитывающий увеличение теплоотдачи из-за влияния поворота потока пара), для теплообменников типа «труба в трубе» — на 1,1.
Приложение III. Указания по проектированию й расчету пароохладителей и теплообменников 77
В ГАЗОПАРОПАРОВЫЕ ТЕПЛООБМЕННИКИ
'6. Эти теплообменники рассчитываются приближенно как два совмещенных: газопаровой и паропаровой.
Конструктивно паропаровая часть выполняется
обычно по схеме «труба в трубе» или «пучок труб в трубе». Последующие указания даются для подобных
схем.
7.	Для расчета газопаровой стороны теплообменника предварительно задаются приращением энтальпии вторичного пара от обогрева газами Air и паром Ain И по суммарному приращению At2=lAir+Afn определяют конечные значения энтальпии и температуры вто
ричного пара.
Температурный напор At подсчитывается как среднеарифметическая разность температур газов и вторич-
ного пара.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару а2 вычисляется для обеих схем: «труба в трубе» и «пучок труб в трубе» по формуле (7-42) или номограмме 15.
В остальном газопаровая сторона рассчитывается как обычная поверхность нагрева перегревателя. Тепло-восприятие вторичного пара определяется по формуле
—5-------> ккал/кг,
(Ш-З)
Д/
где k — коэффициент теплопередачи, вычисляемый по формуле (7-15а), ккал! (ж2 • ч • °C);
Н — поверхность нагрева газопаровой стороны, определяемая по наружному диаметру трубы, м2-,
£>2 — расход вторичного пара, кг/ч.
Полученная расчетом величина At? не должна отличаться от предварительно принятой А1Г более чем на 2%; в противном случае следует уточнить Air и повторно определить A’J.
8.	Для проверки правильности принятой при расчете газопаровой стороны величины Дгп производится расчет паропаровой стороны. Энтальпии и температуры вторичного пара принимаются из расчета газопаровой стороны теплообменника.
Энтальпия греющего пара на выходе из теплообменника находится из равенства
Д2
i"t = i'i — Ыа ккал/кг. (Ш-4)
где Dt и D2 — расходы греющего и вторичного пара, кг/ч\
Г1 — начальная энтальпия греющего пара, ккал/кг\
Ain— приращение энтальпии вторичного пара от греющего пара на 1 кг вторичного пара, ккал/кг.
9.	Тепловосприятие теплообменника на паропаровой стороне по вторичному пару:
д'п = ~	ккал)кг,	(Ш-5)
где h -•-* поверхность нагрева паропаровой стороны, определяемая по наружному диаметру внутренней трубы, ;и2;
At — температурный напор, рассчитывается как среднеарифметическая разность температур греющего и вторичного пара;
k — коэффициент теплопередачи, рассчитывается по формуле (Ш-2).
Полученная расчетом величина Ai^ не должна отличаться от предварительно принятого значения Ain больше чем на 2%, в противном случае уточняется Ain, а также расчеты газопаровой и паропаровой частей
Г. ТЕПЛООБМЕННИКИ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ «СОБСТВЕННОГО» КОНДЕНСАТА
И ПОВЕРХНОСТНЫЕ ПАРООХЛАДИТЕЛИ
10.	Поверхность нагрева поверхностных пароохладителей и теплообменников определяется по среднеарифметическому диаметру труб.
При охлаждении пара питательной водой (независимо от того, насыщенный он или перегретый) происходит частичная его конденсация. Поэтому методика расчета таких пароохладителей совпадает с методикой расчета теплообменников для получения «собственного» конденсата. В пароохладителе, где пар охлаждается кипящей водой, он не конденсируется, поэтому расчет отличается от расчета теплообменников с питательной водой.
11.	Коэффициент теплопередачи теплообменников, охлаждаемых питательной водой, кроме указанных* ниже, рассчитывается по формуле
j—, ккал/(мг-ч-°С), (1П-6)
а1	а2
где ai — коэффициент теплоотдачи от греющего пара к стенке диаметром di, определяется по формуле (7-42) или номограмме 15, ккал/(м2-ч-°С) , а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки диаметром d2 к вторичному пару, принимается из расчета газопаровой части, ккал/(м2-ч- °C);
бм — толщина стенки труб, л/;
лм — коэффициент теплопроводности стенки труб, ккал/ (м • ч • °C); для расчета принимается равным 40 ккал/(м • ч • °C);
£ — коэффициент использования поверхности нагрева; для горизонтальных пароохладителей, охлаждаемых питательной водой, при давлении пара 35 кгс/см2 и более и скорости жидкости иуж>2,5 м/сек £=0,9.
12.	Коэффициент теплоотдачи от пара к стенке при охлаждении труб питательной водой для теплообменников с горизонтальным малорядным (z^lO) пучком труб, омываемых вертикальным потоком пара, определяется по номограмме 33 или по формуле
4/3 600Х3жгр2
а = 0,50 у —^-gjj-55- = 0ao, кк^/(ж2-ч-°С), (Ш-7) где ао — коэффициент теплоотдачи от неподвижного пара к горизонтальным трубам, ккал/(м2’Ч°С); определяется по номограмме 33;
— коэффициент теплопроводности, ккал/(м-ч°С); Jim—коэффициент вязкости, кгс/(сек-м2);
рж — плотность воды на линии насыщения при давлении пара в теплообменнике, кг/м3-,
г — теплота испарения при давлении пара в теплообменнике, ккал/кг-,
d — наружный диаметр труб, м;
Ы — перепад температур пар — стенка, °C.
Р — коэффициент, учитывающий влияние движения пара; определяется по вспомогательному полю номограммы 33 в зависимости от величины ву2па0 и давления пара р. При омывании труб частично восходящим и частично нисходящим потоками пара принимается |3=О,5(Рверх-|--Ь'РПИЗ);
wa — скорость пара в камере теплообменника, м/сек.
13.	Скорость пара в камере теплообменника Wn определяется по среднему (между начальным и конечным) расходу пара. Живое сечение для прохода пара подсчитывается для каждого горизонтального ряда отдельно и усредняется пропорционально поверхности на-
78
Приложение Ц1 Указания по проектированию и расчету пароохладителей и теплообменников
Рис. Ш-1. Схема усреднения сечений для прохода пара.
грева рядов Hi,
Ct+«2
Hz.. по выражению _________IZH_______________
+ Л/3	Л/д,
+ + + +-" + С1+Сг
м2,
(Ш-8)
где а, Ь, с обозначают соответственно промежутки между трубами и стенками в первом, втором, третьем и т. д. рядах теплообменника (рис. Ш-1).
14.	Для пользования номограммой 33 предварительно задаются величиной 6t и посте определения коэффициента теплопередачи k проверяют ее по формуле
k — О
8t =—LS-------*c,	(III-9)
°4
где iH — температура насыщения при давлении пара в теплообменнике, СС;
— средняя температура воды (жидкости) в пароохладителе, °C.
Если расхождение между подсчитанной величиной б/ и предварительно принятой превышает 25%, величины at и k пересчитываются и б/ уточняется.
15.	Коэффициент теплоотдачи от пара к стенке при охлаждении труб питательной водой для теплообменников с вертикальным пучком труб, омываемых продольным потоком пара, при полной его конденсации определяется по номограмме 34 или по формуле
Лж (w„d9 \0,8
a = 0,024-f-	X
'ч ]
1-4-1/ 2*.
X РГЖ°.43 ----а РР • WWCw2-*t-°C), (III-10)
гае рж и рп — плотность воды и пара на линии насыщения при давлении в теплообменнике, кг/м3-,
Ргж — критерий физических свойств воды на линии насыщения при давлении в теплообменнике;
d3 — эквивалентный диаметр, определяется по формуле (7-43а), м\
Wjk — скорость воды, определяется по полному расходу конденсата, равному расходу пара, м!сек.
Остальные обозначения — см. формулу (Ш-7).
Для пароохладителей с вертикальным пучком труб, омываемых продольным потоком пара при частичном его конденсации, коэффициент теплоотдачи рассчитывается с учетом паросодержания в выходном сечении
х по формуле
ккал/ (м2 • ч  °C),
(Ш-10а>
где а находится по формуле (Ш-10) или номограмме 34.
16.	Коэффициент теплоотдачи от пара к стенке при охлаждении труб водой, температура которой превышает температуру насыщения охлаждаемого пара, определяется по номограмме 15, а в критической области— по номограмме 35.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к некипящеи воде получаем по номограмме 16.
17.	Коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящей воде для углеродистых труб, на которых образуется оксидная пленка, вычисляется по формуле
a =	-----------, ккал/(м2-ч-°С),	(Ш-11^
— +0,5.10-4
ач
где ач — коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящей воде для чистых труб (из высоколегированных материалов):
ач=й(р0-14+1,83. Ю-4р2)9°-7, ккалЦм2-ч-°С),	(Ш-12>
где р—••давление воды в пароохладителе, кгс/см2,
q—тепловая нагрузка поверхности нагрева пароохладителя, ккалЦм2-ч); ею предварительно задаются, а после определения коэффициента теплопередачи проверяют по формуле
q—k{tn—/кип), ккалЦм2 • ч • СС).	(ИЫЗ>
Если расхождение между принятой и вычисленной величинами q больше 25%, пересчитываются а и k и уточняется значение q.
По формулам (III-11) и (III-12) построена номограмма 36: ач — а-(рч, где коэффициент <рч определяется по вспомогательному полю номограммы.
18.	Температурный напор подсчитывается по формуле (7-75). При охлаждении питательной водой температура пара принимается равной температуре насыщения; при охлаждении кипящей водой температурный напор рассчитывается по фактическим конечным температурам пара.
19.	Коэффициент теплопередачи охлаждаемых питательной водой горизонтальных поверхностных пароохладителей, расположенных в камерах насыщенного пара, а также в промежуточных камерах, в которых скорость пара не превышает 1,5 м!сек, при наружном? диаметре змеевиков 15—30 мм, внутреннем диаметре камер меньше 300 мм и скорости воды до 2,0 м]сек приближенно рассчитывается по эмпирической формуле
&=4 700 да™, ккалЦм2 • ч • °C),	(111-14}
где —средняя скорость воды в змеевиках (трубах} пароохладителя, м/сек (определяется по фактическому расходу воды).
20.	При выборе пароохладителя следует учитывать что из-за повышения температурного напора в перегревателе, вызываемого включением пароохладителя, величина тепловосприятия пароохладителей, расположенных в коллекторе насыщенного пара или в «рассечке» перегревателя, превышает заданное снижение энтальпиг перегретого пара ориентировочно на 15—30% в зависимости от местоположения пароохладителя в схеме перегревателя (наибольшее превышение — при расположении в коллекторе насыщенного пара).
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
79*
ПРИЛОЖЕНИЕ IV
ОПРЕДЕЛЕНИЕ
РАСЧЕТНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ МЕТАЛЛА СТЕНОК ТРУБ
1 Под расчетной температурой металла труб tci понимается наибольшее местное значение температуры стенки, вычисленное с учетом неравномерностей тепло-восприятия по сечению газохода и окружности трубы, растечки тепла по стенке, гидравлической неравномерности и конструктивной нетождественности змеевиков. Так как большая часть обогреваемых труб котельных агрегатов высокого и сверхкритического давлений рассчитывается на длительную прочность, то при определении расчетной температуры металла нужно учитывать в основном не кратковременные пики температур, а статистически длительные их значения. В соответствии с этим выбираются значения коэффициентов неравномерности.
2.	Температура стенок обогреваемых труб рассчитывается для номинальной нагрузки котельного агрегата на каждом расчетном топливе при номинальной температуре питательной воды.
Наряду с этим производится поверочный расчет температуры стенки при нагрузке примерно 50% номинальной для радиационных поверхностей нагрева (НРЧ, СРЧ, ВРЧ прямоточных котлов и радиационных перегревателей котельных агрегатов с естественной циркуляцией) и ширм. Температура питательной воды для котельных агрегатов блочных установок принимается соответствующей расчетному режиму работы блока, а неблочных установок — номинальной.
Температура стенки труб проверяется в местах, где высоки удельное тепловосприятие, температура среды и большая гидравлическая разверка; сочетание этих факторов также может обусловить наибольшую ее величину.
При этом следует учитывать, что максимальные тепловые нагрузки приходятся:
в коридорных пучках и ширмах — на трубы первого ряда по ходу газов;
в шахматных пучках — на трубы первого или второго ряда.
Если первый ряд ширм закорочен или выполнен из более жаростойкой стали, проверяется также второй (третий) ряд.
При развитых по высоте радиационных элементах 1 следует дополнительно проверять температуру стенки в зоне энтальпии, при 'которой устанавливается ухудшенный теплообмен.
При наличии паро- или газопарового теплообменника также следует проверять температуру греющей среды перед местом ее отбора на теплообменник; если температура пара при нагрузке 70% здесь выше, чем при номинальной, необходимо рассчитать температуру стенки указанного участка при пониженной нагрузке (70%).
3.	В основу расчета прочности труб принимается средняя (по толщине) температура металла стенки разверенной трубы
- f 5	1	1 X
^ст — 4”	4” РМыакс ( J _|_ аг 1 • С. (IV-1)
Температура наружной поверхности стенки этой трубы, которая служит для оценки вероятности окали-нообразования, находится по формуле
/б 2	1 \
Ет в = t 4"	4" р1л?макс 1 _|_ р4" а ).	(IV-2)
1 Элемент — это трубная поверхность нагрева, за ключенная между коллекторами.
где
t — средняя для элемента температура протекающей среды в рассчитываемом сечении, °C; находится по п. 4;
Л/т — превышение температуры среды в трубе над средней в участке, °C; определяется по п. 6 и 8;
р,— коэффициент растечки тепла2, определяемый по п. 17; для кипятильных труб котельных агрегатов докритиче-ского давления ц=1;
п d _____ d
₽ = -----— отношение наружного
диаметра трубы к внутреннему;
6 — толщина стенки трубы, м\
Лм — коэффициент теплопроводности металла стенки, зависящий от марки стал» и температуры, ккал) (м • ч • СС); (табл. IV-1). Для подсчета величины Хм температура /Ст принимается /+50°С;
аг — коэффициент теплоотдачи от стенки к обогреваемой среде, ккалЦм2 • ч • °C); определяется по п. 16;
<7макс — тепловая нагрузка в точке максимального тспловосприятия наиболее нагруженной трубы, ккал!(м2 • ч); находится по п. 7 и 12.
Температура стенки рассчитывается по упрощенным .рекомендациям в следующих случаях:
а)	для вертикальных и слабонаклонных (до 40° от вертикали) кипятильных труб, включая экранные,, котельных агрегатов с естественной, а также с многократной принудительной циркуляцией при давлениях - р^160 кгс/см2, при максимальных удельных тепловос-приятиях ^макс^350-103 ккал/(м2-ч) принимают
/ст =/и + 60 °C,
где tB — температура кипения, °C.
Температура стенки горизонтальных и наклонных (>40° от вертикали) кипятильных труб при всех тепловых нагрузках, вертикальных и слабонаклонных труб при <7макс>350• 103 ккал/(м2'Ч), труб котельных агрегатов с многократной циркуляцией при давлении более 160 KecfcM2, труб прямоточных котельных агрегатов независимо от давления определяется по формуле (IV-1);
б)	для труб первичных перегревателей, расположенных в зоне температур газов менее 650 °C, при коэффициенте гидравлической разверки рг^0,95
/ст=/+50 °C;
в)	для некипящих конвективных экономайзеров котельных агрегатов всех типоз
(с т=/ 4- 30 °C.
2 Коэффициентом растечки в данной точке трубы называется отношение истинной температуры к температуре, которая была бы при равномерном обогреве
трубы тепловым потоком 9макС.
SO
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
Таблица IV-1
Марка стали	Средняя температура стенки #с , °C									
	300	360	400	440	480	520	I 530	600	640	680
Сталь 20, 15ГС	38	37	36	35	34							
12Х1МФ	36,7	35,7	35	34	33,2	32,2	31	30	—		
12ХМ, 15ХМ	33	32	31	30,5	30	29,5	29	28,5				
12Х2МФСР	—	—	28	27,7	27,3	26,9	26,5	26	—		
ЭИ-756	—	—	—	23	23	23	23	23	23		
Х18Н12Т	—	—	—	19	19,5	20	20,5	21	21,5	22,5
Температура воды t принимается для котельных агрегатов:
барабанных — равной температуре насыщения при давлении в барабане (с учетом возможности закипания при колебаниях питания);
прямоточных — равной расчетной температуре воды па выходе из пакета экономайзера.
Для кипящих конвективных экономайзеров и радиационных экономайзеров прямоточных котельных- агрегатов температура стенки рассчитывается по формуле (IV-1).
4.	Средняя для элемента температура протекающей среды в расчетном сечении t принимается равной: для испарительных поверхностей котельных агрегатов докри-тического давления — температуре кипения; для экранов котельных агрегатов СКД, перегревателей, экономайзеров и переходных зон — температуре среды, определяемой по расчету.
Температура среды t подсчитывается по энтальпии в расчётном сечении (ряду), равной
1=1вх+Д1х, ккал/кг,	(IV-3)
где i х — энтальпия среды на входе в элемент, ккал/кг; находится по тепловому расчету.
При последовательном включении нескольких элементов 1вх в последующих элементах (например, второй ход последовательно включенных панелей с подъемным движением среды, второй по ходу пара пакет перегревателя) рассчитывается с учетом коэффициентов неравномерности тепловосприятия предвключенных участков;
lAix — среднее приращение энтальпии среды в элементе до расчетного сечения, ккал/кг.
Температура среды на выходе из первого по ходу газов ряда труб перегревателя (экономайзера), включенного по схеме последовательно смешанного тока, определяется подбором величин тепловосприятия соответствующих участков согласно п. 7-71 с учетом формулы (IV-11).
При включении поверхности нагрева по схеме параллельно смешанного тока промежуточная температура .среды при переходе из одного хода в другой (т." е. в первом по ходу газов ряду) рассчитывается по укава-,ниям п. 7-71.
5.	В п. 5—7 приведены указания для расчета температуры стенки труб радиационных поверхностей нагрева.
Для настенного или двусветного экрана при наличии позонного расчета топки 1 среднее приращение энтальпии среды в элементе
л; -и (Фуч^ст) Др	.	.... ..
Дгх=73и ------75-----> ккал/кг. (IV-4)
1 При расчетах па пониженные нагрузки (без изменения топлива) допустимо для определения Aix принимать распределение тепловосприятий по высоте топки на основе позонного расчета на номинальную нагрузку котла.
То же при отсутствии позонного расчета
л;	(//л7)в.ср7]ст)уч	.	.... . .
--------п-----------» ккал/кг, (IV-4a)
^эл
где 1]ш — коэффициент неравномерности тепловосприятия элемента по ширине стены топки, отнесенный к среднему по ширине стены тепло-восприятию, принимается по табл. IV-2;
Таблица IV-2
Количество элементов1 по ширине стены	
1—2	1,0
3—4	1,1
5—6	1,2
Более 6	1,3
1 Определение элемента дано на стр. 79
Qy4—тепловосприятие участков (от начального до расчетного сечения), ккал/кг; находится из позонного расчета топки;
Лет—коэффициент распределения тепловосприятия между стенами топки, принимается по табл. IV-3;
Таблица IV-3
Стена топки

Задняя, при однофронтовом расположении горелок .............................
Задняя, при открытых амбразурах шахтно-мельничных топок .................
В остальных случаях (для всех стен) . .
1.1
1,2
1.0
<7 л — среднее удельное тепловосприятие лучевоспри-нимающих поверхностей нагрева топки,
BpQji
qn = ~lj— > ккал/(м2-ч). п л
При наличии в верхней части топки ширм, включаемых при расчете теплопередачи в объем топки (п. 6-01), для определения условно рассчитывается топка без ширм. По данным этого расчета вычисляется среднее значение qn, которое подставляется в формулу (IV-4a);
Нл— лучевоспринимающие поверхности участков (по средним длинам труб), м2;
— расчетный расход топлива, кг/ч;
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
81
1]в.ср — средний для участка коэффициент распределения тепловосприятия по высоте топки, определяется с помощью номограммы 11;
£>эл — расход среды в элементе, кг/ч.
6.	Величина превышения температуры среды в расчетном сечении наиболее нагруженной трубы над средней, фигурирующая в формуле (IV-1), равна:
|Д/т = /макс—I, °C,	(IV-5)
где t — средняя температура среды в сечении труб, для которого рассчитывается температура стенки, °C; определяется по п. 4;
/макс — температура в расчетном сечении наиболее обогреваемой (разверенной) трубы элемента, подсчитываемая по величине энтальпии г’макс.'
^макс — 1 “Г I 0
д/х>
ккал/кг\
(IV-6)
1
i — энтальпия среды при средней температуре t, ккал!кг;
т]т—коэффициент неравномерности тепловосприятия разверенных труб настенных и двусветных экранов, отнесенный к среднему тепловосприятию элемента; его величина определяется по данным табл. IV-4 .в зависимости от количества элементов по ширине стены. При расположении на стене одного-двух элементов, образованных из трех и более последовательно включенных ходов, общий коэффициент неравномерности для труб, проходящих по всем ходам, принимается 1,1;
т]к — коэффициент конструктивной нетождественности (отношение обогреваемой поверхности разверенной трубы к поверхности средней трубы элемента) ;
рг — коэффициент гидравлической разверки расхода среды по трубам, находится по Нормативному методу гидравлического расчета;
Aix — среднее приращение энтальпии в элементе до расчетного сечения, ккал/кг; определяется с учетом коэффициентов неравномерности по п. 5.
Таблица IV-4
Число па>аллельных элементов по ширине стены	’Зт ПРИ ’Зш.макс	
	1,4	1	>-з
1—2	1,4	1,3
3—4	1,3	1,2
5—6	1,2	1,1
Более 6	1,1	1,0
Примечание. Для участка экранов, расположенного в нижней и верхней частях топки, в пределах которого 7)ш макс изменяется, определяется как средневзвешенная по высоте участков с разными его величинами. Значения т)ш макс приведены в п. 7.
Если раздающий коллектор рассчитываемого элемента является промежуточным и ввод среды в него не обеспечивает полного перемешивания ее, то
X Д/Х.пр> ккал]кг.	(IV-6a)
Здесь индекс «пр» обозначает элемент, включенный перед рассчитываемым; а — коэффициент, учитывающий неполноту перемешивания среды до ее поступления
в рассчитываемый элемент *; при проходном коллекторе, а также при большом относительном количестве подводящих труб
^подв
^Отв
0,3
я =1,0; при двустороннем вводе в торцы входного коллектора, а также при малом относительном количестве распределенных по длине коллектора подводящих труб 0,3^
\ ^Отв	J
а=0,5; при одностороннем торцевом вводе или при полном перемешивании среды до входа в рассчитываемый элемент а=0
Для испарительных поверхностей котлов докрити-ческого давления принимают Л/т='0.
7.	Максимальное удельное тепловосприятие радиационных поверхностей нагрева (настенных и двусветных экранов) вычисляется по формуле (при наличии позон-иого расчета топки):
<?макс—Т)ш.максТ)ст<7с> ККал/(м? • Ч),
(IV 7)
где Т)ш.макс — коэффициент неравномерности для определения максимального удельного тепловосприятия по ширине стены. В нижней части топок ^ш.макс равен 1,3. Нижняя часть топки ограничивается линией на расстоянии 4£>а от оси горелок верхнего ряда (Da — диаметр амбразуры) или пережимом в полуоткрытой топке.
Для участков стен, расположенных выше указанной линии, коэффициент неравномерности т] ш.макс СОСТав-ляет 1,4.
Величина т] ш.макс не зависит от числа последовательных ходов или параллельных элементов по ширине стены; т]Ст — коэффициент, принимается по табл. IV-3.
Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в расчетном сечении qc определяется из псзонного расчета топки (п. 6-41), а при отсутствии последнего <?Макс можно найти из выражения:
<7макс— Т]ш.макс‘ПстТ]в^л, ККал/(М1 2 • ч), (IV-7a) где т]в — коэффициент распределения тепловосприятия по высоте топки в расчетном сечении.
Величина т)в находится по номограмме 11, величина ул — по п. 5.
В табл. IV-5 приведены предельные значения удельных тепловосприятий радиационной поверхности нагрева в нижней части топок (в районе горелок) котельных агрегатов обычного типа. В тех случаях, когда значение <7макс, подсчитанное по формуле (IV 7) или (IV-7a), выше приведенных в табл. V-5 значений, следует принимать для дальнейших расчетов табличное значение q м а к с 
При частичных нагрузках значения местных максимальных удельных тепловосприятий в нижней части топки (2/з высоты) определяются по формуле2
qx = <7макс %-’ ккал/(м2• ч);	(IV-8)
в верхней части топки
<7х==<7макс	* ккал (м2 • ч).	(IV-8a)
1 В соответствии с Нормативным методом гидравлического расчета.
2 При рециркуляции газов в низ топки с изменением ее доли при разных нагрузках формулами (IV-8) и (IV-8a) пользоваться не следует.
6—1297
82
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
Топливо
Таблица IV-5
’маке ккалЦм*-ч)
А. При номинальной нагрузке
Газ................................
То же для пылеугольных топок (с учетом возможности оголения участков ошипованных поверхностей) ............
Мазут..............................
Пыль бурых углей при замкнутой схеме сушки...........................
То же при разомкнутой схеме сушки . . Пыль каменных углей и АШ при твердом шлакоудалении .....................
То же при жидком шлакоудалении . . . Ошипованные поверхности пылеугольных топок .............................
350
400 450—500*
300
350
350
400
180
Т а б л и ц a IV-6
Поверхность нагрева		’•ш
Ширмы и конвективные вертикальные пакеты, занимающие всю ширину газохода	1,3	1,0
То же, занимающие среднюю ее чаегь (35—50% ширины)	1,2	1,1*
То же, занимающие края газохода (25—35% ширины с каждой [стороны)	ft;	1,3	0,9*
Горизонтальные । пакеты, расположенные в опускной шахте при параллельном или перпендикулярном фронту расположении змеевиков	1,2	1,0
Б. При растопках
Мазут и газ в пытеугольных топках, не-ошипованные поверхности.........
То же ошипованные поверхности ....
150/100** 80/60**
• Для котельных агрегатов СКД величина 9макС не должна превышать 450* 10s, для этого необходимо применять многоярусные горелки, рециркуляцию газов в топку и др.	,
•• Большее число—при растопке с нагрузкой~30 меньшее—при растопке с нагрузкой 15—20% номинальной. Избыток воздуха при растопке ат до 3,0.
8. В п. 8—14 приведены рекомендации для расчета температуры стенки труб ширмовых и конвективных поверхностей нагрева. Энтальпия среды в расчетном сечении труб i определяется по формуле (IV-3).
Приращение энтальпии среды на участке змеевика от начала элемента до расчетного сечения
Дгх =	, ккал/кг,	(1V-9)
Ь'уч
где т]ш — коэффициент неравномерности тепловосприя-тия элемента ширмовых и конвективных поверхностей нагрева, отнесенный к среднему тепловосприятию газохода; принимается по табл. IV-6;
<2уч — тепловосприятие участка на 1 кг топлива,
Qyu — Qy4.1t + Qyч.л, ккал/кг,	(IV-10)
Qy4.i< — тепловосприятие конвекцией и межтрубным излучением участка (рядов) змеевика, ккал)кг;
Оуч.л — тепловосприятие этого участка излучением из топки или примыкающего объема, в том числе из объема ширм, расположенных впереди по ходу газов, а также из расположенного за пакетом объема, тепло излучения которого на последние ряды должно учитываться (в отличие от теплового расчета пакета в целом), ккал!кг.
Излучение из объема на примыкающие к нему ширмы может не учитываться, если глубина примыкающего объема не более 1,5 шагов ширм.
9. Тепловосприятие участка излучением из топки (из объема ширм или из газового объема)- находится по формуле
. _________________я
Чуч л —
где ул — удельное ккал/(м2•ч).
тепловосприятие излучением,
* Коэффициент вводится также в том случае, когда в тепловом расчете тепловосприятие средних и крайних пакетов подсчитано раздельно.
Тепло излучения из топки определяется по п. 6-41 или 6-42, при этом для расчета температуры стенки ширм коэффициент ф принимается, как для гладкотрубных экранов (без введения коэффициента 0) для любого ряда труб.
Тепло излучения из объема ширм принимается равным Сл.вш по п. 7-04, из газового объема — по п. 7-37; Нл — лучевоспринимающая поверхность участка змеевика (рассчитываемых его рядов),
Нл = S (FплХр), M2',
Fun — площадь поверхности, проходящей через оси труб, м2,
хр угловые коэффициенты рядов змеевика до рассчитываемого сечения; для конвективных пучков определяются по номограмме 37,а (для первого ряда — по номограмме 1.а, кривая 5), для ширм — по номограмме 3. б. Для ряда ширм п>25 принимается хр=0.
10 Тепловосприятие участка змеевика (от начала до расчетного сечения) конвекцией и межтрубным излучением определяется по формуле
kHв у^Д уч
Qy4.к =-----’ ккдл/кг,	(IV-11)
где k — коэффициент теплопередачи, взят из теплового расчета соответствующего пакета. Если в тепловом расчете пакета k вычислялся с учетом излучения из топки или объема по формулам (7-13) или (7-15)—(7-17) с введением а'л, рассчитанным по (7-59), то в формулу (IV-11) подставляется значение k, подсчитанное вновь, без учета излучения из топки или объема: для ширило формуле (7-15а), а для конвективных пакетов — по тем же ф°РмУлам, но с введением ал, не поправленным на излучение объема; Нруч — расчетная поверхность нагрева участка змеевика, приближенно определяемая по равенствам:
для первых пяти рядов ширм, «видящих» топку, 77р.уч—Нуч—И л, м2;	(IV-12)
для остальных рядов ширм и всех рядов конвективных пакетов, облучаемых пз топки пли впереди лежащего объема
ЯР.уч=Яуч—0,5Нл, л2;	(lV-12a)
для рядов ширм и пакетов, облучаемых из сзади расположенного объема
77руч = Нуч—0,2/7л, л2,	(1V-126)
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
83
Рис. IV-1. К определению температурного напора на участке змеевика.
где ЯУч — поверхность нагрева участка змеевика до рассчитываемого сечения;
Нл—лучевоспринимающая поверхность участка змеевика, найденная по указаниям п. 9.
Для первого и последнего рядов ширм (а также средних их рядов при разрыве между ними более 2s2) поверхность нагрева рассчитывается по формуле
ЯУч= (s2x+ 1,57d) In, м1 2,	(IV-13)
где s2 — продольный шаг труб ширмы, м;
х — угловой коэффициент ширм по продольному шагу S2, определяемый по номограмме 1,а, кривая 5;
I — длина труб, м;
п — количество ширм.
Поверхность нагрева остальных рядов ширм подсчитывается по общим указаниям п. 7-01;
Д/у, — средний температурный напор на рассчитываемом участке змеевика, °C.
Для змеевика многозаходного1 пакета (рис. IV-1)2 А/у, определяется по формуле
А/' — А/"
A/yq = АГ - (7/Ч1 + НЧ2 + • •  +	, *С,
(IV-14)
где Нч1 — поверхность части пакета до ряда, соответствующего рассчитываемому змеевику в первом ходе3, включая поверхность этого ряда, м2: H4Z — поверхность части пакета до ряда, соответствующего рассчитываемому змеевику в z-м ходе, включая поверхность этого ряда, м2;
z — число ходов змеевика до расчетного сечения (включая ход с этим сечением);
А/'иД/"— разности температур газов и внутренней среды при входе в пакет и выходе из него, °C;
Н — поверхность нагрева пакета, м2.
1 Заходность пакета обусловлена количеством параллельных рядов змеевиков (труб), выходящих из коллектора.
2 Тепловосприятие определяется для участка змеевика III от его начала до сечения А, расположенного в пятом ходе.
3 Ходами называются последовательно включенные участки с однозначным направлением (подъемным или опускным, правым или левым) движения внутренней срёды.
6*
Средний температурный напор для участка змеевика однозаходного пакета, а также участка с четным числом ходов змеевика многозаходного пакета можно найти по формуле
А/уч = ДГ —-^-(Д/' —А/"), *С,	(IV-15)
где Нч — поверхность нагрева части пакета, подставляемая в эту формулу; определяется для змеевика многозаходного пакета с включением всей поверхности хода пакета с расчетным сечением (независимо от того, который ряд в этом ходе занимает рассчитываемый змеевик), м2.
11.	Энтальпия среды в расчетном сечении разверен-ной трубы ширмовых и конвективных пакетов /макс подсчитывается так же, как и для радиационных поверхностей, по формуле (IV-6).
В тех случаях, когда тепловосприятие разверенной трубы определено с учетом ее конструктивной нетожде-ственности (по фактической поверхности нагрева), в формулу (IV-6) подставляется т)к=1. Значения коэффициента т]т приведены в табл. IV-6; величина Дхх определяется по формуле (IV-9).
Температуру в наиболее обогреваемой трубе ряда /макс находят по величине /макс, Л/т— по формуле (IV 5).
12.	Максимальное удельное тепловосприятие труб ширмовых и конвективных поверхностей нагрева в разных рядах приходится на различные точки по окружности трубы. Для типовых случаев местоположение максимума принимается по табл. IV-7.
Величина максимального удельного тепловосприятия:
<7макс=,ПшТ]т<7о, ккал/(м2’4).	(IV-16)
Коэффициенты неравномерности тепловосприятия элемента ширмовых и конвективных поверхностей нагрева по ширине газохода и для разверенной трубы т)т определяются по табл. IV-6; qo — среднее в расчетном сечении значение удельного тепловосприятия наиболее нагруженной образующей трубы:
Op — t
q0 =----/ §-----2-------1 \---1--------’ ккал/(л2-ч);
}—п 1 1 + 'Г— ) + ’т~+ ®.25е
\ Ам р -f- 1	«2 J «1
(IV-17)
а1=Лтрак + ал, ккалЦм2 • ч • °C),	(IV-18)
Фр — температура газов на входе в рассчитываемый ряд, °C; определяется по формуле
0p = V-(V-&")	’С,
где Нч — часть поверхности пакета до рассчитываемого ряда;
Ф' и Ф"— температура газов на входе и на выходе из пакета, °C
Для ширм, «видящих» топку, расчетной обычно является точка, лежащая внизу. В этом случае Фр равна не расчетной температуре газов на выходе из топкжу а температуре в сечении на высоте, где расположена эта точка. Она находится лозонным или суммарным расчетом температуры на выходе из указанного сечения топки. Допускается для определения этой температуры рассчитать тепловосприятие зоны между потолком твп-ки и тем сечением, где расположена данная точка; энтальпия газов в указанном сечении находится как разность энтальпии газок на выходе из топки и тепловосприятия последней зоны;
84
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
Таблица IV-7
№ рада*	Коридорный пучок		Шахматный пучок		Ширмы	
	угол между лобовой точкой и точкой с максимальным тепло- вое приятием, град	коэффициент неравномерности по окружности гру-	угол между лобовой точкой и точкой с максимальным тепло-восприятием, град	коэффициент неравномерности по окружности трубы feiP	угол между лобовой точкой н точкой с макси мальным тепловое приятием, град	коэффициент неравномерности по окружное ги трубы k „ тР
I	0	1,6	0	1,6	0	1,6
II	60	1,7	0	1,7	60	2,3
Ш	60	1,5	0	1,5	60	2,2
IV и последующие	60	1,4	0	1,6	60	2,2
Пос. едний ряд пучка при	180	1,0	180	1,0	180	2,2
наличии газового объ-			о**	1,6	60	2Д
ема за пучком						
• В слу гаях, когда рассматриваемый пучок (часть пучка) удатен от предыдущего иа величину более 2s2, счет рядов пучка начинают сначала и соответственно определяют все величины.
** При высокозольных топливах (сланцы) максимум тептовэсприятия в точке 18Э град.; при беззольных топливах (газ, слоевое сжигание)—в точке 0 град.; в остальных случаях следует проверять значение 40 Для обеих предельных точек.
t — средняя для элемента температура среды в расчетном сечении, СС;
е — коэффициент загрязнения, (л-t2 • ч • °C) /ккал-, определяется для ширм при сжигании твердого и жидкого топлив, а также для шахматных пакетов при сжигании твердого топлива по § 7-Б,д. Для коридорных пакетов и настенных труб при сжигании твердого топлива и для всех поверхностей при сжигании жидкого топлива определяется по п. 7-36. При сжигании газа е=0;
Ик и ал — коэффициенты теплоотдачи конвекцией и межтрубным излучением, находятся по п. 13 и 14 при температуре газов 0р; для настенных труб, расположенных в области конвективных пакетов, они принимаются такими же, как для этих пакетов, — см. п 8-07;
/гтр — коэффициент неравномерности тепловосприятия по окружности трубы при поперечном омывании, принимается в зависимости от формы пучка и порядкового номера ряда по данным табл. IV-7. Для настенных труб в области конвективных газоходов величина £тр принимается равной 1
Остальные обозначения — см. формулу (IV-1).
13.	Средний по поверхности трубы коэффициент теплоотдачи конвекцией ак, подставляемый в формулу (IV-18), определяется для рассчитываемого ряда с учетом предварительной турбулизации потока. Для труб первого ряда любого пучка и ширм значения коэффициента теплоотдачи конвекцией -в лобовой точке практически одинаковы при прочих равных условиях; поэтому для этих труб i(Xk находится как для двухрядного шахматного пучка (номограмма >13); для ширм — при Gs = = 1. Для последующих рядов принимается: для труб второго ряда пучков — по величине Cz для четырехрядного пучка соответствующей компоновки, для труб третьего и последующих рядов Сг=1 Для труб ширм, начиная со второго ряда, Cz=l при определении <хк по номограмме 12
14.	Коэффициент теплоотдачи излучением ап, подставляемый в формулу (IV-18), определяется в зависимости от номера ряда
Для труб первого ряда пучка, расположенного за топкой или за газовым объемом (ширмами), а также для смещенной на 180° от лобовой точки последнего ряда, за которым расположен объем глубиной не менее
3$2, коэффициент теплоотдачи излучением находится по излучению из топки (объема, ширм):
Qu
ал т(об> = ti —t3 ’ ккал/(м2• ч• °C), (IV-19)
Qn—удельное тепловосприятие излучением из топки (ширм, газового объема) — см. п. 9.
Если проверяемые, трубы и расположенный перец ними газовый объем отделены от топки (ширм) фестоном или пучком с числом рядов труб (по ходу газов) не более четырех, также следует учитывать излучение, падающее на трубы из топки (ширм):
ал.0б+т = аэт,об + в	(1 — Хпуч) (1 — ^об),
ккал/(м2-ч),	(IV-19а
где хПуч—угловой коэффициент пучка, расположенного между топкой и объемом;
По б —степень черноты объема.
Если проверяемые трубы пакета (ширм) отделены от предшествующих ширм только объемом, то расчет Ол ведется по формуле (IV-19a) без введения члена (1—хпуч), учитывающего поглощение промежуточным пучком.
Для труб второго ряда коридорного пучка, со второго по четвертый ряд шахматного пучка и всех остальных рядов ширм коэффициент теплоотдачи излучением подсчитывается с учетом коэффициента облученности из топки или газового объема перед пучком по формуле Ол=Фтал.об+т+ (1—фт)‘Ол мтр, ккал/(м2 • ч°C). (IV-20) Здесь <рт — коэффициент облученности из топки (объема) наиболее нагруженной образующей трубы.
Для труб первого ряда, расположенных непосредственно за топкой (объемом), а также для тыльной образующей последней трубы перед объемом принимается Фт = 1; для труб второго ряда коридорного пучка, со второго по четвертый ряд шахматного пучка и всех остальных рядов ширм (рт определяется по графикам номограмм 38—40.
Для труб коридорных пучков, начиная с третьего ряда, и шахматных пучков, начиная с пятого ряда, учитывается только межтрубное излучение и принимается срт=О.
Для случаев, не охваченных вышеуказанными номограммами, величина <рт определяется графическим построением (см. п. 15).
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
85
I При вычислении коэффициента теплоотдачи меж-I трубным излучением ал.мтр толщину излучающего слоя I подсчитывают согласно п. 7-35 по фактическим шагам I труб на проверяемом участке.
I Температурой загрязненной стенки t3 для определе-I ния коэффициента ал.мтр в ширмовых поверхностях на-I грева задаются предварительно. После определения до по формуле (IV-17) подсчитывают среднее для ряда
I (элемента) значение наружной температуры металла I стенки труб /н ср:
/6	2	, 1 \
^.СР —+	p + il+—°с.	(IV-21)
Обозначения — см. формулу (IV 1).
Далее определяют .величину t3 по формуле:
/з=/н.ср+О,25е«7о, °C.	(IV-21a)
Величина ал.мтр уточняется в тех случаях, когда I значение /3 по формуле (IV-21a) отличается от ранее I принятого более чем на 50 °C, а при Др—150 °C — I более чем на 25 °C.
Коэффициент теплоотдачи излучением для объемов различной формы, при близко расположенных одиночных трубах и т. п. должен рассчитываться с помощью общей формулы для S (7-53).
15.	Коэффициент облученности для случаев, не охва-I ченпых номограммами 38—40, определяется графическим построением (рис. IV-2).
Для этого:
а)	в произвольном масштабе вычерчиваются проверяемая труба и трубы впереди лежащих рядов (по три трубы в ряду с одной стороны проверяемой);
б)	из точки О с максимумом тепловосприятия на проверяемой трубе (см. табл. IV-7) проводится полуокружность, ограниченная диаметром АВ, касательным к окружности трубы в указанной точке;
в)	из точки О проводятся лучи, касательные к трубам впереди лежащих рядов; эти лучи не должны пересекать ни одной впереди лежащей трубы;
г)	участки дуги полуокружности, заключенные между двумя соседними лучами, ограничивающими свободное от труб пространство, проектируются на диаметр АВ;
д)	коэффициент облученности для точки О равен отношению суммы проекций указанных участков к длине диаметра.
16.	Коэффициент теплоотдачи от стенки к внутренней среде определяется по номограмме 15 для пара до-критического давления при всех тепловых нагрузках, а также для пара сверхкритического давления при ^макс^ЗОО• 103 ккал1(м2‘Ч) (по температурам номограмму экстраполировать не следует). Для некипящей воды давлением р^180 кгс/см2 а2 определяется по номограмме 16, для кипящей—по номограмме 36. Для некипящей воды р> 180 кгс/см2 а2 определяется по Нормам гидравлического расчета. Для среды сверхкритиче-ского давления в области, не охваченной номограммой 15, величина а2 находится по номограмме 35.
17.	Коэффициент растечки р. для труб первого ряда конвективных перегревателей с sijd<.3 при шахматном или коридорном расположении и труб второго ряда с шахматным фестонированисм перегревателей определяется по номограмме 41,а, а для труб всех последующих рядов — по номограмме 41,6.
Для труб первого ряда фестонированных (с sddz^ ^3) и ширмовых перегревателей растечка тепла не учитывается; для труб остальных рядов ширмовых перегревателей коэффициент растечки определяется по номограмме 42 по линии, соответствующей Si/d=l,l.
При определении температуры тыльной образующей труб последнего ряда ширм и шахматных пучков растечка не учитывается; для труб коридорных пучков коэффициент растечки определяется по номограмме 41,6.
Рис. IV-2. Построение коэффициентов облученности. а — коэффициент облученности для лобовой образующей трубы, находящейся в промежутке между трубами впереди стоящего ряда; б — коэффициент облученности для боковой образующей трубы, находящейся в затылке трубы впереди стоящего ряда.
Для труб настенных радиационных поверхностей независимо от их расположения относительно обмуровки (е^О) коэффициент растечки определяется по номограмме 42; для труб двусветных экранов — по номограмме 43.
Коэффициент растечки по графикам номограмм 41-—43 определяется в зависимости от критерия Био:
с/а»
В1~2ДГ’	<1V’22>
где d — наружный диаметр труб, м.
Остальные обозначения—см. формулу (IV-1).
18.	Для предупреждения чрезмерных выбегов температуры стенки при ухудшенных условиях эксплуатации помимо обычного расчета определяется температура стенки t'er, соответствующая временному увеличению неравномерности тепловосприятия; по этой температуре дополнительно проверяется прочность; результаты проверки не вносят в расчеты, представляемые с паспортом котла.
При определении t'CT значения средней для элемента температуры газов и среды, а также коэффициентов теплопередачи принимаются такими же, как в основном расчете температуры стенки; величины коэффициентов неравномерности т]т (по табл. IV-4 и IV-6) и макс (по п. 7) повышаются на величину Дт].
Значение Arq для радиационных поверхностей выбирается из табл. IV-8 в зависимости от типа элементов (панелей).
Таблица IV-8
Тип элементов (панелей)
Одноходовые .................
Многоходовые.................
Мембранные стенки............
0,25 0,2
0,15
Для ширмовых и конвективных поверхностей значение Дт) принимается в зависимости от вида топлива: при сжигании всех топлив, кроме газа, Ат]=0,25; при сжигании газа Дт]=0,15.
Величина ^макс, как и в основном расчете, не должна превышать значений, приведенных .в табл. IV-5. При этом приведенное напряжение в трубе от внутреннего давления может превышать до 20% величину номинального допускаемого напряжения при температуре стенки /'ст (при определении допускаемого напряжения по тем же данным и с тем же коэффициентом
86
Приложение IV. Определение расчетной температуры металла стенок труб
запаса, по которым оно принималось для расчета прочности при температуре /ст). Если превышение будет больше 20%, необходимы конструктивные изменения (перекомпоновка элементов поверхностей нагрева, дополнительные точки перемешивания обогреваемой среды, увеличение скорости и др.), в отдельных случаях — изменение толщины стенок или материала труб.
Температура обогреваемых труб при повышенных коэффициентах неравномерности тепловосприятия определяется для следующих режимов:
а)	для поверхностей нагрева с энтальпией на выходе из размеренной трубы />650 ккал/кг при номинальной нагрузке котла на топливе, на котором получена наибольшая расчетная температура стенки; температура питательной воды номинальная;
б)	для поверхностей нагрева с энтальпией на выходе из разверенной трубы 1^650 ккал/кг при номинальной нагрузке, для минимальной (растопочной) нагрузки на растопочном топливе — см. табл. IV-5.
При расчете на частичных нагрузках температура питательной воды для котлов блочных установок принимается соответствующей данному режиму, а для котлов неблочных установок — номинальной.
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ ТЕМПЕРАТУРЫ
СТЕНОК ТРУБ ЦЕЛЬНОСВАРНЫХ ПАНЕЛЕЙ
Ниже приняты следующие определения. Трубы соединяются в цельносварную панель перемычками. Половина соединительной перемычки, прилегающая к трубе, называется плавником независимо от технологии изготовления панелей (из плавниковых труб, вварных проставок и т. п.).‘
Основные рекомендации даны для следующих условий:
а)	перемычка соединяет трубы одинакового диаметра;
б)	температура среды и коэффициенты теплоотдачи от стенки трубы к среде одинаковы в обеих трубах;
в)	перемычка, соединяющая трубы, расположена в диаметральной плоскости трубы (относительное расстояние от тыльной точки трубы до оси плавника u/d— =0,5).
Если какие-либо из перечисленных условий изменяются, даются дополнительные рекомендации.
19.	Температура стенки плавниковых труб настенных радиационных поверхностей на лобовой образующей определяется как для гладких труб; это распространяется, с достаточным приближением, и на величину коэффициента растечки. Для лобовых точек плавниковых труб при двустороннем облучении он определяется по номограмме 44.
Температура /в в вершине прямоугольного, трапециевидного и комбинированного трапециевидно-прямоугольного 1 плавников (см. рисунки на номограммах 44 и 46,6) определяется по формуле
/в=/к+/гсА/Пл, °C,	(IV-23)
где kQ—коэффициент учета влияния сварных швов, определяется по номограмме 46,6 (для труб с приваренными плавниками);
1 При выборе формы плавника необходимо учитывать, какой сна станет после сварки гладких или металлургических плавниковых труб в панель. В частности, при сварке гладких труб с ввариыми прямоугольными проставками (под слоем флюса) форма плавников получается комбинированной трапециевиднопрямоугольной; при сварке металлургических плавниковых труб с трапециевидными плавниками последние практически превращаются в прямоугольные.
А/нл — перепад температур между корнем и вершиной прямоугольного плавника;
tK — температура в основании (корне) плавника,
/к — / + Д/т + ₽р-кдмакс р _|_ 1 + а2
(IV-24)
Величина коэффициента растечки в корне плавника Рк вычисляется по формуле
6
Рк = 0,35 + 0,1	+	(IV-25)
где Ьк—толщина корня плавника; Кр, К3 определяются по номограмме 45
Остальные обозначения — см. формулу (1V-1).
Для смещенного плавника (u/d+0,5) значение |лк в формуле (IV-24) умножается на поправку Си *, определяемую по номограмме 46,а.
Значение Д/Пл рассчитывается по формуле
(IV-26)
лм.пл
где Рпл — коэффициент растечки в вершине плавника, определяемый по номограмме 47, в зависимости от s/d, u/d и bB/d;
h — высота плавника;
А — коэффициент формы, определяемый по номограмме 48, зависящий от отношений ft/&K и а—Ьв/Ьц, где Ьв — толщина плавника в вершине;
+м.пл — коэффициент теплопроводности металла плавника, ккал! {м-ч- °C),	определяемый из
табл. IV-1 по средней температуре, примерно равной полусумме температур tK и tB Для определения величины Хм.пл принимается температура, равная (/4-100), °C.
При степени черноты факела Оф^0,7 следует учитывать переизлучеиие с трубы на плавник. В соответствии с этим при 0,5^Пф^0,7 коэффициент растечки Цк в формуле (IV-25) и величина А/пл в формуле (1V-26) умножаются на коэффициент 1,1.
Температура tB для экранов двустороннего облучения также рассчитывается по (IV-23). При этом температура в корне плавника вычисляется по формуле
/ б 2	1 \
= i + А/т + 2рр.к<7мвкз	1 ь ~’
а величина А/пл по формуле ^макс^ .	. . к ।
(Р'пл + А'Р'пл) £	•
Д^пл — х/км .пл
6 1 + 0,25 (Зр.11Я — Др*пл) I ’
(IV-24a)
(IV-26a)
где Арпп — поправка на двустороннее облучение, определяемая по номограмме 49.
20.	Для плавниковых труб, находящихся в зоне в основном конвективного тепловосприятия, принимается равномерное распределение теплового потока по обогреваемой части трубы и плавника.
Температура стенки трубы в лобовой точке рассчитывается по формуле (IV-1), причем коэффициент растечки определяется по номограмме 50.
Температура tB в вершине симметрично расположенного плавника труб при конвективном тепловосприятии определяется по формулам (IV-23), (IV-24) h’(IV-26).
* Значения поправки Си могут быть использованы только при s/d +1.3; 1,2^	1,8; 2,0 + Bi 10.
Приложение IV Определение расчетной температуры металла стенок труб
87
Величина коэффициента растечки в корне плавника в этом случае вычисляется по уравнению
р.к = 0Л9 + К'ЛрК'в>	(IV-25a)
К', 7^, К.'» находятся по номограмме 51
Коэффициент растечки |хпл в формуле (IV-26) принимается равным 1.
21 При расчете температуры металла плавниковых труб разделительной стенки, отделяющей топку от конвективного газохода, температура в лобовых точках трубы определяется для стороны, обращенной в топку, как для гладких труб настенных экранов, а для стороны, обращенной в конвективную шахту, — по п. 20.
Температура в корне плавника в этом случае вычисляется по формуле
Ц — I 4~ Мт 4~ Р (P-IK^IMBKC 4~
+ Р-гк^гмакс) ₽ + 1 а2 /’	(IV-27)
еде <Лмакс и Гамаке — соответственно тепловые нагрузки, ккалЦм2 • ч), для сторон, обращенных в топку и в конвективную шахту;
Ц1к и Ц2к — соответственно коэффициенты растечки, определяемые по номограммам 45 и 51
Перепад температур между вершиной и корнем прямоугольного плавника вычисляется по формулам для вершины плавника, обращенной в топку,
h	Г	h
Мпя —	oi	I (<71макеРтгл 4“ Гамаке)	а	4~
. пл	l	мк
“Ьо,25 (3<71макср.пл Гамаке) »	(IV-28 )
для вершины плавника, обращенной в конвективную шахту,
й
Д^ПЛ= ” <2Х хлм.пл
4~0,25 (3^2макс ^максРпл)
г	л
I (<71максР‘пл 4~ ^2макс) г
L
~Г ] 	(IV-286)
Для трапециевидного плавника Д/Пл приближенно вычисляется, как для прямоугольного такой же высоты и равной площади сечения.
22 Среднеинтегральная температура плавниковой трубы, используемая для определения напряжений ней, вычисляется по формуле
г=	(iv-29)
г тР “г zr пл
Здесь FTJ), РПЛ—соответственно площади сечения трубы и плавника;
?тр» £пл — соответственно среднеинтегральные температуры металла сечения трубы и плавника.
Для сечения трубы, в том числе гладкой:
/ В 3 \
FrP — + Мт + (/маке* [ ~ Ь ) »	(IV-30)
V **2 z ,'-М /
9сР
где ~--------—относительная средняя тепловая нагруз-
Умакс
ка, определяемая для случая тепловосприятия излуче-нием по графику номограммы 52,а.
Для прямоугольного плавника
_	, . по 9максЛ2 Г 1 I 1 V1 Н\Г oi\
>м.„>~[| + ~г(чтг) ] <1V-31>
«о находится по графику номограммы 53.
Для трапециевидного плавника
?ПЛ -- 4
Лв<7ма с^2 6АМ.ПЛ\
(IV-31a)
Величина М определяется по графику номограммы 54.
В случае тепловосприятия конвекцией х из (IV-30) определяется по графику номограммы 52,6, а для расчета среднеинтегральной температуры плавника вместо уравнений (IV-31) и (IV-31a) используются соответственно формулы:
&..='»+	['+4- 4-)'] (v-32)
м
*пл = tK + 4"	(IV‘32a)
РАСЧЕТ ПРИ ТЕПЛОВОЙ И (ИЛИ) ГЕОМЕТРИЧЕСКОЙ АСИММЕТРИИ
Настоящая методика предназначена для расчета температур металла цельносварных экранов с прямоугольными перемычками.
23.	Под тепловой асимметрией понимается случай, когда в двух соединенных перемычкой трубах различаются температуры сред и /(2) (^*>>Д2>) и коэффициенты теплоотдачи а<‘>2 и а(2>г.
В частном случае возможно при ((*)=/= 1<2) а<1>2= = а<2>2 и наоборот.
Под геометрической асимметрией понимается случай соединения перемычкой труб разных диаметров di и d2 (di>d2) или труб с разными толщинами стенок.
Температура стенки на лобовой образующей при тепловой и геометрической асимметрии определяется соответственно для каждой из труб как для гладких.
Во всех случаях тепловой и (или) геометрической асимметрии параметры, необходимые для пользования графиками, принимаются соответствующими для каждой трубы (например, Bi<*> — для одной трубы и Bi(2> — для другой, dt и d2 и т. д.).
24.	Температуры в корнях перемычки рассчитываются по формулам:
t(’)K = /(*) + Д«-)т +	(р(>)д 4-
4-/в/ир 1 к.п) (	J 4- о{1)2 ),	(IV-33)
,(2)к = tW + Д/(2>т 4- <7макср2 р2)д 4-4(1-
lJ‘(2>K «] ( Хм ’р24-1 а(Ч2 )’ (lv-33a)
где |х(1)к.п — коэффициент растечки в корне перемычки, обусловленный подводом тепла к трубе перемычкой; определяется по графику номограммы 55 по параметрам, характеризующим первую трубу (ВН1), Pi, bldi)\
Ц(2)к.п — то же по параметрам, характеризующим вторую трубу (Bi<2>, р2, bld2)\
Io—определяется по графику номограммы 56. Коэффициент смещенности максимума температур т представляет собой отношение расстояния от прилегающего к трубе 1 корня перемычки до точки максимума температур к полной высоте перемычки H=2h.
88
Приложение V. Расчет теплообмена в однокамерных топках по методу ВТ И—ЭНИН
Величина его определяется по формуле
ти = 0,5 — Z(1 — Ро)-I-O.OIS^I —	(IV-34)
0,25Т + Н'(г)к.пБг+ [т/(“^'1х(2>дБ2 —
0,25 ~ + 0,5 (р.(2)к.пБ2 -I-
К2) — /(>)
•м ня Чп 1 *4 макс
(IV-35)
Р.-1 , 1 . _ ь~1 ._________
f, + 1	’ -₽,+ !+ 2 ВОТ •
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ
ТЕМПЕРАТУРЫ СТЕНКИ ОШИПОВАННОЙ ТРУБЫ
27 Средняя по толщине температура металла стенки трубы под шипом вычисляется по формуле
( 5	1	, 1 \ „
^ст —	(р> ф» fin) <7максР ( р | I а2 J* °C-
(IV-37)
Температура наружной поверхности трубы под шипом
^ст.н = Ч” Д 'т Ч~ •Ч (Р>	/ш) ^7 маке X
/52	1 \
‘с- <lv-38)
Коэффициент а0 определяется по номограмме 53.
Коэффициент Z принимается равным 0,45 при sjd^ ^1,4 и 0,43 при s/d<l,4.
Мд — коэффициент растечки, обусловленный облучением дуги трубы факелом, вычисляется по формуле
Р'д=='1А°д+Л1Ад-
|А°д — коэффициент . растечки для труб одинакового диаметра, определяется по номограмме 57, а Др,д — по номограмме 58 (в случае d2=^i Дцд = 0).
Коэффициент растечки у,д находится раздельно для каждой из соседних труб.
Определение Р-(1)д> Ц(2)д и поправок Дц(1)д, Дц(2>д ведется по параметрам, характеризующим соответствующую трубу (Bi, р, bld), кроме относительного шага, принимаемого в обоих случаях равным s/cfi.
25. Значение Д/п для участка перемычки от корня до сечения с максимальной температурой вычисляется по формуле
Л 4	.. ^<7макс Г t Г> \ I л -те 1
2Лм.пл [ b m (р°~™)+°.75 н j’ (IV-36) где . ,,	.	dz \
Р'П   Р-ПЛ 4“Кд|1	J
Кд определяется по графику номограммы 59;
m находится по формуле (1V-34);
Ко —по (IV-35);
Цпл — по номограмме 47.
26. Среднеинтегральные температуры плавниковых труб при тепловой и (или) геометрической асимметрии определяются (с обеспечением некоторого запаса по расчетным напряжениям) так же, как и при отсутствии асимметрии.
где /ш—плотность шипования: tld^
/ш = 0,785 —ш — для экранной поверхности;
с л
/ш = 0,785 2	2/ )s — для шлакоУлавливаюи1его
пучка;
п, sa, — соответственно число рядов шипов на трубе, продольный шаг шипов; s, d, 1Ш, dm — шаг, диаметр труб, длина и диаметр шипов; ф — концентрация теплового потока в ножке шипа, определяемая по номограмме 60 в зависимости от fm, ЛНДШ,
В рабочей области температур можно принимать следующие значения коэффициентов теплопроводности:
Набивка	X, ккал/(мХ
Хч-*С)
Карборундовая ..................... 5
Хромитовая................ 1,5
Корундовая................ 1,0
Хромомагнезитовая......... 1,0
Шипы
Шипы из углеродистой	стали	29
Шипы из стали 12X1 МФ	...	26
Шипы из сихромалевой стали . .	21
61
Коэффициент растечки р. определяется по номограмме d	a2J
при параметрах d^/sm’, dm/d-, ft = d — 26 ’ Bi = 2рГ в зависимости от числа рядов шипов (два или больше).
Комплекс А определяется по номограмме 62 в зави-ф  fш)
симости от параметров /ш, и., —.  сШ .
1 /ш
Остальные обозначения — см. формулу (IV-1).
ПРИЛОЖЕНИЕ V
РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ОДНОКАМЕРНЫХ ТОПКАХ ПО МЕТОДУ ВТИ—ЭНИН
1. В основу метода положены закономерности процесса радиационного теплообмена в камере, заполненной излучающей средой и имеющей поверхность нагрева, обмуровку и в общем случае слой горящего топлива.
Такой подход позволяет учесть в явном виде влияние на теплообмен ряда факторов: температуры тепло-
носителя, термического сопротивления загрязняющего слоя золовых отложений и степени его черноты, селективности излучения топочных газов и т. д.
Принципиальные основы этого метода могут быть использованы для дальнейших разработок и усовершенствования методов расчета теплообмена в топочных камерах.
Приложение V. Расчет теплообмена в однокамерных топках по методу ВТИ — ЭНИН
89
2.	Метод расчета основывается на системе четырех уравнений, описывающих процесс теплообмена в топочных камерах.
Уравнение радиационного теплообмена топочной среды с поверхностями нагрева
•	& па,.ТТ дт
<^ = ~ х -(Г4Ф~Г4з)> ^л/кг. (V-1)
Уравнение теплового баланса топочной камеры
Ол = ?VccP (7а - 7"т) = у (QT - 7"т), ккал/кг. (V-2)
Уравнение теплопередачи между внешним слоем загрязнений поверхности нагрева и теплоносителем:
<2л =----7 j-v (Т3 — 7сР), ккал/кг.	(V-3)
V + V;
. Эмпирическое ура-внение для определения эффективной температуры топочной среды
=	(1 + £ аА К. (V-4)
\ I—1	/
Эта система уравнений в безразмерном виде:
Во*
х —— (1 - ет) = ем4т - 0%; (v-ia)
Во*(1-е,) = -^4—;	(V-2a)
uox a
+
03 = 8cp + 	;	(V-3a)
1 a
0Ф=1 + £Д*.	(V-4a)
i=l
Здесь Фл и qn — тепло, переданное в топке, ккал/кг и ккалЦм2 • ч);
Оо=4,9-10~8 — коэффициент излучения абсолютно черного тела, ккал/(м2 • К4);
ак — приведенная степень черноты топочной камеры (см. п. 4);
х — коэффициент, учитывающий влияние селективности среды на радиационный теплообмен (см. л. 7);
На — лучевоспринимающая поверхность нагрева топки, м2 (см. п. 6-03); Вр — расчетный расход топлива, определяемый по формуле (5-20), кг/ч;
Тф и 6ф=7ф/7т — абсолютная (К) и относительная эффективные температуры топочной среды (см. п. 3);
7"т и 0т = 7"т/7а— абсолютная (К) и относительная температуры продуктов сгорания в выходном сечении топки (7а — адиабатическая температура сгорания топлива, К) (см. п. 9);
73 и 0з=73/7а — абсолютная (К) и относительная температуры поверхности слоя загрязнения;
7Ср и 0ср = 7ср/7а — абсолютная (К) и относительная температуры среды, протекающей в трубах. Если они не одинаковы, то в уравнение вводится усредненная по лучевоспринимающей поверхности температура среды;
(р — коэффициент сохранения тепла; е=бзлАзл—термическое сопротивление слоя загрязнения, (л/2 • ч • °C) /ккал-,
1/«2 — термическое сопротивление на внутренней поверхности труб, {м2-чУ, Х°С) /ккал-, учитывается только при расчете экономайзерных и перегревательных поверхностей нагрева котлов докритических параметров;
VcCp — средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива в интервале температур Ф"т—Фа, ккал/{кг -°C);
QT — полезное тепловыделение в топке, ккал/кг-, (см. п. 9);
Г'т — энтальпия продуктов сгорания 1 кг топлива при температуре Ф"т и избытке воздуха в конце топки ат, ккал/кг;
уВрУссР
Во* — ~н я тз ' — безразмерный критерий Больцмана.
При конструктивном расчете топочных камер применяется система уравнений (V-1)—(V-4); при поверочном— (V-la)— (V-4a); первая решается непосредственно, для решения второй приходится прибегать к методу последовательных приближений.
Для решения уравнения (V-la) целесообразно использовать номограмму 10, при этом параметры А и С вычисляются по формулам
Во* х	643
А= —С = -5Г-.
Лко ф	иф
После определения температуры на выходе из топки по уравнению (V-2) рассчитывается количество тепла, переданное в топочной камере Фл- При расхождении его с предварительно принятым значением более чем на 10% расчет необходимо повторить.
Для определения Во* необходимо предварительно задаться температурой на выходе из топки Ф"т; расчет повторяется при отличии полученной температуры от предварительно принятой более чем на 100 °C.
3. Эффективная температура топочной среды определяется по уравнению (V-4) или (V-4a).
Для камерных топок
п
S — Ар + Аф +	(V-5)
4 — 1
где Дг- — поправки, учитывающие влияние на 7ф(0ф) различных факторов: рода топлива Др, угла наклона горелок к горизонтали А^, степени экранирования топочной камеры А^.
Поправки на род топлива Др приведены в табл. V-1.
Таблица V-1
Топливо
Природный газ .......................
Мазут................................
Бурые* и каменные угли...............
АШ, тощие углн и высокозольные каменные (типа экибастузского)............
0,1
0,12
0,06
0,02
* При сжигании бурых углей с №п>14 и газовой сушке Др-0,09.
90
Приложение V. Расчет теплообмена в однокамерных топках по методу ВТИ—ЭНИН
Рис. V-1. Поправка на степень экранирования для камерных топок (а) и па относительную величину зеркала горения для слоевых топок (б).
Величина Дф определяется по выражению Дф=0,002<р,
где ср — угол наклона осей горелок к горизонтали, град; при отклонении факела от горизонтали вниз угол <р положительный.
Величина принимается равной 0 при %>0,4 и —0,04 при % ^0,4.
Для слоевых топок:
1) прн сжигании углей в толстом слое на цепной решетке или ручном заб.росе, а также при сжигании древесных отходов в топких со скоростными нредтоп-п
к.ами Померанцева: 2^At=^.15;
' • > 1
2) при сжиГании углей в тонком слое в топках п
с забрасывателями:	— 0,25.
1=1
Указанным образом определяются средние значения эффективной температуры факела для топочных устройств, оборудованных горелками, выполненными в- соответствии с рекомендациями приложения II и руководящими указаниями по проектированию горелок.
4. Приведенная степень черноты топочной камеры ак определяется выражениями:
для камерных топок
где
1 — я* \=1-пфХ прн %<0.5;
1 „ 2*— 1Л "* '-Оф-—
и 5Х ~	2у — 1	ПРИ Х>0Д
1 — ДфХ— *---(1 -М
При значениях х^0,8 величина ак может быть подсчитана по формуле
для слоевых топок
(V-8)
где
__________1 Хсл_________.
Нсл
Ха~^л + ^о;
Нъп. — площадь зеркала горения слоя топлива, м2;
Рис. V-2. Графики для определения коэффициента и,
влияние селективности среды.
учитывающего
92
Приложение V. Расчет теплообмена в однокамерных топках по методу ВТИ — ЭНИН
Нл, Но—поверхности стен топки, занятые соответственно лучевоспринимающими поверхностями и обмуровкой, JW2.
Величины 5* и 5* можно определить по графикам рис. V-1.
5. Усредненная эффективная поглощательная способность тепловоспринимающих поверхностей топочных камер:
п
---- fyl-QUi 1 VI	г гл “л ______________________________ ^Л.ОШ f-f л I J j ал 4ГЛ
i=I
где /7л.ош/#л и Нл.гл/Нл — доли ошипованных и различных гладкотрубных поверхностей.
Эффективная поглощательная способность гладкотрубных экранов йл.г л определяется в зависимости от физической поглощательной способности Яф.л и относительного шага по номограмме 9; эффективная поглощательная способность плоскости входного сечения ширм— как произведение £ал, где £ определяется по рис. 6-4, а величина ал принимается такой же, как для гладкотрубных экранов.
Эффективная поглощательная способность ошипованных экранов ял.ош принимается разной физической поглощательной способности расплавленной шлаковой пленки; ее значения приведены в табл. V-2.
Т а б л и ц a V-2
Поверхность нагрева и интервал температур
Чистые поверхности /3=200ч-500 °C
Экраны, загрязненные золой, f4=500-e-1 200®С
Экраны, ошипованные и покрытые пленкой жидкого шлака1 * /3=1 200-4-1 700 °C
Физическая пог-
лощательная способность „ Ф-Л
0,85
0,75
0,68
1 Поглощательная способность ошипованных, но не покрытых пленкой жидкого шлака экранов при сжигании газа и мазута условно принимается равной 0,68.
6. При сжигании всех топлив, кроме газа, поглощательная способность факела Яф считается равной его излучательной способности (степени черноты) и определяется согласно указаниям § 6-Б.
7. При сжигании газа отличие его поглощательной способности от излучательной (степени черноты) учитывается введением в уравнение (V I) или (V-la) коэффициента х, который определяется по графикам рис. V-2 в зависимости от степени экранирования %, Т3/Т$ и Яф.
Во всех других случаях принимается х=1,0.
8. Температура наружного слоя загрязнения луче-воспринимающей поверхности Т3 или 03 определяется уравнением (V-3) или (V-3a).
Если температура среды Тср, входящая в эти уравнения, неодинакова, она усредняется пропорционально лучевоспринимающей поверхности нагрева.
Значения е выбираются согласно табл. V-3.
При наличии в топке и гладкотрубных, и ошипованных экранов усредненное значение е определяется выражением
е=0,75еош	+ (1-0,75^^Легл.	(V-10)
9. Полезное тепловыделение в топке
л _ ЮО — Qa — #4 — Qe
Qt—Qp 100_______q4 Qb — Qb.bh+
+ гЛ.о>б. ккал/кг.	(V-H)
Таблица V-3
Тип экрана	Род топлива	е, (л<2 «Х ХеС)/ккал
Открытые гладко-	Г азообразное	0
трубные и плав-	Мазут	0,002
никовые настен-	Твердые топлива при ка-	0,004
ные	мерном сжигании (в том числе	экибастузский уголь при 7?90>20%), кроме	0,006
	экибастузского угля при /?90—12-4-15%	
	счанцев северо-западных месторождений	0,007
	Твердые топлива при слоевом сжигании	0,003
Ошипованные, покрытые огнеупорной массой		0,008
Закрытые шамотным кирпичом		0,010
Примечания: I. При сжигании газа после пыли без очистки топки принимаются значения в для пыли. При сжигании газа после мазута первоначально загрязнение соответствует мазутному, но с течением времени уменьшается.
2. При сжигании АШ с Гун<12% и тощего угля с Гун< 8%. принимается в=Д),006.
3. При шлаковании топки коэффициент загрязнения может увеличиться до 0,010.
где Qpp — располагаемое тепло топлива, вычисляемое-по формуле (5-02), ккал/кг;
(/4 и qe — потери тепла от химической и механической неполноты горения, с физцческим теплом шлаков и охлаждающей водой, %;
QB — тепло, вносимое в топку воздухом, ккал!кг,.
Qb= (с1т—Дат—ДаПл)/0/ в-Ь
+ (Д«т+Дапл)/°х.в, ккал/кг. (V-12)
Величины присосов Дат и Дапл определяются по п. 4-17, энтальпии теоретически необходимого количества воздуха при температуре на выходе из воздухоподогревателя 1°"в и холодного воздуха /°х.в принимаются по табл. XIV и XV; Qb.bh — тепло, внесенное с поступающим в агрегат воздухом при подогреве его вне агрегата (см. п. 5-03), ккал!кг; г1Г.Отб—тепло рециркулирующих газов, учитываемое в случае возврата в топку части газов, отобранных из последующих газоходов котельного агрегата (см. п. 4-10), ккал!кг.
Адиабатическая температура Оа определяется по полезному тепловыделению в топке QT, равному энтальпии продуктов сгорания /а при избытке воздуха в конце топки ат-
Средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива:
*	Q ___J"
VccP =	__у/'. ккал/{кг- °C).	(V-13)
10. Тепловая нагрузка отдельных участков луче-воспринимающих поверхностей топки определяется из равенства
ApQn
^уч = ~77—Tje, ккал/{м2-ч),	(V-14)
11 л
где 1]в—коэффициент распределения тепловой нагрузки по высоте топки, принимается по номограмме 11;
BpQn/H,4 — средняя тепловая нагрузка лучевосприни-мающих поверхностей, ккал/(м2 • ч).
Приложение VII. Расчет воздухоподогревателя с промежуточным теплоносителем
93
ПРИЛОЖЕНИЕ VI
РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕНА В ДВУХКАМЕРНЫХ ТОПКАХ ПО МЕТОДУ ЦКТИ
Определение теплообмена в двухкамерных топках сначала производится для всей топки в целом. В связи с недостаточностью опытных данных по теплообмену в камерах охлаждения тепловосприятие в ней определяется по разности общего тепловосприятия в топке и тепловосприятия камеры сгорания и шлакоулавливающего пучка.
По предлагаемой методике рекомендуется - рассчитывать теплообмен в двухкамерных топках (в том числе и в вихревых), в топках с горизонтальными циклонами и с -вертикальными предтопками.
Исходными для расчета теплообмена являются формулы (6-25) и (6-30), применяемые для расчета теплообмена в однокамерных и полуоткрытых топках. Значения коэффициента М в этих формулах впредь до уточнения следует принимать: для двухкамерных топок (в том числе вихревых) и топок с горизонтальными циклонами Л4 = 0,47; для топок с вертикальными предтопками 7И = 0,53.
Значения коэффициента загрязнения для открытых экранов и ширм принимаются по п. 6-20. Для ошипованных экранов, покрытых огнеупорной массой, коэффициент С рассчитывается по формуле (6-41), при этом коэффициент b принимается равным: для горизонтальных циклонов и камер догорания при работе на дробление— 1,7; при работе на угольной пыли — 2,0.
Для вертикальных предтопков (высотой 8—11 м) коэффициент загрязнения рассчитывается по формуле
При отсутствии данных о температуре плавления шлака она принимается на 50 °C ниже температуры жидкоплавкого состояния золы топлива t3.
Расчет теплообмена -в ошипованных камерах сгорания (зоны плавления однокамерных, камеры сгорания полуоткрытых и двухкамерных топок, циклоны и камеры догорания циклонных топок, а также вертикальные предтопки) рекомендуется производить по формуле
г.гг	Во0-6
к.с = о, 40 Воо.б 
Расчет температуры газов на выходе из шлакоулавливающего пучка делается по формуле (6-72).
Доля тепловыделения за счет догорания в пучке равна:
^ЗПр + ?4ПР
100
где <7зпР и 4Чпр принимаются по табл. XIX.
Для шлакоулавливающего пучка температура загрязненных труб
is, тр —100 °C,
где /3 — температура начала жидкоплавкого состояния золы топлива.
Полезное тепловыделение во второй камере в общем виде определяется по формуле (6-53)
где
? = 1,4^0,53 — 0,257W'') (1,36 —О.ОбДп),
п ___лр Ю0 Из Qi 9бшл
100 —
4" Qb Qb вн
Дп-----
А ~QpH
1 000 — приведенная
зольность
топлива;
/З.шл — температура плавления шпака, °C.
„ Bp.np (Qn + Qn)np ^p.npQiu.n , — 2пр'	— znP	ккал/кг.
При температуре газов в конце камеры с -орания бо- . лее 1 700 °C рекомендуется учитывать затрату тепла на диссоциацию трехатомных газов (см. п. 6-32).
ПРИЛОЖЕНИЕ VII
, РАСЧЕТ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯ С ПРОМЕЖУТОЧНЫМ ТЕПЛОНОСИТЕЛЕМ
Воздухоподогреватель с промежуточным теплоносителем менее подвержен коррозии и защищает от коррозии и загрязнений основной воздухоподогреватель.
На пылеугольных котлах такой подогреватель целесообразно располагать как «холодную» часть первой ступени воздухоподогревателя в области температур металла 80—160 °C. При этом практически нетрудно осуществить отсутствие интервала температур стенки с максимальной скоростью коррозии, что достигается применением в кор^озионноопасном интервале температур труб, составленных из отрезков двух разных диаметров по газовой и воздушной сторонам.
Из условий предотвращения интенсивного загрязне
ния и коррозии при сжигании сернистого мазута с коэффициентами избытка воздуха в конце топки ат>1,04 минимальную температуру стенки не следует допускать ниже 125 С. При ат<1,03 минимальная температура стенки может приниматься 80—85'‘’С.
Трубы воздухоподогревателя можно устанавливать вертикально или наклонно, минимальный угол наклона 4° (рис. VI1-1).
Для расчета воздухоподогревателя с промежуточным теплоносителем применяются балансовые уравнения (7-01), (7-02) и (7-05). Присос воздуха в газоход воздухоподогревателя принимается равным нулю.
94
Приложение VII. Расчет воздухопобогревателя с промежуточным теплоносителем
Газы
Рис. VII-1. Схема воздухоподогревателя.
О' и О" — температура газа на входе и выходе; f в и Г'в — температура воздуха иа входе и выходе; /г и ZB — обогреваемая и охлаждаемая части трубы; <?об — удельная тепловая нагрузка в обогреваемой части
Рис. VH-2. Графики для расчета воздухоподогревателя с промежуточным теплоносителем
а — коэффициент £в; б — коэффициент загрязнения е; в — поправка на гидростатический напор AZr.
Поверхностью нагрева воздухоподогревателя считается полная его поверхность по газовой и воздушной сторонам.
Коэффициент теплопередачи рассчитывается по формуле
-----1— -----77-----, ккал!(м2 - ч • °C),
(VII-1)
где си и аг — коэффициенты теплоотдачи от газа к трубам и от труб к воздуху, ккалЦм2 - ч • °C); определяются по § 7-Б, б;
Нг и //в — поверхности нагрева с газовой и воздушной сторон, Л12;
|в—коэффициент, учитывающий ухудшение работы поверхности нагрева из-за наличия в трубах неконденсирующихся газов и уменьшения температурного напора. Величина £в для воздухоподогревателей, изготовленных по технологии ВТИ. приведена на рис. VI1-2,а в зависимости от наружной температуры -стенки по газовой стороне.
Коэффициент загрязнения е воздухоподогревателя при сжигании твердых топлив в случае, когда температура стенки металла с газовой стороны /Ст.г превышает температуру точки росы /р на 10 °C и более, принимается по § 7-Б,д При более низком значении /ст.г величина е определяется по рис. VII-2,6 в зависимости от разности температур /Ст.г и /Р. При сжигании мазута в случае, когда /ст.г—/Р^Ю°С, принимают.
6=0 006^-0,007 (м2 • ч • °C) !ккал.
Температура стенки трубы, расположенной на газовой стороне, определяется по формуле
t -0
1 ст. г — vr.cP уу
(VII-2>
где Ог.сР — средняя температура газов в воздухоподогревателе, °C;
Q — тепловосприятие поверхности нагрева, определяемое из балансовых уравнений (7-02) и (7-05) по предварительно принятой конечной температуре одной из сред, ккал!кг. Температурный напор А/ в воздухоподогревателе с промежуточным теплоносителем определяется как среднелогарифмическая разность температур по формуле (7-75), но из значений Д/б и А/м вычитается поправка на гидростатический напор в трубе Д/г, определяемая по рис. VII-2,e в зависимости от /Ст г и гидростатического уровня h.
• Расчет воздухоподогревателя, часть поверхности которого «выполнена из отрезков труб разных диаметров па газовой и воздушной сторонах, следует производить по частям, определяя си, аг и температуру стенки для каждой части в отдельности. При этом для расчета температуры стенки удобно пользоваться следующей формулой
^ст.г = »т-----1---7-----1--, *с.	(VH-3>
1 +	«2^в
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
95
ПРИЛОЖЕНИЕ VIII
ПРИМЕРНЫЕ ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ
В качестве основного примера приведен тепловой расчет котельного агрегата паропроизводительностью 950 т/ч с открытой однокамерной топкой, работающего на пыли донецкого угля марки Г. (отсев). С целью сокращения расчеты однотинных пучков опущены, а помещен расчет лишь одной ступени ширм и одного конвективного пучка.
Даны позонный расчет топочной камеры м .вариант расчета топочной камеры с вертикальными ширмами, примыкающими к задней и фронтовой стенам.
Приведены расчеты температуры стенки НРЧ, шир-мового и конвективного перегревателей.
Рассмотрен также пример расчета двухкамерной топки котельного агрегата паропроизводительностью 220 т/ч, предназначенного для сжигания пыли ангрен-ского бурого угля.
А. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА 0 = 950 т/ч, РАБОТАЮЩЕГО НА ДОНЕЦКОМ УГЛЕ МАРКИ Г (ОТСЕВ)
1. ЗАДАНИЕ
Рис. VIII-1. Котельный агрегат производительностью 950 т/ч.
Для расчета принят прямоточный котельный агрегат под наддувом с жидким шлакоудалением и газоплотными мембранными стенками (рис. VIII-I). Топка открытого типа, однокамерная, ее стены выполнены из плавниковых труб 0 32X6 с шагом 48 мм. Экраны нижней радиационной части ошипованы по высоте на 6 м. В выходном окне топки расположены две ступени ширм из труб 0 32x6 с шагом 692/752 мм. Перед ширмами I ступени установлены теплообменник и впрыскивающий пароохладитель, перед ширмами II ступени — впрыскивающий пароохладитель.
Газоплотными панелями экранированы стены поворотной камеры (включая район экономайзера), а также потолочное перекрытие котла. В промперёгревателе два пакета: холодный (из труб 0 50x4) и горячий (из труб 0 42x4).
Водяной экономайзер выполнен из двухзаходных змеевиков 0 32x6.
Пром перегреватель и водяной экономайзер по фронту разделены на восемь блоков. За конвективной шахтой установлены два регенеративных воздухоподогревателя диаметром 9 800 мм.
Паропроизводительность котла D . .	950 /и/ч
Расход вторичного пара £)вт......... 800	/и/ч
Температура питательной воды /п.в 260 *С Давление питательной воды Ат в • •	300 кгс/см*
Температура перегретого пара п 665 *С
Давление перегретого пара рн.п . .	255 кгс/см*
Температура вторичного пара на вхо-
де в котельный агрегат /'вт ....	307 *С
Давление вторичного пара там же
//вт.............................. 39	кгс/см*
Температура вторичного пара на вы- •*
•* ходе из котельного агрегата t"„ 570 *С Давление вторичного пара там же
р"вт............................... 37	кгс/см*
Давление в топке р................... 300	мм вод. ст*
Топливо — донецкий уголь марки Г	<
Схема налеприготовления—за мкнутая, мельницы среднеходные.
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет или данные чертежей
Диаметр и толщина экранных труб			Топочная камера	
		мм	По чертежу	32X6
Шаг труб Ошипованная часть Поверхности:		я	То же	48
фронтовой стены задней стены	с,	м2	По рис. VI П-2 F —F,	5,275-17,3=91,3
боковой стены пода		я я	1 3	1 ф По рис. VIII-2	91 3 5,275-9,5-1-0,725-4,325=53 2
Неэкранированная поверх-	1 под Р гор	я		(4,5+4,5)17,3=155	’
ность в области горе-				12
лок				
Суммарная экранированная поверхность ошипованной части	ГОШ ст	м2	^ф+^з+2Т6+ 4~СПОд—Fгор	91,3+91,3+2-53,2+155-12=432
Открытая часть Поверхности:				
потолка фронтовой стены задней стены	р 1 пот %	я я	По рис. VIII-2 То же	4,33-17,3=74,9 30,5-17,3=527
боковой стены	р.	я	я я	17-17,3=294
выходного окна	1 б Н Trv	я	я я	17-9,5+13,5-4,33=220
Суммарная поверхность стен открытой части	‘ 1 ВЫХ готк ст	я я	Лют+ ^ф+/?з+2Гб+ Ч“^вЫх	(4,47+13,5) 17,3=311 74,9+527+294+2-220+311 = 1 647
Суммарная поверхность стен топоч! ой камеры		я	ГОШ . ГОТК , г ст 1 ст । 1 гор	432+1 647+12=2 091
Объем топочной камеры (до ширм)	У,	м3	По рис. VIII-2	17,3(53,2+220) =4 710
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
97
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет или данные чертежей
Эффективная толщина излучающего слоя	S	м	3,6^ 1 ст	4710 3,6 2 091 —8’14
Первая ступень (по ходу пара) ширмового перегревателя
Диаметр и толщина труб Количество параллельно включенных труб		dXS лтр	мм		По чертежу То же		32X6 27X24=648	
Количество ширм Средний шаг между шир- мами		/2щ Si	мм			я	я я	я	24 17 300 24Д-1 ~692	
Продольный шаг Относительный поперечный шаг		s2	—		Si/d		35 692 32 -21’6	
Относительный продольный шаг		°2	—		s2/d		35 32—1,09	
WAV Дополнительная поверхность нагрева в области ширм Поверхность входного окна		Н доп!		к?- и я		По рис. VIII-3 То же		'ЬЧ-Ч-Ъ ^-\%	^%=TS& 13,5.4,47-24-4,47.17,3=198 (4,474-13,5)17,3=311
Лучевоспринимающая [поверхность ширм Дополнительная лучевоспринимающая поверхность		ТГ Л.ДОП		м2		Нш\		2390
			I			“Н^+Н^ ^вх ^Ал.ш!		2 3904-108 ~~23' 311—287=24
Живое сечение для газов		F,				2 F' Г"		(17,3-17,97—24-17,97-0,032) X
						F'-\-F"		(17,3.17,97—24.17,97-0,032)4-“’ Х(13,5-17,3-24-13,5-0,032)2
Живое сечение для пара		к				izd2		4-(13,5-17,3-24-13,5-0,032) =2°'
						лтР 4		0,785 -0,022- 648=0,204
Эффективная толщина из-		s		м		1,8		1 я —	j	р—=0,888
лучающего слоя						1 1 1 -4- -г?- 4-		
						А * В ' С		13,5 + 4,47 + 0,692
Поворотная камера
Вертикальные переброс-				
ные стояки:				
диаметр и толщина количество	rfx8 /2	ММ	По чертежу То же	108X14 24
поверхность нагрева Подвесные экономайзер-	•^в.ст	М2	ndln	3,14-0,108-6,7-24=54,5
ные трубы:				
диаметр и толщина	dX8	ММ	По чертежу	32X6
количество	/2	—	То же	119X2=238
поверхность нагрева Поверхности нагрева:	•^эк	м2	ird//2	3,14-0,032-7,66-238=183
входного окна	^вх	я	По рис. V1II-3	6,7-17,3=116
выходного окна	^вых	-	То же	7,95-17,3=137,6 131
боковых стен	//б	я	Я	я	
потолка, задней сте-	К//	я	я »	296
ны и ската				
экранов поворотной камеры	^экр		Яб4-Е"	1314-296=427
7—1297
98
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжсние
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет или данные чертежей
Поверхность ограждающих стен и подвесных труб Объем поворотной камеры	н V	М2 Мг	эк+^ вх+ + вЫх+Яв. ст По рис. VIII-3	427+183+116+137,6+54,5=918,1 131 17,3 —=1 135
Эффективная толщина излучающего слоя	S	м	3,G V/H	1 135 3>6918,1 —4>45
Живое сечение для среды в подвесных, экономайзерных трубах То же в вертикальных стояках	В ст	м2 п	, ^вн 1 	— п 4 1 n<iBH 	— п 4	0,785 - 0,022 • 238=0,075 0,785-0,082-24=0,12
Живое сечение для газов в подвесных экономайзерных трубах То же в вертикальных стояках	^т.эк Ff в. ст	я я	/1 / 2 ftl j d I 3^2	fit	7,66-17,3—119-7,66-0,032=103,3- 6,7-17,3—24-6,7-0,108=98,6
Выходная ступень вторичного перегревателя
Рис. VIII-4. Вторичный перегреватель, выходная ступень.
Диаметр и толщина труб		ММ	По чертежу		42X4
Расположение	—	—	То же		Шахматное
Поперечный шаг	Si	мм	я »		144
					575 -о п
Продольный шаг	«2	9	По рис. VIII-4			—--3^ 9 11 —
Количество параллельно	п	—	По чертежу		238-3=714
включенных труб Число рядов по ходу га-	z2	—	То же		12
зов					
Длина трубы	1	м	По рис. VIII-4		50,95
Поверхность нагрева вы-	Н	м2	r.dln		3,14-0,042-50,95-238=1 595
ходной ступени Живое сечение для газов		9	АВ—din		7,95-17,3—0,042 7,88-119=98
То же для пара	fn	9	ПС?ВН 	— п 4		0,785-0,0342-714=0,647
Эффективная толщина из-			4 s,s2 с\ пл (		4	144-52 2 0,9-0,042(3Д4 •	4-2-2— -1)=0,16S
лучающего слоя	S	м	°>9сЧЗ,14 d2	*)	
V
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
99
П родолженме
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет или данные чертежей
Подвесные экономайзерные и перегревательные трубы: диаметр и толщина количество нагрева Поверхность нагрева экранов в области въ ходного пакета	dX5 ^вк \ 57акр 1- 1	мл \ м’	По чертежу То же \ та11пэк \ По рис. VI11-4 j	1	32X6 2-119 \	г,\4 \	т,\
Рис. VIII-5. Регенеративный воздухоподогреватель.
Рис. VIII-6. Паропаровой теплообменник.
Диаметр ротора1	D
Диаметр ступицы	d
Количество воздухоподо-	п
гревателей на котел Количество секторов	—
Доли поверхности, омываемой газами и возду-	X],
хом Горячая часть Эквивалентный диаметр	d»
интенсифицированной набивки Живое сечение для газов	F
и воздуха Высота набивки	ht
Поверхность нагрева	Л/г
РВП 0 9 000 мм в настоящее время не изготовляется.
Регенеративный воздухоподогреватель
мм	По рис. VIII-5	9 000
ft	То же	1 2С0
—	По чертежу	2
	То же	18 (8 газовых, 8 воздушных и 2 разделительных) Q
—	^1“—% 2	о 18=0,445
мм	По п. 7-29	9,6
Мр	°,785Д>вНхКРКлл	0,785-9г-0,445-0,93-0,89-2=46,8
м	По рис. VIII-5	2,2
мг	0,95-0,7S5D2BaKpChn	0,95-0,785-92-0,93-365-2,2-2,0=90 200
Паропаровой теплообменник
Диаметр и толщина труб dX8 первичного пара
То же вторичного пара d%8
мм
По чертежу
То же
32X5
60X4
7
100
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет или данные чертежей
Количество труб в одной	/2тр	—	По чертежу	5
секции				
Количество секций	Z	—	То же	13X6=78
Количество параллельно	п	—		5-78=390
включенных труб				
Длина труб теплообмен-	1	м	По рис. VIII-6	2,43.2+3,14-0,5=6,43
ника				
Поверхность нагрева теп-	Н	мг	adln	3,14-0,032-6,43-390=252
лообменника				
Живое сечение для пер -			nd%	
вичного пара	fn.n	я		~П 4	0,785-0,0222-390=0,148
Живое сечение для вто-	f.T	п	0,785(^твн-^п)п	0,785 (0,0522—0,0322) 390=0,52
ричного пара				
Эквивалентный диаметр	da	м	4fBT и	4-0,52	 3,14 (0,032+0,052) 390 ~° ’02
3. КОЭФФИЦИЕНТЫ ИЗБЫТКА ВОЗДУХА, ОБЪЕМЫ И ЭНТАЛЬПИИ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
*>	ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
(Объемы газов в м?/кг при 0 *С и 760 мм. рт. ст)
Рассчитываемая величина i	Размерность	уо=5,545; VROa=l,0;	=4,39; У?1а0= =0,63; Ар=22,3%		
		топка и котел	газоходы воздухоподогреватель	уходящие газы
Коэффициент избытка воздуха средний а	—	1,2	1,3	1,4
Ин^»'^о+0.0161(«-1)Р	м*/кг	0,648	0,657	0,665
^»=='zro1+^/ns+1/h2o+ (а~ 0^°	я	7,15	7,71	8,27
	—	0,14	0,13	0,121
гн,о==1/н3о/1/»	—	0,091	0,085	0,081
rn=rRO»+rH2O	—	0,231	0,215	0,202
f^=10 * |^ о (#ун—0,8; рр= 113 kz/m*)	кг золы/кг газа	0,0192	0,0178	0,0166
Энтальпии продуктов сгорания (/-В-таблица)
6, *С	/?, ккал!кг	4 ккал [кг	0	0 /=/г + (а—1) /в, ккал)кг						ft, *c	ккал 1кг	/в. ккал/кг	/=/?+		'a—J)/g, ккал /кг			
			а=1,2		|	a=l,3		a=l,4					а=1,2		а=1 ,3		a=l,4	
			I	Д/		Д/	I	a;						I	А/		А/
100	200	175	235	олл	252	OCQ	270	275	1 200	2 754	2 326	3218	ОЛП				
200	405	353	475	Z4U 9л7	510	ZOo oc~	545		1 300	ЗОН	2 536	3517	zyy OQQ				
300	615	534	722	Z4/ ОС л	775	zoo 070			1 400	3 274	2 753	3816	zyy QnO				
400	833	718	976	Zo4 ОСП	1 047	Z/z 070			1 500	3 533	2 969	4 118	OUZ 9Л7				
500	1 056	907	1 235	/ОУ ОС о	1 326	2/У			1 600	3 797	3 186	4 425	OU/ QnQ				
600	1 283	1 100	1 503	Zbo O7Q					1 700	4 063	3 402	4 733	oUo Qfin				
700	1 517	1 299	1 776	Z/O					1 800	4 329	3619	5 042	oUy Qi Q				
800	1 758	1 499	2 055	z/У пос					1 900	4 599	3 841	5 355	о 10 Q 1 Q				
900	2 004	1 698	2 340	ZOO OQQ					2 000	4 868	4 063	5 668	О 10 QI C				
1 000	2 253	1 904	2 628	Zoo					2 100	5 140	4 285	5 984	01 о QI 7				
1 100	2 503	2 115	2 920	2У2 298					2 200	5413	4 507	6 301	011				
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
101
4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размер-ность	Формула или обоснование	Расчет
			Тепловой баланс	
Располагаемое	тепло	ЗЕ	ккал!кг		5 C00
топлива				
Температура уходящих	^Ух	•с	Принята предварительно	123
газов				333 (a=l,4)
Энтальпия	/ух	ккал/кг °C	По /-9-таблице	
Температура холодного	^Х-В		Принята по п. 5-03	30
воздуха Энтальпия Потери тепла:	/° х.в	ккал/кг	По /-9-таблице	52,5
от химического не-		%	По табл. XVIII	0
дожога от механического не-	<?4			0,5
дожога				
с уходящими газами	Я*			(333—1,4 52,5) (100—0,5) _ R ,q
		»	«5	5 000	5’18
в окружающую среду	Яь		По п. 5-10	0,2
Доля золы топлива в		—	(1—Дуп) по табл. XVIII	1—0,8=0,2
шлаке				I 350+100=1 450
Температура жидкого		•с	/3 + юо	
шлака				399
Энтальпия золы	(с®)зл	ккал/кг	По табл. XIII	
			« йшл (сО)рлЛР	0,2.399-22,3
Потеря с теплом шлаков				5 000	—0,36
	Qg пхЛ	°/о	Qg	
Сумма тепловых потерь			^2~р9з-Ь944"^5_|_/7б шЛ	5,18+0,5+0,2+0,36=6,24
Коэффициент полезного	а	у,	100— £q	100—6,24=93,8
действия котельного агрегата				255
Давление перегретого	Ри.и	кгс/см2	Задано	
пара за котельным агрегатом				565
Температура там же	^п.п	°C		
Энтальпия	^п.п	ккал/кг	По табл. XXVII	808,4
Температура питатель-	1-п-я	°C	Задана	260
ной воды Энтальпия	* i-п в	ккал/кг	По табл. XXVII	271 (n=300 кгс/см2)
Расход вторичного пара		т/ч	Задан	800
Давление на входе в ко-	Р ВТ	кгс/см2	То же	39
тельный агрегат Температура там же	*'вт	•С		307
Энтальпия	^ВТ	ккал/кг	По табл. XXV	713,3
Давление вторичного па-	Р"вт	кгс/см2	Задано	37
ра на выходе из котельного агрегата				
Температура там же		°C	То же	570
Энтальпия		ккал/кг	По табл. XXV	861,8
Тепло, полезно исполь-	Qa.a	ккал/ч	В (*П.П	^п.в) -^ВТ О'^ВТ	вт)	950 000 (808,4—271) + 800 000 X
зуемое в агрегате				X (861,8—713,3) = 630- 10s
Полный расход топлива			Qk в-100	630 10е-100
	в	кг/ч		5 000-93,8 — 134300
Расчетный расход	вр	9		f 0,5\ 134 300 ( 1 — jog ) = 133 800
Коэффициент сохранения тепла				4 0,2 1	O nqe
			1- a+<7s	1 - 93,8+0,2 — °>JJu
102
Приложение VIII. П римерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Коэффициент избытка воздуха в топке Присос воздуха в систему пылеприготовления Температура горячего воздуха Энтальпия Тепло, вносимое воздухом в топку Полезное тепловыделение в топке Теоретическая температура горения Относительное положение максимума температур по высоте топки Коэффициент Температура газов на выходе из топки Энтальпия Средняя суммарная теплоемкость продуктов сгорания Произведение Коэффициент ослабления лучей: трехатомными газами эоловыми частицами частицами кокса Безразмерные параметры Оптическая толщина Степень черноты факела Коэффициент тепловой эффективности гладкотрубных экранов Коэффициент Коэффициент, учитывающий загрязнение ошипованных экранов, покрытых обмазкой Коэффициент тепловой эффективности ошипованных экранов, покрытых обмазкой Коэффициент, учитывающий загрязнение ширм, расположенных в выходном окне топки Коэффициент тепловой эффективности ширм, расположенных в выходном окне топки Средний коэффициент тепловой эффективности	Д®пл 'г в /° г.в Qb Qt оа хт м /"т Усер kt kaa ^кокг Х1 *2 kps ^»кР ь S ш ОШ £ок Фок ФсР	•с ккалгкг 9 9 •С •С ккал!кг ккал/(кг*~ х»С) (м-кгс)/см2 №Х 'Х.кгс/см2) То же я	я	Топка По п. 4-14 и по табл. XVIII По табл. XVI Принята предварительно По /-0-таблице (ат Дапл ^г.вЧ"Дапл^х в Z-)P	<7з	#4	<7б ЩЛ	п ЧР	100—q4	+ По /-0-таблице Хт - хг — щ По п. 6-13 Принята предварительно По /-0-таблице Qt~/"t V-B"t prns По номограмме 3 По номограмме 4 По п. 6-08 То же (^Гп+^вдР-злЧ- Ч”^КОКСХ1Хг) Р$ По номограмме 2 Фэк₽—$ при х=1 по табл. 6-2 По п. 6-20 » (о.53-0.25 10^) Фош~при Х=1 ₽? по табл. 6-2 и рис. 6-4 Фок='»ок При Х = 1 SFct	1,2 0,04 337 .600 , > (1,2—0,04)~В004-0,04 • 52,5=697 100—0,5—0,36 5 000	100—б~5	+ 697 = 5 679 2 004 3,65 29,75 у °’123 0,5 1 200 3 218 5 679—3 218 2 004—1 200 — 3>07 1,03-0,231-8,14=1,93 0,27 6,6 1.0 0,5 0,1 (0,27-0,2314-6,6-0,019-Н-0.5Х Х0 1)1,03-8,14=1,98 0,87 0,45 1.0 /	1 350\ 1 0,53-0,25 уооб] =0,193 1-0,193=0,193 0,92-0,45=0,414 1.0,414=0,414 0.193-4324-0,45-1 3364-4-0,414-3114-0-12 2 091	—и,зу
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
ЮЗ
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование		Расчет
Степень черноты топочной камеры Температура газов на выходе из топки Энтальпия Количество тепла, воспринятого в топке Средняя тепловая нагрузка лучевосприни-мающей поверхности нагрева Теплонапряжение топочного объема (до ширм) Температура газов на входе Энтальпия Лучистое тепло, воспринятое плоскостью входного сечения ширм по данным позонного расчета Поправочный коэффициент для учета излучения на пучок за ширмами Температура газов на входе в ширмы II ступени Средняя температура газов в ширмах I ступени Произведение • Коэффициент ослабления лучей: трехатомными газами частицами золы Оптическая толщина Степень черноты газов в ширмах Угловой коэффициент с входного на выходное сечение ширм Тепло излучения из топки и ширм I ступени на фестон	ат 1"г <2л 9л 9у 0' I' Фл ах Ви 0" 8 kT ^зл kps а 2 л ВЫХ	°C ккал/кг 9 ккал’ (ai2* ккал!(и3х x«i) °C ккал/кг ккал(кг •с я (л«Х Х^2С)/СМ2 WX Х^гс/сл!2) Я ккал'кг	По	номограмме 6 Т 1 а	0,945 2 277	.
			д /4,9.1O-4cPFCTglT3Ao \ ?BpVcCp	/ — 273 По /-8-таблице BpQn Нл Vt Ширмы I ступени Из расчета топки По /-8-таблице 9ллп V^ok.iu v+^л.ш VI^ok.ui VI По п. 7-04 Принята предварительно 8' 4-0" 2 prns По номограмме 3 По номограмме 4 (^’ггп4~^зл.и*зл) PS По номограмме* 2 / ( 1 V	/ ]/ к) +1-^ Фл ВХ (1	Уш ₽ + +	Вр		/4,9-10-8-0,39-2091 Х\0-6	~ |	Х0,945-2 2773 0,5	0,998-133 800-3,07 ) + — 273 = 1 220 3 278 0,998 (5 679—3 278) = 2 395 133 800-2 395 2079	- 154-103 134 300-5 000 4 710	* 143403 1 220 3 278 135 500-77,4 4-85 600-234 133 800 0,5 1 012 1220 4- 1 012	,	„ 2	-1116 1,03-0,231-0,888 = 0,211 0,98 7,0 (0,98-0,231 4-7,0-0,019)-1.03Х Х0.888 =0,329 0,285 Г /4,47 V	4,47 |/ ^0,692^ + 1 “0,692" 0,14 228 (1—0,285)0,14 0,92	+ 4,9-10-«-0.285Х XI 389* (12,5-17,3) 0,5 +	133 800	“ = 24,8 4-43,8=68,6
104
Приложение VIII Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Тепло,'получаемое излучением из топки ширмами I ступени (включая дополнительные поверхности) Тепловосприятие топочных экранов Прирост энтальпии среды в экранах Количество лучистого тепла, воспринятого из топки ширмами То же дополнительными поверхностями Энтальпия газов на выходе из ширм при принятой температуре Тепловосприятие ширм I ступени и дополнительных поверхностей по балансу В том числе: собственно ширм дополнительных по- верхностей Расход воды на I впрыск Расход воды на II впрыск Температура пара перед I впрыском Энтальпия пара там же Снижение энтальпии пара I впрыском Энтальпия пара после I впрыска Температура пара там же Температура пара на входе в ширмы Энтальпия там же Прирост энтальпии пара в ширмах Энтальпия пара на выходе Температура там же Средняя температура па-ра Температурный напор Средняя скорость газов Коэффициент теплоотдачи конвекцией Коэффициент загрязнения 1	^л.ш!+доп QskP Дг Qji ш Фл ДОП I" Q* Qc ш Qe. ДОП ^впр I ^впр II /г впр I * впр I А^впр I * впр I ft г 1 впр I t' i' Ai i" t" t Lt wT «К e	ккал/кг 9 9 9 9 • Я 9 9 m/ч •с ккал/кг 9 * •с 9 ккал/кг 9 9 •С » 9 м/сек ккал/(м2х х*-°С) (jW2-«Zx х°С)/ккал	С?лвх	Qu.вых Q^-Qh.bx Q0KpSp D (Фл.Ш I Фл.ДОП l) X х		 Нд.ш 1“Ь^л.доп I 0?л.Ш I 4" Фл.ДОП l) X fj 	27 л.доп I	 ^л.ш 1 + ^л.доп I По /-^-таблице ?(/'-/") Принята предварительно То же Принято 9 Принята предварительно По табл. XXVI ^впр I 2 впр I 2п • в) В ^впр II 2 впр I АГ"впр I По табл. XXVI *' = '"впр1 — 2„впр I (Qfl.nr ~Ь Qn.m) Bp В ^впр II i' Li По табл. XXVI t' + t" 2 0 — t ВРУГ (&+273) 3 600-273 FT По номограмме 12 По п. 7-49 и рис. 7-9	228 —68,6= 159,4 2 395 — 228 = 2 167 2 167-133 800 900 000	= 324 287 159,4 зТ1 = 147,0 24 159,4оП= 12,4 Oil 2 663 0,998 (3 278 — 2 663) = 614 558 56 30 20 459 704,9 30 930-20 (704,9-271) - 13,8 704,9— 13,8 = 691,1 • 449 449 691,1 (р = 275 кгс/см2) (558+ 147) 133 800 950 000—20 000 ~ 10,3 691,1 + 101,3 = 792,4 546 449 + 546 2	-497 1 116 — 497 = 619 133 800-7,15 (1 116 + 273) 3 600-273-257	— 45-1,0-0,94.0,6 = 25,5 0,0086
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
105
П родолженае
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование			Расчет
Температура наружной поверхности загрязнений Коэффициент теплоотдачи излучением Коэффициент использования Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке Коэффициент теплопередачи Тепловосприятие ширм по уравнению теплопередачи Отношение тепловосприятий Средняя температура пара в дополнительных поверхностях Тепловосприятие дополнительных поверхностей по уравнению теплопередачи Отношение тепловосприятий Значения QT.m и Q6.D Расчет фестона аналс Расчет ширм 11 ступ< Температура газов на входе Энтальпия Температура газов на выходе Энтальпия Тепловосприятие экранов, подвесных экономайзерных труб и вертикальных	стояков в поворотной камере (по балансу) Средняя температура газов Средняя скорость газов в сечении подвесных экономайзерных труб	“л «1 k Qt-ш Qt-ш Q ш t Qt. Доп Qt доп' Qe-Mon ! разнятся ме гичен расчет? гни выполняем 0' Г 0" /" Q6 эк	°C ккалЦм2 X Х*’С) ккал/ (л?Х Х^-’С; То же ккал, кг % •с ккал1кг % ныне чем на $ f конвективны; гея аналогично Повс •С ккал/кг •с ккал ‘ кг 9 •с м/сек	t + е По По п.	(Q m+Qa н номограмме 7-49 и рис. mi	\ k2s2x + алу “1	л) Вр 19 7-9 1	705-133 800 497 + 0,0086	2393	= 839 356-0,245 = 87,2 0,85 /	3,14-0,032 °’85	,э2-0,035-0,98 + 4-87,2 ) = 106,0 106
			, , (. , Qjt ш \ + ('+ <?».» )“ kHLt £р 7М-100 Уб.ш Принята предварительно kH (ft — t) в, ^=-100 <*б.доп !%, а Qt-доп и Qc.flon —мень с пучков и поэтому не приво/ расчету ширм I ступени и т; фотная камера Из расчета ширм II ступени То же Принята предварительно По /-0-таблице ? (I’-I") v 2 BpVr0,5* / ( _»\ збоо/^Д1 + 273J			/	147\	—49,4 1 + ( 1 + 558 ) °>0086'106 49,4-2 393-619 133 800	=54 549 558 100 = 98,5 420 49,4 198 (1 116 — 420) 133 800	— 51 51 56 100 = 91 ше чем на 10%, что допустимо. штся. жже опускается. 922 2 403,3 853 2 206 0,998 (2 403,3 — 2 206) = 196,5 922 4- 853 о — 888 Z 133 800-7,15-0,5 /	888 \ 3 600-103,3	( 1 + 273у*— = 5,46
Коэффициент 0,5 учитывает проход части газоз помимо подвесных труб.
106
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула нли обоснование	Расчет
Коэффициент теплоотдачи конвекцией в подвесных экономайзерных трубах Скорость газов в сечении вертикальных стояков Коэффициент теплоотдачи конвекцией к вертикальным стоякам Средняя температура пара в экранах и вертикальных стояках Коэффициент загрязнения экранов поворотной камеры, подвесных труб и вертикальных стояков Температура наружной поверхности загрязнений экранных труб Произведение Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами То же золовыми частицами Оптическая толщина Коэффициент теплоотдачи излучением к экранам поворотной камеры Тепловосприятие экранов по уравнению теплопередачи Тепловая нагрузка экранов Средняя температура среды в подвесных экономайзерных трубах Температура наружной поверхности подвесных экономайзерных труб Коэффициент тетоотда-чи излучением к подвесным экономайзерным трубам Суммарный коэффициент теплоотдачи к подвесным экономайзерным трубам Тепловосприятие подвесных экономайзерных труб Тепловая нагрузка подвесных экономайзерных-труб Температура наружных загрязнений вертикальных стояков Коэффициент теплоотдачи излучением к вертикальным стоякам	ак.вя ЬУг.в.сг ак. В.ст t • ^3 А’г ^зл kps ал экР Qt-экР 9экР t 1з “я ак + ал Qr-ЭК <7эк 3 ал	ккалЦм2")^ Х^°С) м/сек ккал/ (?и2Х Х*-°С) °C (лг’-чХ Х°С)/ккдл •С (м-кгс)/см2 1/(л<Х уСкгс/см2) То же ккл'л/(лг2Х Х*-*С) ккалкг ккал/ (м2  ч) •С °C ккал/(м2% Х**С) То же ккал/кг ккал/(м2-ч) ’С ккал/(м2% X*-°Q	По номограмме 12, ^ = 2 ВрУг	(, , О'	46-0,91•1,0-0,95 = 39,8 133 800-7,15 /	922Х 3 600-98,6	+273у = 11’8 51-0,91-1,0-0,95 = 44,1 425 0,005 425 4-0,005-37 400 = 612 1,01-0,231-4,45= 1,04 0,49 7,8 (0,49-0,231 4-7,8-0,019) 1.01Х Х4,45== 1,17 197-0,69= 136 136 427-(888—612) 133 800	~ 120 120-133 800 427	-37 400 320 320 4-0,005-52 000 = 580 188-0,69= 129,5 39,84- 129,5= 169,3 169,3 (888—580) 183
			3 6007ТвСТ +273J По номограмме 12 Принято предварительно По п. 7-36 1 + е<7экР 1 />rns По номограмме 3 По номограмме 4 (^ггп 4~ ^злН'зл) Ps 9 По номограмме 19 аЛ ЭкрНэкР (	1в) Вр От.ЭкрВр н Принята предварительно 1 4“ е<7эк По номограмме 19 ак эк Ч- ал (ак.Эк“Ьал) 	1в)В1	
			Вр Qt-эк^Р Нвк 1 + е<7в.ст По номограмме 19	133 800	—И.4 71,4-133 800	„ л 	jgg	= 52 000 425 4-0,005-49 000 = 670 220-0,69= 152
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
107
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Суммарный коэффициент теплоотдачи к вертикальным стоякам Тепловосприятие вертикальных стояков Тепловая нагрузка вертикальных стояков Суммарное тепловосприятие экранов, подвесных экономайзерных труб и вертикальных стояков в поворотной камере Отношение тепловосприя-тйй Величины Q6 и IQT п<	ак + ал Qt.b.ct Qb.ct SQ, SQr Q& эверхносгей п	ккйл/(м2Х Х*-°С) ккал/кг ккал/(м2-ч) ккал1 кг % оборотной кам	ак в.ст 4" ал (ак.в.сг+ап) (’1	^з) 1^в.ет	44,1 + 152= 196,1 196,1 (922—670) 54,5
			Вр Qi.B.crBp И в. ст Qt bkpH-Qt ек+ -г в. ст EQ_ еры отличаются меньше чем	133 800	—20 20-133 800 54,5	~ 49 000 120 4-71,4 4-20 = 211,4 211,4 196,5 100= 107>5 на 10%, что допустимо.
Вторичный перегреватель
Выходная, ступень Температура 'газов на	0'	’С	Из расчета поворотной ка-	853
входе			меры	
Энтальпия	Г	ккал!кг	То же	2 206
Температур! газов на	Ъ"	*С	Принята предварительно	757
выходе Энтальпия	/"	ккал/кг	По /-8-таблице	1 935
Тепло, отданное газами	Qs	9	(/'—/")	0,998 (2206— 1 935) = 270
В том числе:				
тепловосприятие вы-	Qs.n	9	Принято предварительно	210
ходной ступени			То же	
дополнительных по-	Qe-доп	9		39
верхностей подвесных экономай-	Сбей	9		21
зерных труб				
Прирост энтальпии в вы-			Qd пВр	210-133 800
	ы			О Г 1
		9	D	800 000	“00,1
ходной ступени				
Температура пара на вы-	t"	•с	Задана	570
ходе				
Энтальпия	i"	ккал/кг	По табл. XXV	861,8
Энтальпия пара на входе	и	п		861,8—35,1 =826,7
Температура	е	•с	По табл. XXV	506 (р = 39 кгс/см2)
Средняя температура га-	о		0' 4-8"	853 + 757 = да
		9	о	
зов				
Средняя температура па-			V 4-1''	570 4-506 гоо
	t	9	2		J	= 538
ра				
Температурный напор	ы			(853—506) — (757—570)
		9	trr О Qin	853—506	~2о9 2’3 lg 757—570
				
			о"—е	
Средняя скорость газов	wr	м/сек	ВрУг (0 4- 273) 3 600-273/4	133 800-7,15(8054-273) _ 3 600-273-98	—10,6
Коэффициент теплоотда-	ак	ккал/ (jh2X	По номогршме 13	76,5.1,01-1,02-0,95 = 74,4
чи конвекцией		Х^-°С)		
Средний удельный объем	V	м3/кг	По табл. XXV	0,09801 (р = 38 кгс/см2)
пара				
108
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Средняя скорость пара Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару Коэффициент загрязнения Температура наружной поверхности загрязнений Произведение Коэффициент ослабления лучей: трехатомными газами эоловыми частицами Оптическая толщина Коэффициент теплоотдачи излучением То же с учетом объема, находящегося перед пучкомл Коэффициент теплопередачи Тепловосприятие выходной ступени (по уравнению теплопередачи) Отношение тепловосприятий Средняя температура пара в экранах выходной ступени Тепловосприятие там же Отношение тепловосприятий Средняя	температура среды в подвесных экономайзерных трубах Тепловосприятие подвесных экономайзерных труб Отношение	тепловос- приятий	а2 С PuS kT &ал kps «л а<п	м/сек ккал/(м2У( Х*-вО (^•*Х Х°С)/ККТ2!Л •с (м-кгс)Ссм2 1/(л:Х У/кгс/см2) » » ккал/(м2у^ Х*-°С) »	9	Ру 3600fn По номограмме 15 СаСфре0 -ф- Де, по рис. 7-11 и табл. 7-2 / । ( 1 j \ ^pQe.n '+(«, +4 н pras По номограмме 3 По, номограмме 4 (/гггп + /гзлр-зл) ps По номограмме 19 Г	f Т \0.25 а” L1"^ \ 100°/ х х(» 1 \ у J ак + а'л	800 000-0,09801 _ 3 600-0,647	— 33’6 1 350-0,97= 1 310 1,12-1-0,0012 4-0,003 = 0,00434 1	1 \ 538 4- /0,00434 4- -рзуо ) X 210-133 800 X 1 595	~624 1,01-0,231-0,168 = 0,0392 2,8 8,2 (2,8-0,231 4-8,2-0,019) 1,01Х X 0,168 = 0,137 168-0,13 = 21,8 Г	f 1 126\°>25 21-8[1+°>4^ioooJ X / 7 ббО Х0.07! “STS) J=33,2 74,4 4-33,2
	Qi.n Qt п/ Qe.n t Qi. Доп Qi.flon/Qe. доп t Qi-эк Ql-ЭК Qc эк	9	9 ккал/кг % •с ккал/кг % •с ккал/кг %	1 +	+а/л) kHM Вр 100 Ц'б.п Принята предварительно kH (0—0 Вр ^2-100 Чб-Доп Принята предварительно kH (0—t) Bp 100 Чб.эк	14- ^0,004344- -j4io)107,6 = 69,4 69,4-1 595-259 133 800	-214 214 гр 100= 101,9 425 69,4-183,1 (805—425) 133 800	— 38,Л 38,3 -—- 100 = 98,2 320 69,4-80,6 (805—320) 133 800	-20,2 20,2 -2р 100 = 96,2
Значения QT п и Q6 n отличаются меньше чем на 2%, QTWon и <2б.доп» а также QI9K и Q68K—меньше чем на 10%, что допустимо.
Расчет входной ступени выполняется аналогично.
П риложение VIII. Примерные тепловые расчеты
109
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размер- ность	Формула или обоснование	Расчет
Регенеративный воздухоподогреватель
Горячая часть Температура воздуха па	в	•c	Принята предварительно	341
выходе				
Энтальпия воздуха там же	/° г.в	ккал;кг	По /-0-таблице	609
Отношение расходов воз-	ВП	—	» Из ‘расчета топки	1,2 — 0,04= 1,16
духа на выходе из го-				
рячей части к теоре-				
тическому				
Присос воздуха	Да	—	По табл. XVI	0,2
Температура воздуха на входе (промежуточная)	7пР	eC	Принята предварительно	76
Энтальпия воздуха там же	/° 1 пр	ккал!кг	По 7-0-таблице	X	133
Энтальпия газов на входе	I'	w	Из расчета экономайзера	966
Температура газов там же	&'	•c	По /-0- таблице	396 (а = 1,2)
Тепловосприятие ступени (по балансу) Энтальпия газов на выходе		ккал 'кг	/	Дсс \ п	л (?".« +г)	^1,16 4-	(609 — 133) = 600
	Г'	*	ft	2^ 1 ^/0 7	у -г 2 7г.в	600	0,2 966 _ ода + т 609 = 425
Температура газов	а"	•С	По /-0-таблице	167 (а = 1,3)
Средняя температура га-	0		0'4-0" 2	396 4-167 		= 282
зов				
Средняя температура воз-	t		^.в 4~ ^пр 9	341 4-76 	— =209
духа				
Средний температурный	Lt	Я	0 — 7	282 — 209 = 73
напор				
Средняя температура стенки	I ст	п	х,& %! 4~ х2	282 4-209  g  - — 246 (х, — х2)
Средняя скорость газов		м/сек	ВрУг (0 4- 273) 3 600-273Ft	133 800-7,71 (282 4-273) 3600-273-46,8	— 12,4
			/	Да\	/	0,2\ 133 800-5,55 ( 1,16 4- 4- ) X
Средняя скорость воздуха		м/сек	(г.п4-у) (/4-273)	х (209 4- 273)	=
	U’B		3 600-273-F,	3 600-273-46,8
				= 9,8
Коэффициент теплоотдачи от газа к стейке	“к	ккал/ (л!аХ Х^-’С)	По номограмме 18	1,6-1,03-1-45,7 = 75,5
Коэффициент теплоотда-	«к	W	Я	По номограмме 18	1,6-0,96-1.37,8 = 58
чи от стенки к воздуху				
Коэффициент использо-	a		/	По п. 7-59	0,85
вания				
Коэффициент теплопередачи	k	ккал/(лг2Х Х*-*С)		0,85 юл
			1 1 1	1 1 —12’4
			г 1	в х2ак	0,445-75,5 + 0,445-58
Тепловосприятие горячей	Qt	ккал/кг	kHLt Въ	12,4-90 200-73 133 800	~610
части (по уравнению			р	
теплопередачи)				
но
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение-
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или с беснование		Расчет	
Минимальная температура стенки Отношение тепловосприя-тий Величины QT и Q6 от. Холодная часть возду Потеря тепла с уходящими газами Сумма тепловых потерь Коэффициент полезного действия котельного агрегата Расчетный расход топлива Тепло, вносимое возду -хом в топку Полезное тепловыделение в топке Количество тепла, воспринятого в топке излучением Невязка теплового баланса Относительная невязка баланса Допустимая невязка Температура вторичного пара на входе Энтальпия Температура вторичного пара после байпаса Энтальпия Величина байпаса вторичного пара Энтальпия вторичного пара па выходе ТемператураАтам же Тепловосприятие теплообменника по балансу Энтальпия первичного пара на входе Температура там же Расход первичного пара в теплообменнике	л МИН *СТ Q/Qc тачаются меж хоподогревате 7г ^Я а вР Qb Ся AQ AQ/QJ баланса — 0, ?BT *'вт jCM 1 РТ •см 1вт *"в1 '"В1 ^п.п п.п D	•с % >ше чем на 2°, ;ля рассчитыва Уточнение %  9 кг/ч ккал/кг 9 9 9 % 5% Тс •С ккал/кг °C ккал/кг % ккал/кг •с ккал/кг 9 •с кг/ч	+ *2ак^ПР Q- 57100 zo- гтся аналогично. теплового баланса		75,5-167 4-58-76	
					75,5 4-58	— 610 ооо100 =101-8 (328-1,4-52,5) (100—0,5)	
			<7г + Яз +	+ Яъ + 100— 2q f. Яа V“iooJ (ат Дапл) В 100 Яз Яь Ясгпп Чр	100—q4	+ Qp^K.a— «?ТЛ + Qml + Q1UII + Qn.n + Qbt] юо-< 4-Qbti + Qsk) Ioq ДО 100 Q’p ‘плообменник Задано Из расчета входной сту вторичного перегрева! То же Принято •СМ _ 1вт	1 ВТ :f	1 		шЛ 1° х.в Qb + I + к пени еля	5( । 5,064-0,54- 100 —< 630-10е-100'	100	k - = 5,06 0,24-0,36=6,12 3,12 = 93,88 /	0,5\ 1 —	) = 133 500) 9 4-0,04-52,5=70? 1,5—0,36 )—0,5	+708— = 5 690 0—3 278) = 2 407 — (2 407 4-614 4- 5 4-270 4-619 4- ЮО — 0,5 100	~4 ^100 = 0,08 307 713,1 340 = 39 кгс/см2') 60 ,6—713,3
					5000-93,88 (1,2—0,04)60 100—0 5000 ЮС 0,998 (5 69 5 000-0,9388 4-270 4- 18 4-348) 4 5 00< 733,6 (р 733 *710 Q t	
			‘ вт -Ь 1 _ Т(5 По табл. XXV DBt (i%-i'„) г'Гп.п — i' 'доп /г 	/г/ 1 П.П 	 * Доп В ^впр!  впрИ		'1О’° т- 1—0,60	— и’ 392 (р = 39 кге/см2) 800 000 (733,6 — 713,3) = 16,2-10* 722,5 476 (р ~ 280 кгс/см2) 950 000—30 000—20 000=900 000	
Приложение VIII. П ри.нерные тепловые расчеты
ш
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Энтальпия первичного пара на выходе из теплообменника Температура пара там же Средняя	температура первичного пара Средняя	температура вторичного пара Температурный напор		ккал/кг •с	Qi	16,2-Ю6 799	’	 704 е;
	1 п.п L П.П ^п.п		1 n-n D По табл. XXVI П.П “Ь 1Г п.п	z““’°	9-Ю5	U4,b 459 (р = 275 кгс/ см2) 476 + 459 	V	=4>8 307 + 392 2	— ЗоО (459 — 307) — (476 — 392)
			2 tr -4- t'r L вт Г 1 вт	
	fBT г		2 (^/ГП.П I'вт) (^П.П	1"вт)	
	ы	»	п о * п.п — t ВТ	459 _ 307	~ 111 2,31g.7r	.,о., ’ & 476 — 392 0,06976 (/? = 39 кгс/см2) 900 000-0,007 3 600-0,148 — 14’8 /14,8\°.8 3 650 ^YcTJ 1,06=11130 (1—0,60) 800 000-0,06976 3 600-0,52	—И.9 620-1,08-0,93-1,1 =682 40 1	32	0,005	1 — 580
Средний удельный объем вторичного пара Скорость первичного пара Коэффициент теплоотдачи от греющего пара к стенке Скорость вторичного пара Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару Коэффициент теплопроводности стенки Коэффициент теплопередачи Тепловосприятие теплообменника по уравнению теплопередачи Отношение тепловосприятий Величины QT и Qg ра Полученные в резуль	ОВт	м3/кг м/сек ккал G>t2X Х^-°С) м сек ккал '(л42Х Х*-*С) ккалЦм2^ Х*-°С)	1 П.П	1 ВТ По габл. XXV Dv	
	®^п.п “1 «’.т а2		3 600fn.n По номограмме 15 ( 1	*^б) Пвт^вт 3 600fBT a2=a«0MC«0MCd-l,l (1,1 — по п. 5 приложения III, Cd = 0,93 по рис. 7-5) По п. 11 приложения III, Г 1	
	k		1 d2 а	1	
	Qt Qt Qi зличаются ме тате расчета	ккал/ч % ньше чем на 5 температуры г	“1 ’	+ Ч + «2 kHM Qt i°/e. энтальпии^среды показаны	11130 22"*" 40 "*"682 580-252-111 = 16,3-10в 16,3-10° 100 16,2-10е ~~ 100,0 на схеме рис. VIII-7.
Рис. VIII-7. Температуры и энтальпии среды по тракту.
112
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Б. ПОЗОННЫЙ РАСЧЕТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет итн данные чертежей
КОНСТРУКТИВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Разбиваем топку на шесть зон (рис. VII1-2)
Зона I (ошипованная часть) Суммарная экранирован-	СОШ ст	Л12	По конструктивным харак-	432
пая поверхность стен Сечение топочной камеры, ограничивающее зону сверху	^1		теристикам топки в целом По рис. VIII-2	9,5-17,3= 164,5
Зона II				
Суммарная поверхность Средняя площадь сечения топки	Л=т11 ^С.СР	* я	То же ^с.сР =	9,5-4,25-2-1- 17,3-4,25-2 = 227,7 164,5
Зона III				
Суммарная поверхность стен	^стШ	Я	^ст III = *ст II	227,7
Зона IV				
Суммарная поверхность стен	^ctIV	Я	ст IV ‘ст III	227,7
Зона V				
Суммарная поверхность стен Поверхность выходного окна в ширмовый перегреватель Средняя площадь сечения топки в зоне	^ctV F 1 ок ш ЛвсР	Я	^ctV = ^cr'IV F = F 1 ОК Ш 	 1 ш Ли + ^С2	227,7 4,47-17,3 = 77,4 164,5+ 17,3-4,33 _12р
		Я	2	
Зона VI				
Суммарная поверхность стен Поверхность выходного окна в ширмовый перегреватель	^ctVI F 1 Ок ш	я Я	По рис. VIII-2 То же	4,33-13,5-2+ 17,3-13,5 + + 4,33-17,3 = 425,5 13,5-17,3 = 234
		I зона (ошипованная часть)		•
Относительная высота зоны Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на сгоревшее топливо, при д* на выходе из топки) Тепло, вносимое в топку воздухом	₽1Г <?		По рис. VIII-2 По табл. XXII ₽1Г	П 909
		—		29,75 — 0,96 °- = 0,965 0,5 1 ~ Too 697
		ккал/кг	1--^- 1	100 Из расчета топки в целом	
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
113
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Потеря с теплом шлака		ккал/кг		0,36-5 000
	Q ШЛ		100	100	~ 18
Температура газов на вы-	W	•С	Принята предварительно	1 729
ходе из зоны Энтальпия	I"	ккал/кг	По /-0-таблице	4 823
Теплоемкость продуктов	Vc"	ккал/(кг-°С)	/"/0"	4 823 1 729 ~ 2,79
сгорания				
Произведение Коэффициент ослабления	Ри$	(,м • кгс)/см2	prns	1,03-0,231 -8,14 = 1,94
лучей:		\/(м-кгс/см2)	По номограмме 3	
трехатомными газами	kT			0,14
эоловыми частицами	kgn	У)	По номограмме 4	5,4
частицами кокса	^КОКС		По п. 6-08	1,0
Безразмерные параметры	*1	—	То же	0,5
	*2	—		0,4
Концентрация золы	Р'ЗЛ	—	(1 + Пун) 1006г-2	22,3(14-0,8) 100-9,44.2 =°*0212
Оптическая толщина	kps	—	(^ггп 4- ^злР'зл +	(10,14-0,2314-5,4-0,02124-
Степень черноты факела			4“ ^кокс*1хг) Р	4-1-0,5-0 4) 1,03-8,14=2,91
	Оф	—	По номограмме 2	0,942
Средний коэффициент	ФсР	—	Из расчета топки	0,193
тепловой эффективности экранов зоны			ФсР == Фонг	
				
Коэффициент, характе-	ф'1	—	По п. 6-38	0,2
ризующий отдачу тепла в вышерасположенную зону				
Произведение коэффи-	фК	—	ФеР^4-Ф^с1	0,193-4324-0,2-164,5=116,4
циента тепловой эффективности на сум-				
				
марную поверхность, ограждающую зону				
Степень черноты топки в зоне			^Ф	0,942
			аФ 4* (1 —я®) Фср	0,9424- (1—0,942) 0,193 “ °’988
Температура газов на		•с	PipQU 4-QB — <26ЯЖЛ _	0,965-5 0004-697—18
			Vr"	2,79	~
выходе из зоны				
			^atTfr* BpVc"	4,9-10-8-0,988.2 002*
				2,79-133800	116,4—1 729
Средняя тепловая нагруз-	^л!	ккал/{м2’ч)	4,9-10-»фптГ"*	4,9-10-8 0,193-0,988-2 002*=
ка радиационных поверхностей в зоне				= 149 000
				
		Степень черноты топки последней зопг		>1
Температура газов на		•с	Принята предварительно	1 231
выходе из последней зоны				
Произведение Коэффициент ослабления	Pus	(m-kzc)icm2		1,03.0,231-8,14=1,95
лучей:				
трехатомными газами	kr	\ /(м-кгс/см2)	По номограмме 3	0,27
эоловыми частицами	^зл		По номограмме 4	6,6
Оптическая толщина	kps	—	{krfn -J- ^8л!хзг pS	(0,27-0,2314-6,6-0,019) • 1,03Х
Эффективная степень				Х8,14=1,57
	Яф	—	По номограмме 2	0,791
черноты факела в зоне Коэффициент тепловой	Ф				0,9-0,45=0,405
			При х = 1 по табл. 6-2	
эффективности стен зоны (принимается на 10% меньше среднего для открытых экранов)				
				
				1
8—1297
114
L
Приложение VIJI. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Коэффициент тепловой^ эффективности выходного окна ширм	Фв	—	Ф₽	0,405-0,92=0,373
1. Средний коэффициент тепловой эффективности	Фср	—	2FCI	0,405-425,5+0,373-223,1 658,6	—0,388
Степень черноты топки в зоне	Я,	—	По номограмме 6	0,91
Примечание. а* для промежуточных зон определяется линейной интерполяцией между ее значениями для первой н последней see.
II зона
Относительная высота	йц/Л,	—	По	рис.	VIII-2 зоны Степень выгорания топ-	рсг	—	По	табл.	XXII лива на выходе из зо-	11 ны (на поданное топливо)	сг гГГ	РП	10,25 29,75“ 0,345 0,97 0,97
То же на сгоревшее чон-	Piip	—	я ливо	1-^ Доля сгоревшего топли-	Д₽^	—	Pjjp — ва в зоне	! Температура газов на	8'	*С	Из расчета I зоны входе в зону Энтальпия газов	I'	ккал кг То же Температура газов на	Ь"	*С	Принята предварительно выходе из зоны Энтальпия газов	/"	ккал/кг	По /-6-таблице Теплоемкость продуктов	Vc"	ккал/(кг-*С) сгорания Отношение теплоемко-	—рт	— СТеИ ° Средняя температура га-	8	*С	2 зов в зоне	...	.	с о Коэффициент тепловой	ф	—	Пр х 1 по табл. 6-2 эффективности стен зоны (принимается на Юо/0 выше среднего для открытых экранов)	л Степень черноты топки в	ат	—	По линеинои^интерполяции зоне Коэффициент переизлу- Ф" — Ф'	—	п* чения в данную зону ApQP-™.- с' _ Температура газов на вы-	V'	*С	ус" + сп 9 ходе из 11 зоны	/Т"\41 — [1 + (tfJ j X 4,9-10-’л,Г* X 2BtVc" X ХИ'с.срОИ'-Ф') + + ФсР^С*] Средняя тепловая на- #л11	ккалЦм2 • ч)	4,9- Ю~8ФсратТ4 грузка радиационных поверхностей в зоне	0,5“ 0,970 1 “~ Тбб 0,975—0,965=0,01 1 729 4 823 1 590 4 394 4 394 n n 1 590 “ 2,76 2,79 2,76“ 1,01 1 729+1 590 		= 1 660 1,1-0,45=0,495 0,97 —0,1 0,01-5 000  2~7g— + 1,01-1 729— / 1 863у ~| “ 1 “*Д 2 002J J X 4,9-10~8-0,97-2 0024 х 2-133 800-2,76 X Х[164,5(—0,1)+0,495-227,7]=! 590 4,9-10 - 8-0,495-0,97-1 9334=328 005
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
115
Продолжение
Рассчитываемая величава	Обозначения	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
111 зона
Относительная высота	hm/^t	—	По рис. VIII-2	14,5 29.75 —°’488	
зоны Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) То же на сгоревшее топливо Доля сгоревшего топлива в зоне Температура газов на входе в зону Энтальпия газов Температура газов на выходе из зоны Энтальпия газов	вСГ Pill ₽1?1р в' Р W /"	—	По табл. XXII вСГ Ргп		0,99 0,99 О QQ4
		•с ккал/кг •С ккал/кг	1	100 ОСГ	ВСГ Ршр ~ Р11р Из расчета II зоны Из расчета II зоны Принята предварительно По /-^-таблице		0,5 — 0,ЭЭ5 •“loo 0,995—0,975=0,020 1 590 4 394 1495 v 4 103
Теплоемкость продуктов сгорания	Ус"	ккал/(кг-*С)	Р'/Ь"		4103 	 1 495 ~ 2,75 2,76 2:75-1,004 lf'&°+1 495 = 1 54.3 0,96 1,1-0,45=0,495
Отношение теплоемкостей Средняя температура газов в зоне Степень черноты топки в зоне Коэффициент тепловой эффективности (принимается на 10% выше среднего для открытых экранов) Коэффициент переизлу-чения в данную зону Температура газов на выходе из III зоны	с'/с" © at ф	11^1	Vc’/Vc" V 4- 0" 2 По линейной интерполяции При х = 1 по табл. 6-2		
	ф"	ф' в"	•С	По п 6 39 ^!+я- -ИЯЪ а0О-Тг* X 2ВрУс" X ХИс.сР<Ф"-Ф') + + Фер/7 Ст] 4,9.10-«фсРат^р	—0,05 0,020-5 000 	2~75	 4- 1,004-1 590— Г / 1 768 \*1 “ [1 + ( 1 863 J J X 4,9-10-в-0,96-1 863*	
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей в зоне	9л1П	V ккал/(м2-ч)		А 2-133 800-2,75 Х[164,5(—0,05)4-0,495-227,71 = = 1 495 4,9-10~*-0,495-0,96-1 816* = 253 000	
			IV зона		
Относительная высота зоны Степень выгорания топлива на выходе из зоны (на поданное топливо) То же на сгоревшее топливо	^IV ссг IV вСГ PlVp	—	По рис. VIII-2 По табл. XXII		18,75 29,75~ 0,632 0,995 0,995 0,5—110 1 — 100
			1-^- 1	100		
8'
116
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула и обоснование	Расчет
Доля сгоревшего топлива в зоне Температура газов на входе в зону Энтальпия газов Температура газов на выходе из зоны Энтальпия газов	др 0' /' 0" /"	•с ккал/кг •с ккал/кг	рСГ	вСГ PlVp “ РШр Из расчета III зоны \ То же Принята предварительно По /-8-таб шце	1,0—0,995=0,005 1 495 4 103 1 419 3 873
Теплоемкость продуктов сгорания	Vc"	ккал/(кг-°C)	1"/Ь"	3 873 1 419~2’73
Отношение теплоемкостей	с'/с"	—	—	9 75 “73= 1.007
Средняя температура газов в зоне Коэффициент тепловой эффективности стен зоны (принимается равным среднему для открытых экранов). Степень черноты топки в зоне Коэффициент переизлуче-ния в данную зону	0 ФсР ат ф"	ф'	•с	8' 4- д" 2 При х=1 по табл. 6-2 По линейной интерполяции По п. 6-39	1’4954-1 419 2	- 1 457 0,45 0,948 —0,05
Температура газов на выходе из зоны	0"	•с	SM.»-	0,01 -5000 — 2 7д	4- 1,007-1 495 —
			-[-Ох	Г ( 1 G92Y] 4,9-10~8-0,948 “ U	1 768у J 2-133 800-2,73 Х
			воа -Т'* X 2BpVc" ^с.ср(Ф	XI 768* [164,5 (—0,05)4-227,7Х Х0,45[ = 1 419
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей в зоне	QnlV	ккал/(м2-ч)	—Ф') + ^стФср] 4,9-Ю-«ф0Р^р	4,9-10-’ 0,45-0,948.1 730*= = 187 000
			V зона	
Доля сгоревшего топлива в зоне Температура газов на входе в зону Энтальпия газов Температура газов на выходе из зоны Энтальпия газов	др д' \ /' 0" /"	•с ккал/кг •с ккал/кг	По табл. XXII Из расчета IV зоны По /-8-таблице Принята предварительно По /-8-таблице	0 1 419 3 873 1 308 3 541
Теплоемкость^ продуктов сгорания	Vc"	ккал/(кг-9С)	1"/Ь"	3 541 1 308 “ 2 ’ 1 2 73 1,007 1 4194-1 308 		= 1 364 0,45
Отношение теплоемкостей Средняя температура газов в зоне Коэффициент тепловой эффективности, принимается средним для* гладкотрубных экранов	с'/с" 0 Фэкр	•С	8'4-0" 2 При х= 1 по табл. 6-2	
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
117
17 родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Коэффициент тепловой эффективности выходного окна ширм	Фи	—	РФвкР ФэкР 8кР + Фв^m	0,92.0,45=0,415 0,45-227,7+0,415.77,4
Средний коэффициент^ тепловой эффективное-,» ти в зоне	ФсР		SF	305,1	—0,44
Степень черноты топки там же	<7Т	—	По линейной интерполяции	0,93
Коэффициент переизлу-чения в данную зону	ф"	ф'	—	По п. 6-39 « с’	—0,05 Г	/1581 Vi
Температура газов на выходе из зоны		•с	Ус" + с" 9 -ЫЯ'Ь 4,9-10-8гтт „ Х 2ВрУс" Т Х Х[/7с.ср(Ф,'-Ф') + + ФсР^ст]	1,007-1 419— [1 -+ Q , 692J ]Х 4,9-10-’.0,93 , _ , * 2-133 800.2,71 Л 692 X XI120 (—0,05)4-0,45-305,1]=! 308
Средняя тепловая нагрузка экранов в зоне		КК<7Л/(Л12 • ч)	4,9.10-’фоР^р	4,9-10"’-0,45-0,93-1 637* = 144 000
Средняя тепювая нагрузка окна в ширмовый пароперегреватель	^л-uiV		4,9-Ю-’ф^Т^р VI зона	4,9- Ю-’-0,415-0,93-1 637*= 135 500
Коэффициент тепловой эффективности экранов в зоне, принимается на 10% меньше среднего	Фэкр	—	При х=1 по табл. 6-2	0,9-0,45=0,405
Коэффициент тепловой эффективности выходного окна ширм	Фш	—	?ФэкР	0,92-0,405=0,372 0,405-425,5+0,372 234,0
Средний коэффициент тепловой эффективности в зоне	Фср			658,6	—0,394
Доля сгоревшего топлива	др	—	По табл. XXII	0
Температура газов на входе в зону	В‘	°C	Из расчета V зоны	1 308
Энтальпия газов	П	ккал/кг	По /-В-таблице	3 541
Температура газов на выходе из зоны	В"	•с	Принята предварительно	1 153
Энтальпия газов	I"	ккал/кг	По /-В-таблице	3 073 3 073
Теп тоемкост ь продуктов сгорания	Vc"	ккал/(кг-* С)	/"/В"	1 153 ~ ^’67 2,71
Отношение теплоемкостей	с' jc"	—	В'+&"	2,67“ 1,015 1 308+1 153
Средняя температура газов в зоне	0	°C	2	2	- 1 231
118
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Продолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Эффективная степень черноты топки	а9	—	См. выше	0,91
Коэффициент переизлу-чения в данную зону	ф"	ф'	—	По п. 6-39	0
Температура газов на вы ходе из зоны	Ь"	•с	Vc" + с"9'- -[1+(Я1х	1,015-1 308-+ , 4,9-10~8-0,91 • 1 581*
				А 2-133 800-2,67 А
			4,9-10-8я_ Х 2BpVc"	Х0,394-658,6=1 162
			Xl^C-CP (Ф"-Ф')+ 4* Фср/7 Ст]	•
Энтальпия газов	/"	ккал/кг	По /-9-таблице	3 104
Температура газов в середине выходного окна	в	•С	0' 4- Я" 2	1 308+1 162 		= 1 235
Тепловая нагрузка экранных поверхностей в зоне	^лУ1	ккалЦм2 • ч)	4,9.Ю-’фсРлтТ*р	4,9-Ю-8 0,4050,91 1 508*=93 500
Средняя тепловая нагрузка окна в ширмо-вый перегреватель	^л.шу!	•	4,9 10-’фшат^р	4,9-10-«-0,372-0,91 • 1 508*=85 600 1
Температура газов в середине выходного окна VI зоны отличается от температуры, полученной из расчета тог-ки в целом, менее чем на 30 *С, что допустимо.
По средним значениям в каждой зоне построен график рис. VIII-8.
Рис. VIII-8. Распределение тепловых нагрузок по высоте топки.
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
119
В. РАСЧЕТ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЫ С ШИРМАМИ, ВКЛЮЧЕННЫМИ В АКТИВНЫЙ ОБЪЕМ ТОПКИ
Рассчитываемая величина
Обозначение
Размерность
Формула или обоснование
Расчет или данные чертежей
Конструктивные характеристики
Рис. VIII-9. Схема топочной камеры с ширмами, включенными в активный объем топочной камеры.
Суммарная [поверхность настенных экранов топочной камеры
В том числе поверхность ошипованной части топки
Диаметр и толщина труб ширм
Коли чество’ширм
Средний шаг ширм
Поверхность нагрева ширм
Поверхность задней и фронтовой стен, прилегающих к ширмам
Поверхность боковых стен, прилегающих гк ширмам
Суммарная прилегающая поверхность
Суммарная* поверхность стен топочной камеры и ширм
Поверхность стен, занятая экранами
Объем топочной камеры
В том числе объем, занятый ширмами
Свободный объем
Разделительная горизонтальная поверхность
Разделительная вертикальная поверхность
По конструктивным характеристикам топки в целом
То же
2 091
432
	мм	По чертежу	32X6
Лщ	шт.	V	•	12X2=24
			17 300
S,	мм	9	»	12+1 — 1 330
рп	м*	2Д/пш, рис. VII1-9	2-10,5.1.24=504
Дпр.зад+ФР	9	Р1ад4“ДфР> Рис- VI П-9	2-17,3.10,5=363
Л.ПР	9	По рис. VII1-9	2.10,5-1.2=42
ЕГпр	9	5 пр4~^пр.вад+фр	363+42=405
	9	Pet + Рш	2 091+504=2 595
V
Уш
Усвб Сравд.гор
^Равд. верт

Дет — (^ош + ДПр + + Роя 4- Лор) По конструктивным характеристикам топки в целом
По рис. VIII-9
V, — Уш
По рис. VHI-9
РревД. верт= Лр.вад +фр
2 091—(432+4054-311 + 12)=931
4 710
2-10,5-1-17,3=363
4 710—363=4 347
1.17,3-2.2=69,2
363
120
Приложение VHI. Примерные тепловые расчеты
Продолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет или данные чертежей
Эффективная толщина излучающего слоя свободного объема Эффективная толщина излучающего слоя шир-мового объема Эффективная толщина излучающего слоя топочной камеры	свб Sin S	м W 	3,61/СЕв	3,6-4 347 7 r-Я
			ст+ Разд, тор ЛнпР 3,6УШ	2 0914-69,2—42“ 3,6-363 л О7Д
			F ui-1-F пр+^Разд.веРт+ 4"^Разд.тОР 3,6УТ ^Свб+^пр 4“ Fin X v, 1 ,	FIU VCBe \	504-|-405-j-363+69,2 ~ u’1 3,6-4710 /	504 4 347\ 2 091+504	2 091 4 71oJ~8’G
			FenH-FIlP V, J	
Тепловой расчет топочной камеры с ширмами
Температура газов на вы-		•с	Принята предварительно	1 200
ходе из топки				
Энтальпия газов там же	/",	ккал/кг	По /-0-таблице QT—/",	3 218 5 679—3 218
Средняя Суммарная теплоемкость продуктов сгорания	1+сР	ккал/(кг-°C)	аа—0",		 — 3 07 2 004—1 200 —
Произведение Коэффициент ослабления лучей:	PnS	(мкгс)/см2	ргп$	1,03-0,231-8,0=1,9
трехатомными газами в топочном объеме		1 /(м- кгс/см2)	По номограмме 3	0,27
эоловыми частицами	^зл		По номограмме 4	6,6
частицами кокса			По п. 6-08	1 0
Безразмерный параметр	Х1			То же	0,5
То же			—		0,1
Оптическая толщина излучающего слоя ДЛЯ топочного объема	kps	 —	(ktr п + /гзлр-зп + + ^коксх1хг) Р&	(0,27-0,231+6,6-0,019+ + 1-0,5-0,1)1,03-8,0=1,95
Эффективная степень черноты факела		—	По номограмме 2	0,86
Произведение	pnsce6	(м-кгс)/см2	РГ^Свб	1,03-0,231 7,38=1,75
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами в свободном объеме	kT	\/(м-кгс/см2)	По номограмме 3	0,29
Оптическая толщина излучающего сюя для свободного объема	kpS свб	—	(/г^ + fe3JI[x3JI + + ^КОКСХ1Х2 Р^свб	(0,24-0,231+6,6 0,019+ + 1-0,5-0,1)1,03-7,38=1,84
Эффективная степень черноты факела в свободном объеме	Ос	—	По номограмме 2	0,84
Произведение	Pn^m	(м-кгс)/см2	РГ п^ш	1,03-0,231 0,974=0,232
Коэффициент ослабления лучей трех атомными газами в межширмовом объеме		1/(л<- кгс/см2)	По номограмме 3	0,88
Оптическая толщина излучающего слоя для межширмового объема	kpS^n	—	(kTrп + ^злР-ЗЛ 4“ + &КОКС*1*2) PSm	(0,88-0,231+6,6-0,019+ + 1 -0,5-0,1)1,03-0,974=0,379
Эффективная степень черноты факела в .межширмовом объеме		•	По номограмме 2	0,315
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
121
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обоз наценке	Размерность	Формула нли обоснование	Расчет или данные чертежей
Отношение ширины ширм к эффективной толщине излучающего слоя свободного объема То же к длине Поправочный коэффи-	•Ч/^Свб СО Сш	—	+/ ^свб А/1 По номограмме 5, A<^st	7,38“ 0,136 10,5 — 0,095 0,96
циент То же	Спр	—	По номограмме 5, 1 > Si	0,93
Коэффи циент облученности: для ширм	¥ и	—	По номограмме 5,	0,27
для прилегающих] экранов Эффективная степень черноты излучающего слоя: на ширмовую поверхность на прилегающие к ширмам экраны Коэффициент, характеризующий неравномерность освещенное ги: ширм экршов, прилегающих к ширмам Поверхность топочных ширм (с учетом неполного их освещения) Поверхность прилегающих к ширмам экранов (с учетом неполного их освещения) Суммарная поверхность	Тпр	—	1	~ 1,зз —0,75 По номограмме 5	0,36
	ЛпР 2up P'nv гг ‘ СТ	II	1	1 "й	^Мш+ <РшС'ш<Тсвб ^МПт + УпР^ПР^Овб amfaatA «пр/«свб 2прГпр F ош+^экр+^ш+^пр	0,316+0,27-0,96-0,84=0,534 0,316+0,36-0,93-0,84=0,597 s?-.« 0,62-504=312 0,695-405=281 432+931+312+281+311 + 12=2 279*
стен (с учетом неполного их освещения) Коэффициент тепловой	ФэкР			Пои х=1 по табл. 6-2	0,45
эффективности открытых экранов Коэффициент тепловой эффективности: ширм, включенных	Ф1Л		При х = 1 по табл. 6-2	0,45
в объем топки ширм, расположен-	«Фок	—	Из расчета топки в це-	0,414
ных в выходном окне ошипованных экра-	Фош		лом При х = 1 5 — из расчета	0,193
нов экранов, прилегающих к ширмам Средний коэффициент Степень черноты топки	Фир Фср с?т	—	топки в целом ФпР ~ ФэкР W>iFt F'er По номограмме 6	0,45 0,193-432+0,45-931 + +0,45-312+0,45.281 + +0.414-311 2 279	-°’381 0,942
122
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение **>	Размерность	Формула или обоснование	Расчет
Температура газов на выходе из топки (перед ширмами) Энтальпия газов	Z",	•с ккал/кг	Та 		 974	2 277 	-	— _97Ч	1 1QQ
			, /4,9-10-«ФсрХ	6 Л ?й,х " XVCcp ) +1 По /-©-таблице	/ 4,9-10-8Х	*73—1199 0,5	0,998Х Х0.381-2 279Х Х*33 800Х ХО,942-2 277»у.8 Х3.07	) +1 3215
Так как значения величин	—принятой и
полученной различаются всего на 1 *С, расчет считается законченным.
Г. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРЫ МЕТАЛЛА СТЕНОК ТРУБ
ЭКРАНЫ НРЧ
В экраны СРЧ
Из экрана пода
Рис. VIII-10. Экраны НРЧ.
Распределение тепловосприятия по ходам НРЧ
•Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей в I зоне Тепловосприятие пода	?л1 Рпода	ккал, (м2-ч) ккал/кг
Тепловосприятие экранов I зоны	Фэкр1	»
Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей во II зоне	^л11	ккал/(м*’Ч)
'Тепловосприятие экранов II зоны	ФэкрП	ккал/кг
Тепловосприятие экранов НРЧ	Ч«рч	•
Приращение энтальпии среды в экранах пода	Айпода	•
Энтальпия среды на входе в экраны пода	^пода	»
Энтальпия среды на выходе из экранов пода	*,Лпода	
Из позонного расчета	149 000
^л1^подв	149 000-155 133 800	~ 174
ВР	
д л! ^»жР	149 000-277 133 800	“ 312
Вр	
Из позонного расчета	328 000
	328 000-227,7 133 800	“560
В₽	
Фэкр! "Ь ^экрП	872
«О и р та0	174-133,8-10»
Триода	900-10’	—25,9
»гяода =	из тепло- вого расчета котла	322,7
1 пода 4" Айпода	322,7+25,9=348,6
Определение расчетной температуры металла сТенки труб НРЧ
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула нлн обоснование	Расчет	
				точка / (рис. VII1-10)	|	точка 2 (рнс, VIII-10)
Диаметр и толщина трубы Отношение наружного диаметра тк внутреннему Материал Энтальпия среды на входе в экраны I хода НРЧ Коэффициент распределения тепловосприятия между стенами топки Коэффициент неравномерности тепловосприятия элемента по ширине стены топки Тепловосприятие экранов I хода НРЧ Приращение энтальпии среды в экранах I хода НРЧ (с учетом разверки по элементам) Энтальпия среды на выходе из экранов I хода НРЧ Температура среды на выходе из экранов I хода НРЧ Приращение энтальпии среды в экранах II хода НРЧ до рассчитываемой точки (с учетом разверки по элементам) Энтальпия среды в расчетном сечении Температура среды в расчетном сечении Коэффициент конструктивной нетождественности для I и II ходов Коэффициент гидравлической разверки для I и II ходов Коэффициент неравномерности для определения максимального удельного тепловосприятия по ширине стены Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия в расчетном сечении Коэффициент неравномерности суммарного тепловосприятия на рассчитываемом участке	Чет Qix Аг1х X '"lx AfIIx i t ъ Pr "'Qm.Mairc *1т.уч	jwjw ккал/кг ккал/кг » 9 •с ккал/кг 9 •с	Конструктивные данные С^нар/^вп Конструктивные данные —— 7 1 I х — * пода По табл. IV-3 По табл. IV-2 (8 элементов по ширине стены) QhPh 2 Qi x’lerBp »1х l'l X + AtI X По таблицам воды и пара Фуч'+т^Р °11х l"l х + АгН х По таблицам воды и пара С учетом обводки труб вокруг горелок Определяется по нормам гидравлического расчета Приложение IV, п. 7 Приложение IV, п. 6 и табл. IV-4 ЪН	32X6 32 20 — 1’6 12Х1МФ 348,6 1.0 1.3 872 2-436 436-1,0-133,8 10» 1,3	900-103	—«4,5 348,6+84,5=433,1 376 (/>=292 кгс/см*) 312 1,0 133,8.10» 1,3 ’ 2 ’	900-10»	—3°.2 433,1+30,2=463.3 385 (/>=290 кгс/см2) 1.06/1,1 0,96/0,97 1.3 Нижняя часть топки; расстояние от оси горелок до расчетного сечения менее 4£>а 1.0 1.0	32X6 1.6 12Х1МФ 348,6 1.0 1.3 872 2 -436 436-1,0-133,8-10» 1,3	900-10»	—84,5 348,6+84,5=433,1 376 (р = 292 кгс/см2) 872 1,0-133,8-10»	_ _ 1,3 ’ 2 *	900-10»	— 84,5 433,1+84,5=517,6 396 (/>= 290 кгс/см3) 1,06/1,1 0,96/0,97 1.4 Расстояние от оси горелок до расчетного сечения более 4ПО 1.1 1,0 8,0+1,1-2,25	, 10,25	“ 1,1 Граница нижней части топки находится на расстоянии 8,0 м от пода
Приложение VIII Примерные тепловые расчеты
П родолжение
	Обозиа-	Размерность	Формула или обоснование	Расчет	
Рассчитываемая величина	чеиие			.точка 1 (рис. VII1-10)	точка 2 (рис. VIII-I0)
Максимальная энтальпия среды в расчетном сечении	^макс	ккал/кг	. /^Т.УЧ^К	\ д . рг |г»х + .	(71т.УЧ7)к	. \ д . +й (	р	1 ) Дг1 X	/1,0-1,1	\ 463,3 + 1 0 97 —I 1 30,2 + л „ /1,02-1,06	\ + °’5( 0,96 J Х	/1,02-1,1	\ 517,6+Г 0,97 -1 ) 84,5 + /1,02-1,06	\ + 0,5(к 0,96	1J84.5 —
Максимальная температура среды в расчетном сечении Превышение температуры среды в расчетной точке над средней Температура газов в расчетном сечении Удельное тепловосприятие поверхности нагрева в р'счетном сечении Максимальное расчетное удельное тепловосприятие Принятое мксимальное удельное тепловосприятие	^макс д/т Яе Ямакс. Р ^макс	•С •с ккал/(м2 • ч) Я я	До входа во II ход не обеспечивается полное перемешивание среды По таблицам воды и пара ^макс Из позонного расчета Из позонного расчета, рис. VIII-9 "Чш .макс^ст^с Принимаем по табл. IV-5	X 84,5 = 472,7 388 (р — 290 кгс/см2) 388—385=3 1 729 386 • 103 1,3-1,0-386-103=502-103 400-1О3 (17,34-9,5)-2 0,785.0,023 < 2 Jo46' _ =0,182 900-10»-0,97	= 536,2 398 (р = 290 кгс/см2) 398—396=2 1 590 283 • 103 1,4-1,0-283-103=396-10» 396-10»
Сечение для прохода среды в каждом ходе Массовая скорость среды Коэффициент теплоотдачи от стенки к внутренней среде Коэффициент теплопроводности метал па стенки Критерий Био Относительный шаг	f	мг кг/(м2 • сек) ккал,'(м2Ч’°С) ккал/(м-Ч’°С)	0,785^нптР D?T		0,182 900-10»-0,97
	wp “2 Хм Bi s/d		3 600/ Принимаем предварительно По табл. IV-1 da2	3 600-0,182 — 1 ddU 14 550 33,4 0,032-14 550 2-1,6-33,4 — 4,84 46	1 44	3 600-0,182 — 1 12 900 33,2 0,032 • 12 900 2-1,6-33,2 —4>32 46 1 44
			2рХм s/d		
		—		32 ~ 1,44	32 — 1 ’44
Коэффициент растечки Внутренняя тепловая нагрузка Параметр Расчетный коэффициент теплоотдачи от стенки к внутренней среде Температура металла стенки	Р-l/вн.макс	ккал/(м2ч)	По номограмме 42 P'PVmbkc , „ . Vbh. макс 10 3,tep  По номограмме 35 t + Д/, + ₽р.<7манс X ( 8	1	, 1 А	0,92 0,92-1,6-400-103=590-103 1()~3-590-10» Л 1 OQ	0,91 0,91 • 1,6-396-10»=576-10» 10-»-576-10» П 19
	Ct “2 1ст	ккал/(м2-ч-9С) °C		3,6-1 330 “ 1,5-9 700= 14 550 385+3+1,6-0,92-400-103Х /0,006	1	1	\ х/ /	1	)	3,6-1 330 — ’ 1,33-9 700= 12 900 396+2+1,6-0,91-396-10» X /0,006	1	1 \ Х^ЗЗ.2 1 + 1,6 + 12900у — = 487
		•	?	1 + Г ъ)	л 33,4 1 + 1,6-1- 14550] ~ = 474	
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
125
Рис. VIII-11.
Ширма I ступени.
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснова нне	Расчет нли данные чертежей
Конструктивные характеристики первой ширмы				
Диаметр и толщина труб	dXS	ММ	Конструктивные данные из	32X6
Количество ширм	пш	шт.	теплового расчета То же	24
Количество труб в ширме	"тР		* »	27
Средний шаг между ширмами и продольный	S1/S1	мм	и	п	692/35
шаг Относительные шаги	а,/<71	-	Slid; s3/d	692/32=21,6; 35/32=1,09
Поверхность нагрева ширм I ступени			Конструктивные данные	2 393
Лучевоспоинимающая поверхность ширм на	Ял-.х.ш	N	То же	311
входе в них Эффективная толщина излучающего слоя	3	м	• •	0,888
Сечение для прохода пара		м1	а» «	0,204
Угловой коэффициент ширмы	X	—	По номограмме 1, а, кривая 5	0,98
Примечания: 1. Температура металла в сечении 1 проверяется потому, что здесь максимальная энтгаьаия дтя участка с максимальной тепловой нагрузкой.
2. Температура в сечении 2 проверяется из-за того, что в этом сечении наибольшая энтальпия.
Конструктивные характеристики рассчитываемой трубы до сечения 1 — участок 1 (рис. VIII-11)
Полная поверхность нагреет труб перв >го ряда	^1УЧ
Угловой коэффициент первого ряда ширм	Х1
Лучевоспринимающая поверхность труб первого ряда	LT Л1УЧ
Расчетная поверхность нагэева труб до сечения / Сечение для пээхода га юз на входе в нижнюю часть ширм при попеэечном омывании Поверхность нагрева части ши >м до ряда, соответствующего рассчитываемому змеевику в первом ходе, включая поверхность этого ряда	LT Р1УЧ ^г.поп ЯЧ1”
М* ••	(SjX + l,57d) 11учпш	(0,035 • 0,98 + 1,57 . 0,032) X X (13,5 + 1,9) • 24 = 31,2
—	По номограмме 37, б "т *	0,072
	ltbx, 	s— 1У* 1 п +1 та	(13,5 + 1,9) . 17,3 - 0,072 X Х 24+Т= 13,4
м*	t_r	__ гт 1УЧ	лтуч	31,2—18,4 = 12,8
•>	По рис. VIII-3	8,8-17,3—2 • 24 -0,032 • 1,9= 149
	77ч1 = #1Уч	31,2
• Отношение —---- учитывает долю лучистого тепла, падающего на шиомы (баз учета теп тов гснрия тия боковых экранов в области ширм),
ш
•• Ввиду незначительной погрешности считаем первый ход до сечения /, а ие до середины горизонтального участка.
Конструктивные характеристики рассчитываемой трубы до сечения 2 — участок 2 (рис. VIII-11)
Полная поверхность нагрева труб рассчитываемого ряда на участке 2
Расчетная поверхность нагрева труб до сечения 2
Сечение для прохода газов
Поверхность нагрева части ширм до ряда, соответствующего рассчитываемому змеевику во втором ходе, включая поверхность этого ряда
^2 уч ^Р-Уч
F Г
*42
(sax + l,57d) /2уЧнш ^Р1Уч + ^2уч По рис. VI П-З
Н /2 “ Ш'
(0,035-0,98 + 1,57-0,032) X X 13,5-24 = 27,4 12,8 + 27,4 = 40,2
(13,5 + 4,47) . 17,3 — (1-3,5 + + 4,47) . 0,032 • 24=266
-Ц^- = 1196
Определение тепловосприятия участков рассчитываемой трубы					
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	формула или обоснование	Расчет	
				участок I (рассчитываемая труба до сечения I) — рис. VIII-11	участок 1+2 (рассчитываемая труба до сечения 2) — рис. VIII-11
Температура и энтальпия газов на входе в ширмы То же на выходе из ширм Температура и энтальпия пара на входе в ширмы То же на выходе из ширм Разность температур газов и пара на входе в ширмы То же на выходе из ширм Лучистое тепло, падающее из топки на ширмы I ступени Тепловосприятие излучением из топки I ряда ширм I ступени до сечения 1 Ко эффи циент	теплоотдачи от газов к стенке Коэффициент загрязнения Расчетный коэффициент теплопередачи Средний температурный напор для рассчитываемого змеевика Тепловосприятие участка конвекцией Суммарное тепловосприятие участка 'труб до расчетного сечения	Ь'/Г W'/I" ^вх/гвх ^выхА'вых дв М" Qa.ax Qy4 л а1 е k Д уЧ Фуч.ж Фуч	*С/(ккал/кг) я » •с ккал/кг W г ккал/(м? -ч-*С) (м2'Ч- *С)/ккал ккал/(м2-ч-°C) •с ккал/кг » Определ	Из теплового расчета То же »	0 »	Я &'-'.х »"-'вмх F „	okV । п	р "лшУ g	*’Л.шУ1гокУ1 Вр И <7л.шУ1 — из позои-ного расчета Qn.BX	nm ₽ nm+l Из теплового расчета ширм То же «1 1 + ««1 Е/74 ДВ--^/-(ДВ- д/") уц Вр Qye.x 4" Фуч л ение расчетной температуры »	1 220 1 012 449 546 1 220— 1 012— 135 500 • 2 133,8 • 188	24 0,92 ‘ 24+1 °’072- ,2>1 1 о,с 106 1+0,0086-106 — 55,5 31,2 771 ~ Т-2393 (771—466) = 707 55,5-767-12,8 133,8-10*	~4,07 4,07+ 12,1 = 16,17 металла стенки	/3 278 /2 663 /691,1 /792,4 449=771 546=466 85 600 • 234 Q3	188 12,1 )6 )086 55,5 31,2+1 196 771 —	2-2393	* X (771—466) = 693 55,5-693 40,2 133.8-10»	— И»6 11,6+ 12,1 = 23,7
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет	
				точка 1 (рис. VIII-11)	точка 2 (рис VIH-11)
Диаметр, толщина и материал стенки труб Отношение наружного диаметра к внутреннему Коэффициент неравномерности тепловосприятия элемента ширм	₽	ММ	Конструктивные данные ^наР 	 dBH	d—2d По табл, IV-6	32X6; Х18Н12Т 32/20= 1	32X6; Х18Н12Т = 1,6 о
Приложение VIII Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет	
				точка / (рис. VIII-11)	точка 2 (рис. VI1I-11)
По табл. IV-6
1,3
Коэффициент неравномерности тепловосприятия разве-ренной трубы
Коэффициент конструктивной нетождественное™
Коэффициент гидравлической разверки
Приращение энтальпии пара на участке до расчетного сечения
Энтальпия пара в расчетном сечении
Температура пара в расчетном сечении
Максимальная энтальпия пара в расчетном сечении
Максимальная температура пара в расчетном сечении Превышение температуры пара в расчетном сечении над средней
Температура газов в расчетном сечении
Скорость газов
Коэффициент теплоотдачи конвекцией
Коэффициент неравномерности тепловосприятия конвекцией по окружности трубы
Произведение
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами
Коэффициент ослабления лучей золовыми частицами
Оптическая f толщина запыленного потока
Температура загрязненной стенки
1цакс
^макс
Wt
«к
PnS
^зл kps
—	Приложение IV, п. би 11	1	
—	Определяется по нормам гид-	0,97	
	равлического расчета		
ккал! кг		1,0 133,8-10*-16,17	1.0-133,8 103-23,7 . 	*	* .	no п
	£)уч	930 000	—02,/	930000
		27	27
ккал/кг	».х +	691,1 +62,7 = 753,8	691,1 +92,0 = 783,1
“С	По таблицам воды и пара	505 (р = 272 кгс/см2)	537 (р = 268 кгс/см2)
ккал/кг		/1,3 i \ 753-8+(w-i;x	/1,3-1 ,\ 3,1 + ( о 97 — ) X
		X 62,7 = 775,1	X92,0 = 814,4
•с	По таблицам воды и пара	529; умвжс = 0,01114	577; имакс = 0,01273
		(р = 272 кгс/см2)	(р = 268 кгс/см2)
ж	^МвКС I	529—505 = 24	577—537 = 40
ж		1 308, из позонного расчета	1 220—(1 220— 1 012)Х
		топки	1 196
	или из позонного расчета топки		х 2 393 — 1 116
м/сек	BpVr (Эр + 273)	133,8-103-7,15 (1 308+273)	133,8-1О‘-7,15(1 116 + 273)
	3 600-273F,	3 600-273-149	3 600-273-266
		= 10,3	= 5,1
ккал/(м2’Ч.-сС)	По номограмме 12 или 13	83,5-0,8.1,03-0,96=66,0	44,0 1,0-0,6-0,93 = 24,6
		По номограмме 13, первый	По номограмме 12
	По табл. IV-7	ряд ширм	
—		1,6	2,0
м-кгс/см2	prvs			1,03-0,231 -0,888=0,211
\/(м-кгс/см2)	По номограмме 3	—	0,96
ж	По номограмме 4	—	6,9
—	(ktr„ + бзлР-зл) ps	—	(0,96-0,231+6,9-0,019)Х
			X 1,03-0,888 = 0.323
•р	Принимается предварительно	1 000	700
• Коэррячиеит конструкта виой нетождествеииостн принимается равным 1, так как тепловосприятие определяется по фактической длиде ТРубы.
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты

/7 родолжение
Рассчитываемая величина	Обозна-j	Размерность	^ФормулЗ или обоснование	Расчет	
	чение			точка 1 (рис. VIII-11)	точка 2 (рис. VIII-I1)
Коэффициент теплоотдачи межтрубным излучением Удельное тепловосприятие излучением из топки Коэффициент теплоотдачи излучением из топки Коэффициент облученности из топки Коэффициент теплоотдачи излучением . Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке Скорость пара «Коэффициент теп оотдачи от стенки к пару Коэффициент теплопроводности металла стенки Критерий Био Коэффициент растечки Коэффициент загрязнения Среднее значение удельного гепловосприягия наиболее нагруженной образующей трубы	ал.мтР Яп	ккал/(м2-ч- °C) ккал (м2-ч) ккал/(м2-ч°С) ккал](м2-ч-*С) » м!сек ккал/(ч2  ч  *С) ккал/(м-ч-°С) (м2ч*С)/ккал ккал (м2 ч)	По номограмме 19 Из позонного расчета по рис. VI 1-8 Ял		 128-Ю» 128 10» Л 1 г	0,275-305 = 84,0 88,5-10» 88,5-Ю3 1 116—700 ~ 213 0,08 0,08-213 + (1—0,08) 84,0=94,2 2,0-24,6 + 94,2= 143,4 930 000-0,97-0,01273 3 600-0,204	— 15.7 4 950 • 1,08 = 5 350 21.1 0,032-5 350 2-1,6-21,1 — 2’54 0,85 0,0086 1 116—537
	ал Т “л а1 а'п аз Bi р- е		Ор—t3 Приложение IV, п. 14 и по номограмме 38 <Гт«Лт + (^Vt) “л.мтР ^тР«к + ал Пргпмякс 3 60С/п По номограмме 15 По табл. IV-1 сйх2 2₽ХМ Притожение IV, п. 17 и по номограмме 42 § 7-Б, д Op — t	1 308—1 ООО “ 1.0 416 1,6-66,0 + 416 = 521,5 930000-0,97 0,01114 3 600-0,204	— 1.7 5 220-1,08 = 5 650 21,25 1,0 0,0105 1 308—505	
	Яо		я	2	1 \	/0,006	2	’ 1 С 1 Л /	ку	1	/0,006	2 1 fi П ВЦ	xz 	 1
			‘Ц*. М-1 +«, J +	1,0 1,0 ^21,25 Х 1,6+1 +	1,Ь 0,^5 ^21д А 1,6+1 +
			+ ~~ + 0,25е	1 \ 1	1 \ 1
				+ 5 650у + 521,5 + -Ь	1 Л1	+ 5 350J + 143,4 + "* + 0,25-0,0086 — 60'10 /0,006 537+1,6-60-103-0,85-X 2	1 \
Среднее значение температуры наружной поверхности трубы Температура загрязненной стенки Максимальное у тельное теп-ювосприятне Температура металла стенки	1ц с-р		/+ВР.0 /— 2 4- ‘ 'I	+ 0,25-0,0105 — 1иО’10 / 0,006 505+1,6 155-103-1,0-/ 2Т~25 X 2	1 \ ку	1	1	£ЛЭ	
		°C			
	I» Vmbkc ^ст	» ккал (м--ч) вС	In ср + 0,25е9о I + т + Р(х<7макс X ХГ——+ 1 1	х 1,6+1	5 650у — 603 + 0,25-0,0105 155-10» = = I 010 1,0-1,3-I55-103= 202-10» 505 +24+ 1,6-1,0-202-103 X /0,006	1	1 х	л 1,6+1 + 5 350J	° 576 + 0,25-0,0086-60•10» = = 705 1,0-1,3-60-103 = 78 10» 537 + 40+ 1,6-0,85 78 103 X /0,006	1	1
•			P+I 1 a2J	л ^21,25 1,6+1 + 5 650у — = 621*	А ^ 21,1 ’ 1,6+1 + 5 350у = 608
* Получившееся значение неприемлемо, так как температура наружной поверхности сгенки превысит предельно доп\стимую. Поэтому необходимо принять меры для снижения *С1.
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Выходной пакет вторичного перегревателя
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или чертеж	Расчет
Конструктивные характеристики
Диаметр и толщина стенки трубы Поперечный шаг	dxa S1	ММ	Конструктивные данные То же	£42x4 U144
Фактический продольный шаг на про-	з3			45
вернем ом участке				4=,.07
Относительный поперечный и продольный шаги	а,; аа	—	Si/d', St/(i	
Количество параллельно включенных		шт.	Конструк гивные данные	119
труб в одном ряду по ходу газов				
Пове )\ность иагрева всего пакета	н	JH2	То же	1 595
Сечение для прохода газов		а	и	л*	98
Сечение для прохода пара	f п		Конструк1 явные данные	0.647
Эффективная толщина излучающего слоя при фактическом продольном	5	м	0,9d (-1.^-1) к а*	( 4	144.45	\ 0 9*0 042 1	•	1 1—0 139
				и,» и,иь 1 3	№	11—U.103
шаге				
Эффективная толщина излучающего слоя в п >воротной камере	S пов.к		Конструктивные данные	4,45
	Участок трубы		I до сечения 1 (рис. V1H-12)	•
Длина трубы до сечения 1	h	м	По рис. VIII-12	9,23
Поверхность нагрева труб первого Пряда до сечения 1	^1УЧ	м3	к	3,14-0,042-119-9,23=145
Угловой коэффициент первого ряда пакета	Xi	—	По номограмме 1,а, кривая 5	0,395
Лучевоспринимающая поверхность		м*	Кпл Xi	(7,89-17,3)-0,395=54,0
первого ряда пакета				
Расчетная поверхность нагрева на участке Поверхность нагрева части пакета до ряда, соответствующего рассчиты-	нЧ1		^1УЧ~°’5^Л1уч ЯЧ1=//уЧ	145-0,5-54,0=118 145
ваемэму змеевику в первом ходе,				
включая поверхность этого ряда				
	Участок трубы		I до Сечения 2 (рис. VII1-12)	
Длина трубы до се чения 2	1,	м	По рис VIII-12	18 44
Полная поверхность нагрева труб до		м3	ndriili	3,14 0.042-119-18,44=289
сечения 2				
Поверхность нагрева труб между сечениями / н 2		•	^2УЧ~^1УЧ	289-145=144
Угловые коэффициенты участков рас-	Яр	—	По кэмэграмме 37,а и	0,215/0,395*
считываемого ряда пакета по и^лу-			кэм>грамме 1,а, юивая 5	
чению из последующего объема Лучевоспринимающая поверхность	^Л2уч	м3	(llXi+luXjyb	(6,215-0,215+1,675-0,395)-17,3=34.6
рассчитываемого рада со стороны объема за пакетом				
Расчетная поверхность нагрева на участке	Нр.уч	•	^уч-(°-5"л1Уч+0.2Нл2уЧ)]	289-(0.5-54,0 +0,2-34,6)=244.7
Поверхность нагрева части пакета до ряда, соответствующего рассчнты-	^42	»	ДЧ2=Н	1 595
ваемэму змеевику во втором ходе,				
включая поверхность этого хода				
Длина трубы последнего ряда пакета	^посл	м	По рис. VIII-12	8,38
Поверхность нагрева части пакета до	Нч	м*	^поал	I 595-3,14-0,042-119.8 38=1 4S4
сечения 2 (без последнего рада)				
Суммарная поверхность ограждающих стеи в объеме за пакетом		•	^СТ + ^ПОДВ+" ^ок	521
Объем	V	ЛЗ	По рис. VIII-12	8,65.2,8.17,3=420
Эффективная толщина излучающего слоя в объеме за пакетом	S	м	Q г V 3,6 ЕД	3,6^-=2,9
• На длине участка Zj =6,215 м	рассчитываемый ряд является вторым по огнопению к эбьему за пакетом, а на длине участка			
^ц = 1,675 м—первым.				
9-1297
со о
Определение тепловосприятия участков рассчитываемой трубы
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет				
				участок трубы до сечення 1	участок трубы до сечення 2
Температура и энтальпия газов на входе в пакет То же на выходе из пакета Температура и энтальпия пара на входе в пакет То же на выходе из пакета Разность температур газов и пара на входе в пакет То же на выходе из пакета Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке Коэффициент теплоотдачи от стенки к пару Коэффициент загрязнения	V/I' Ъ'Ч1" ^Bx/*BX 4ых/!внх Д/' Ы" а1 “2 •	*С/{ккал 'кг) » 0 °C » ККДЛ/(Л12-«/-®С) 0 (мг-ч-*С)/ккал	Из теплового расчета То же 0	0 0	0 О'—tn Из теплового расчета То же	( 853/2 206 757/1 935 506/826,7 570/861,8 853—506=347 757—570=187 74,4+21,8=96,2 (5=1) 1310 0,00434	
Расчетный коэффициент теплопередачи (вычисляется без учета излучения из объема на ал) Средний температурный напор		ккал/(м2  ч  °C) “С	«1	УО,2		=64,5
	Д/yq		Д/'—-^(ДГ—Д/")	1+(о,ОО434+-рт 145 од-7	/447	147^	449	ЙО") 96,2 347-—У^’(347-187)=2ЗД
				о4/—1.1 595	io/;—coz	
Тепловосприятие участка конвекцией	Qy4 к	ккал/кг	уч	64,5.332-118 133,8-10» ~1О,У	64,5-259-244,7 133,8-103	~ U,D
			Вр		
Определение удельного тепловосприятия излучением					
Из поворотной, камеры Температура загрязненной		•с	Из теплового расчета	628	628
стенки на участке до сечения 1 Произведение	PnS	(мкгс)/смг	Prns	1,01-0,231-4,45=1,01	1,01
Коэффициент ослабления	k*	(\/м-кгс/см2)	По номограмме 3	0,49	0,49
лучей трехатомными газами Коэффициент ослабления	^зл	0	По номограмме 4	7,8	7,8
лучей эоловыми частицами			♦		
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
<£>
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование
Оптическая толщина запыленного потока	kps	—	(Vn + ^злР-зл) Ps
Коэффициент теплоотдачи излучением из поворотной камеры	ал	ккал/(мг-ч °C)	По номограмме 19, %р.пк=886 °C
Удельное тепловосприч-тие рассчитываемого ряда излучением из поворотной камеры	<7л1	ккал/(м2 • ч)	«л(»-*з)
Тепловосприятие рассчитываемого ряда излучением из поворотной камеры Из объема, расположен ного за пакетом	Qni	ккал/кг	
Температура загрязненной стенки на участке между сечениями 1 и 2	3	•с	Из тетового расчета
Произведение	PnS	(м-кгс)/см2	prvs
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами	kT	1/(м-кгс/см2)	По номограмме 3
Коэффициент ослабления лучей эоловыми частицами]	kan	9	По номограмме 4
Оптическая толщина запыленного потока	kps	—	(Vn+Wsn) PS
Коэффициент теплоотдачи излучением из объема	ял	ккал/(м2-ч-*С)	По номограмме 19, 0 = 757 еС
Удельное тепловосприятие рассчитываемого ряда изучением из объема, расположенного за па-кетом	9л«	ккалЦм2 ч)	ал(® G) Qnt Ня
Тепловосприятие рассчитываемого ряда излучением из объема, расположенного за пакетом	Qjtt	ккал/кг	Вр
Л родолжение
Расчет	
участок трубы до сечения 1	участок трубы до сечения 2
(0,49 0,231 4-7,8 0,019)Х	1,14
XI.01-4,45= 1,14	
0,68-200= 136	136
136(853 —628) =30,6-10*	30,6-10»
30,6-10»-54 133,8-10*	12,3	12,3
—	628
		1,01-0,231-2,9= 0,677
—	0,65
—	8,5
	(0,65-0,231 4-8,5-0,019)-1.01Х
		Х2,9 = 0,91 0,59-160 = 94,5
—	94,5 (757 —628) = 12,2-10»
—	12,2-10*-34,6 _ 133,8 10»	’
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Оо
ьо
Расчет температуры металла стенки трубы
				Расчет	
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	точка 1 (рис. VIII-12)	точка 2 (рис. VIII-12)
Диаметр и толщина стенки трубы Материал Отношение наружного диаметра к внутреннему Суммарное тепловосприятие участка трубы до расчетного сечения Коэффициент неравномерности тепловосприятия элемента Коэффициент неравномерности тепловосприятия разверенной трубы Коэффициент гидравлической разверки Приращение энтальпии пара на участке до расчетного сечения Средняя энтальпия пара в расчетном сечении Средняя температура пара в расчетном сечении Максимальная энтальпия пара в расчетном сечении Максимальная температура пара в расчетном сечении Максимальный удельный объем пара в расчетном сечении Превышение максимальной температуры пара в расчетном сечении над средней температурой Температура газов в расчетном сечении	₽ Qj4 ’'Qm Pt Д'х i t ;макс ^макс ^макс ®р	ММ ккал/кг ккал'кг ккал/кг °C ккал/кг •С л£3/ кг •С	Конструктивные данные Принимаем иаР ^вн Суч.к+ЭДуч. л По табл. IV-6 То же Определяется по нормам гидравлического расчета ’’Чш^рФуч Пр 'вх + Д'х По таблиц м воды и пара 1 +1	—1 I А'х Д Рг	/ По таблицам воды и пара По таблицам воды и пара ^макс	42X4 Х18Н12Т 42/34= 1,235 18,9+ 12,3 = 31,2 1 1 0,97 1,0-133,8-103-31,2 800 000	—31,3 6 826,7 + 31,3 = 858,0 563 (р = 37,5 кгс • см2) /1,2-1	\ 858,0+ ( -оДг—1 31,3=865.4 К и, У /	J 577 (р = 37,5 кгс/см2) 0,1046 (/? = 37,5 кгс/см2) 577 — 563 = 14 853	42X4 Х18Н12Т 1,235 30,6+ 12,3 + 3,16 = 46,1 ,0 ,2 0,97 1,0-133,8-103-46,1 800 000	46,2 6 826,7 + 46,2 = 872,9 590(/? = 37,0 кгс/см2) /12-1	\ 872,9+ а пт —1 )-46,2=883,9 U 2 У /	j 611** (р= 37,0 кгс/см2) 0,1105 (р = 37,0 кгс/см2) 611 —590 = 21 1 464 853 — (853 — 757) t 5g5 = 765
• Коэффициент конструктивной нетождествениости равен 1, так как тепловосприятие определяется по фактической длине трубы
** Температура пара превышает допустимую по условиям надежности необогреваемых переходных участков из стали 12Х1МФ Необходимо обеспечить снижение температуры пара не менее чем до 600 *С.
Приложение VIfl. Примерные тепловые расчеты
Рассчитываемая величина	Обозначение	Ра мерность	Формула нли^обоснование
		м/сек	£pVr (Op + 273)
Скорость газов в расчет-	Wr		3 600-273 FT
ном сечении			
Коэффициент теплоотдачи	“к	ккал/(м2-ч вС)	По номограмме 13
конвекцией Коэффициент неравномер-	Лтр	—	По табл. IV-7
ности тепловосприятия конвекцией по окружности трубы		(м- кгс)/см2	
Произведение	Pas		
Коэффициент ослабления	/гг	1/(.и кгс/см2}	По номограмме 3
лучей трехатомными га-			
зами			По номограмме 4
Коэффициент ослабления	^зл	»	
лучей золовыми части-			
цами			( Vn + ^элР-зл) PS
Оптическая толщина за-	kps	—	
пиленного потока			
Температура загрязненной	^3	°C	Принимается
стенки			предварительно
Коэффициент теплоотдачи	ал.МтР	ккал/(м2 ч *С)	По номограмме 19,
межтрубным излуче-			приложение IV п. 14
нием Коэффициент теплоотдачи	ал 05	ккалЦм2 ч°С)	Приложение IV, п 14
излучением из поворот-			
ной камеры			^р— G
Коэффициент облученно-		—	Приложение IV, п. 14
сти из поворотной ка-			
меры Коэффициент теплоотдачи	ал	ккал/(м2ч°С)	?т“л об + (1 — Чт) ал МТР
излучением для расчетной точки			^тРак ал
Коэффициент теплоотдачи	“1	»	
от газов к стенке			^Рг^мвкс 3 600 fu
Скорость пара		м/сек	
Коэффициент теплоотдачи	“з	ккал/(м2-ч-лС)	По номограмме 15
от стенки к пару Коэффициент теплопро-		ккал/(м-ч *С)	По табл. IV-1
водности металла стенки	Bi		da2
Критерий Био			2₽ Лм
П родолжение
Расчет
точка 1 (рис. VIII-12)
точка 2 (рнс. VUI-12)
133,8-103- 7 15(853 + 273)
3 600-273-98 0	* 1
79,0-0,8-1,03-0,95 = 61,8
1,6
133,8-103-7,15(765 + 273)
3 600-273-98,0	~
75,5-1,0-1,03-0,96=74,5
1,6
670
30,6-103
853—670 = 167
1,0
167,0
1,6-61,8 + 167,0 = 266
800-103-0,97-0,1046
3 600-0,647	~34
1 280-0,97= 1 240
21,5
1,01-0,231-0,139 = 0,0324
3,15
8,5
(3,15-0,231 +8,5-0,019)Х XL01-0,139 = 0,125
640
0,12-162 =19,5
0
19,5
1,6-74,5+ 19,5= 133,5
800 - 10е-0,97-0,1105
3 600-0,647	’8
1 280-0,97= 1 240
21,5
0,042-1 240
2-1,235-21,5= 0,98
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
П родолжение
Рассчитываемая величина	Обозначение	Размерность	Формула или обоснование	Расчет	
				точка 1 (рнс. VII1-12)	точка 2 (рис. VIП-12)
Коэффициент растечки	Р	—	Приложение IV, п. 17; по номограмме 41 „б“	1,0; первый ряд пучка, sr/d>3	0,935
Коэффициент загрязнения	8	(и2-ч-*С) 'ккал	§ 7-Б,д	0,0006-1,12-1,0 4-0,003 = =0,00367	0,0008-1,12-1,0-1-0,003 = = 0,003895
Среднее значение удельного тепловосприятия наиболее нагруженной образующей трубы		ккал (м2-ч)	%— t	(853 — 563)	765 — 590
			„ / 6	2	1 \	~* ч ₽+11 «8	/0,004	2	, " 1 OQC 1 Г\ 1	-1—	1,235-0,ЭЗбГ^^Х \ zl
				1,^3о-1,0^ 21>5  1j235+ 1 1	
					Х 1,235 4- 1+ 1 240 ) +
			+ — + 0,25е а1	+ 1 240	266^°’25Х	
				X 0,00367 = 49>3 10*	* , 1 —
					1	5	9	мосЗУо
Среднее значение температуры наружной поверхности трубы	Н cP	•с	, . w ( 8	2 4- 1 '	563 + 1,235-1,0-49,3-103Х /0,004	2 >4 21,5 ' 1,235 4- 1 ' 1 \	= 18,8-10’ 590 4- 1,235-0,935 18,8-10’X /0,004	1 \ Х^21,5 *1,235 4- 1 1 I 240j= = 613
					
				1 1 240 J ~ Сл3	
Температура загрязненной стенки	ta	»	и.ср 4~ О,25е<7о	623 4-0,25-0,00367-49,3 X X Ю8 = 668	613 4- 0,25-0,003895-18,8-103= = 631
Максимальное удельное тепловосприятие	дмахе	ккал/(м2-ч)		1,0-1,2-49,3 • 103 = 59,2 X Ю3	1,0-1,2-18,8-Ю3 =22,6-10’
Температура	метачла стенки трубы	^ст	•с	t +	+ РН/макО X / 8	1	, 1 \ к/ [ .	-L	1	563 4- 14 4- 1.235-1,0Х /0,004 Х59.2-Ю3 ( 2’1>5 X	590 4-21 4- 1,235-0,935 X X 22,6-10’ ( 2^ X
			'Ч*» Р4-1		
				Х 1,235 4- 1+ 1 240 ) = 642	X1,235 4- 1	1 240 ) — 634
• Получившаяся температура металла недопустима по условиям прочности и по предельно допустимой температуре, поэтому необходимо принять меры для снижения t
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
135
РАСЧЕТ МАКСИМАЛЬНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ ПРЯМОУГОЛЬНОЙ ПЕРЕМЫЧКИ В УСЛОВИЯХ ТЕПЛОВОЙ АСИММЕТРИИ
Исходные данные:
$ = 0,046 лг, dH= 0,032 м; rfBH = 0,020 м; 6К = 0,006 м; ар= 15 000 ккал/(м2»ч-°Су, 12 000ккал/(м9ч-°C) /(’) = 390°С, /(4 = 340 *С; Лм = 31 ккал/(м-ч-°С); Лм.пп = 30 ккал/(м-ч °C); <7 = 400-10’ ккал/(м*-ч)
Предварительно вычисляемые величины:
H = s — dH = 0,046 — 0,032 = 0,014 лг, /7/6 = 2,333; s/d = l,44; b/rf = 0,188; ₽=1,6
рассчитываемая величина
Обозначение
Расчетная формула или способ определения
Расчет и результат
Критерий Био для 1-й	Bi(’)	г г ен°2	0,01-15 000
			А як
			31	—4,35
трубы			
Критерий Био для 2-й	ВКа)	г а(2)	0,01-12 000
		' вн 2	—1	 - 3 90
			31	’
трубы	/1 \		
Коэффициент растечки	IX'*’ Н'к.П	По номограмме 55	1,20
в корне перемычки, обусловленный подво-			
дом тепла перемычкой к 1-й трубе			
То же для 2-й трубы	и(2) <к.п	То же	1,14
Коэффициент	/о	По номограмме 56	0,655
Коэффициент растечки в		По номограмме 57	0,168
корне перемычки, обусловленный облучением			
1-й трубы То же для 2-й трубы		По номограмме 57	0,180
Вспомогательные величины	Б,	Р- 1 . 1	1.6 — 1 ,	1
		₽+ 1 1 2В1(Ч	1,6-1-1 1 2-4,85
		Р- 1 . 1	1,6—1 ,	1
	Бг	р-J- 1 1 2Bi(2»	1,6 -j- 1	2-3,9 “ и><5ЙУ
Коэффициент	«0	По номограмме 53	1,50
		„ Н	.<„	1 Г d , ’ °’25 Ь +^юпБг+ д0	X j	0,25-2,3334-1,14.0,359 +	X
Параметр		0,25-^- +0.5 (р.»Б2 + р.<1>Б,)	0,25-2,333 4-0,5 (1,14-0,3594-1,20-0,334) *
			X (0,180-0,359 —0,168-0,334)]4-
		f(2)	 f(l) Х(р.12>Б,-.и1'>Б,)1+Х„.„	30(340- 390)
			400 000-0,014 —
Коэффициент смещен-	ш	O,5-Z(l-Po)	0,5 — 0,45(1 —0,847) = 0,43
ности^ Температура в прилегаю-	/(»> К	/(')+ Д/<1}+ <7максР (P-д’ +	X	3904- 4- 10s-1,6-(0,1684- 0,655-0,43-1,20) X
щем к 1-й трубе корне перемычки, °C			/0,006	2	,	1	\
		1 ' а<*> )	31 1 4- 1,6 1 15 000J — 4oJ
Температура в прилегаю-	/<2>	/(=)+ Д/(т2,+?маКОР[142,+/о(1	X	3404-4- 10s-1,6(0,1804-0,655(1—0,43) -1,14] X
щем ко 2-й трубе кор-		/82	1 \	/0,006	2	,	1 \
не перемычки, С			\z i	__L	\
		ДМ! ₽ 1 ар J	-'д 31 • 1 4- 1,6' 12000^“4JU
Коэффициент растечки	Н'ПЛ	По номограмме 47	0,8
перемычки			
Максимальная температура металла перемыч-	t-a	Q + Р*п 21	Х	0,014-4-10® Г 459 4-0,8	2~б	 2,333-0,43X
ки, °C		г н	6 1	1 л
		X j tn (Ро — tn) -f- 0,75 „ j	X (0,847—0,43)4- 0,75 7—33 =514
136
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Д. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДВУХКАМЕРНОЙ ТОПКИ КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА 0=220 т/ч НА ПЫЛИ АНГРЕНСКОГО БУРОГО УГЛЯ
1. Задание
П а ропроизв одительн ост ь котла (номинальная)
Давление в барабане котла
Давление пара на выходе из пароперегревателя (за главной парозапорной задвижкой)
Температура перегретого пара
Температура питательной воды
Топливо — ангренский уголь марки Б2
О =220тп/«4
Рв= кгс/см? р — 100 кгс/см?
/п п = 540° С /П.В=215°С
Топочное устройство состоит из трех вертикальные* циклонных предтопков, установленных с фронта и встроенных в камеру охлаждения.
Подача аэросмеси и вторичного воздуха — через тангенциально расположенные горелки и сопла в верхней части предтопков. Топливо подается в предтопки в виде сухой пыли (W7n=il6%) горячим воздухом.
Мельницы — молоткового типа с инерционными сепараторами. Система пылеп,риготовления — полуразомк-нутая, с промбункером, с сушкой топлива в мельнице газами, отбираемыми из верхней части камеры охлаждения и смешиваемыми с горячим воздухом.
Сбросной воздух подается в камеру охлаждения через 6 щелевых вертикально расположенных горелок, установленных напротив предтопков.
2.	Конструктивные характеристики
а)	Предтопок (рис. VIП-13)
Количество предтопков znp=3.
Диаметр i(b свету, по образующим ошипованных труб) £)np=2il80 мм.
Высота цилиндрической части £i=.9,3 м.
Высота верхней конической части £2=0,7 .ч.
Относительная длина £/£>Пр=9,3/2,18=4,26.
Сечение Fnp = 0,785 • 2,182=3,73 м2.
Объем
тг-0,7
УпР = 0,785 • 2,182 • 9,3 4- —у-
= 35,9 м3.
/ 0,63 V , 2,18 + (~2~) + —Т~
Поверхность стен
Дст =--2,18-9,3 + 0,785-2,18г+п-1,04 (-%16 + , 0,63 X
Н----2—) + 0,785-0,632 = 72,33 мг.
Поверхность боковой стены, занятая соплом для воздуха,
Fс опл а — 2,1 • 0,49= 1,03 м2.
Рис. VIII-13. Эскиз двухкамерной топки котла производительностью 220 т/ч.
1 — предтопок; 2 — шлакоулавливающий пучок (образован из труб экрана предтопка); 3—камера охлаждения.
Лучевоспринимающая поверхность
Н л = F ci—Fnons.—Дор—F сопла=-=72,33—0,785 • 2,182—0,785 • 0,632—4,03= 67,25 м2. Предтопки образованы из труб диаметром 60x6 леи, установленных с шагом 64 мм. Обращенная к факелу поверхность ошипована. Шипы |(/ш/^ш=|17/12 мм/мм) из углеродистой стали, с плотностью шипования /ш — = 0,2 м2/м2, покрыты карборундовой футеровкой.
Для ошипованных экранов принимается х=1. Коэффициент экранирования предтопка
Н„ 67,25 х= 72(23— 0,93.
Эффективная толщина излучающего слоя пламени по формуле (6-05а)
УпР 35,9
s = 3,6 ~7+~ = 3'6 72,33 = 1>79ас
б)	Шлакоулавливающий пучок (рис. VIII-13)
Внешний диаметр ошипованных труб +гР=100 л/лс. Число труб в пучке п=32.
Число рядов по ходу газов z2=3.
Число труб в ряду zi= 10; 10; 12.
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
137
Средний поперечный шаг труб si=.315 мм (sjd— =ЗД5).
Продольный шаг труб 52=200 мм ((sz/d—2,0).
Длины труб по рядам: /1=2,1 м\ /з=-2,165 м, 1з— =2,282 м.
Поверхность нагрева
Л=л 0,1 -2,1 -10+л 0,1 • 2,167• 10+л 0,1 • 2,282 • 12=22 м2.
Сечение для прохода газов
2,8 + 3,7	106
Ft = —« “збб~’2,1 — 10.0,1-2,1 = 4,21 а2.
Эффективная толщина излучающего слоя по формуле 1(7-54)
/ 4	5,5,
s = 0,9d	1
( 4	\
= 0,9-0,1 —3,15-2,0—1] .= 0,632 м.
\ тс	/
в)	Камера охлаждения (рис. VIII-13)
Нижняя  часть камеры — ошипованная; высота ошипованной задней стенки (до оси сбросных сопл) ЛОщ = = 1.2 м.
Поверхность ошипованной части камеры
Задняя стена
т,3 = 1,2 • 9,536 =4 1,45 лг2.
Под 1,568-0,65 , 7С1.пода = 2,95-9,536+2--------2------+
3.2-0,65 :2:
1,4-0,45 ^2~
0,7-0,45
1-2-----к---
= 32,14 м2.
Боковая стена
1,7+ 1,2
7оши.рок =-----7----4,032 = 5,85 м2.
Простенки между циклонами
/?ст.пр.ц = 2 • 1,4 • 2,1=5,87 .и2.
Простенки между боковой стеной и циклонами
7ст.бок.ц = 2-0,7-2,1=2,94 jm2.
Плоскость, проходящая через последний ряд шла-коулавливающего пучка,
106
РСт. шл. п = Зл-3,7-2,282= 23,4 м2.
Плоскости, ограничивающие шлакоулавливающие пучки с боковых сторон,
2,1 + 1,9
Fст. п'л. бок — 6	2	0,7 — 8,4 л(2.
Суммарная поверхность стен ошипованной части камеры
F ст.ОШ ~ F СТ.з + F ст .пода + 27° шст.бок + /;’ ст.пр.ц +
4-‘/:'ст.бОК.ц4-7ст.ШЛ.п4-/:'ст.ШЛ.бОК =
= 1'1,45+32,44+2 -5,85+5,87+2,94+23,4+8,4 = 95,9 м2.
Поверхность неошипованной части камеры
Задняя стена
FCT з=!(9,54+ 0,6)9,536 = 96,6 м2.
Длина фронтовой стены я-2,282-106
/фр = 2-0,7 + 2-1,4 + 3----зэд---= 10,53 м.
^ст.фр=|(9,.14 + 7,86).10,53=1179 м2.
Ширмы
Гст.ш =1(0,5+0,75+1,25+6,9)9,536=89,6 м2.
Потолок /	106
FcT.no, = 1,59-9,536-3 0,785-2,2822-jgQ----
1,778-0,691 \ --------------1 = 13,4 jw2.
Боковая стена 0,5+ 1,57
FCI бок. н = 9,54-4,032 +---у-------0,6 +
1,665+2,462
+ —----гу—2---0,96+ (1,08 + 0,34) 1,665 +
+ 5,48-1,59 = 52,19 л/2.
Суммарная поверхность стен неошипованной части камеры
F СТ ,Н = F СТ .з + F СТ.фр+FcT.ni+F ct.hot+2F ст.бок.н = =96,6+479 + 89,6+13,4+ 2 • 52,19 =483 м2.
Полная поверхность стен камеры охлаждения
JjFcT=FcT.om + FcT н=95,9+ 483= 578,9 м2.
Диаметр экранных труб d=60 мм.
Шаг труб s=64 мм ($/</=64/60=1,07).
Относительное расстояние труб до стены eld=> =80/60=0,5.
Угловой коэффициент х = 0,98 (номограмма 4).
Лучевоспринимающая поверхность неошипованных экранов
Н л. г л ~X(F ct.s + Fct^p+'F Ci.nor + 2F ст. б о к) — =0,98(96,6+ 179+13,4 + 2 - 52,19) =385 м2. Лучевоспринимающая поверхность ширм 7/л.ш=хБСт.ш=|1,0• 89,6= 89,6 м2.
Лучевоспринимающая поверхность ошипованной части камеры
Дл.ош=хГСт.ош='1,0• 95,9=95,9 м2.
Поскольку суммарная площадь сбросных горелок меньше 1 л<2, она не вычитается из лучистой поверхности камеры.
Суммарная лучевоспринимающая поверхность камеры
Ня =385+89,6+ 95,9 = 570,5 м2.
Степень экранирования топки
Ня _ 570,5 п по.
Fct 578,9 — °«98э-
Объем камеры охлаждения
Объем прямоугольной камеры '(без вычета объема части предтопков, находящихся в камере охлаждения, mi шлакоулавливающего пучка)
Vh = |(Fct .бок.н + F0 ш ст. б о к) 9,536= =1(52,19+5,85)9,536= 553 м3.
138
Приложение VIII. Примерные тепловые расчеты
Объем шлакоулавливающего пучка
106 1,9 4-2,1	„	,
Ушл П = 0,785 (3,7s - 2,2822) —----------=3,93 м3.
Объем части предтопков, находящихся в камере охлаждения
106 1,778-0,691 n соо s
V'nP = 0,785-2,282s-----------------= °’588 м '
Объем камеры охлаждения
V= Уп—ЗУшл.п—ЗУ,пр=553—3 • 3,93—3 • 0,588=539,4 м3.
Эффективная толщина излучающего слоя по формуле (6-05а)
У 539,4
s = 3,6 sfct =3,6578 9 — 3,35 л».
3.	Топливо
Ангренский уголь марки Б2
Расчетный состав сырого топлива (см табл. I):
Влага Wp = 34,5%
Зола А» = 13,10/с
СеРа Sop + K = 1 >3°/о
Углерод Ср = 39,8%
Водород Нр — 2,0%
Азот № = 0,2%
Кислород О₽ = 9,1 %
100%
Теплота сгорания сырого топлива Qfh = =.3 320 ккал)кг.
Выход летучих на горючую массу Уг=33,5%.
Температура истинно жидкого состояния шлака ^о=1 150 °C.
Вязкость шлака при <t0 ,u0=l,87 кс-сек!м
Расчетный состав подсушенного топлива:
По заданию WZn==-16%.
Множитель для пересчета состава топлива при влажности 1Уп=!16°/о:
ЮО —1УП_ 100-16
ЮО — Wp 100 — 34,5 “
3oia Ар = 13,1-1,283 = 16,8%
Сера S£ = 1,3-1,283= 1,6%
Углерод С₽ = 39,8 • 1,283 = 51, 0о/о
Водород Нр = 2,0-1,283 = 2,6%
Азот Np = 0,2-1,283 = 0,3%
Кислород Ор = 9,1 • 1,283 = 11,7%
1УП = 16о/0
100% .
Теплота сгорания подсушенного топлива ЮО___________________Wn
Q-U о = (<2’« + 61Г») |00^7 -6W"=(3 320+6.34,5)х
X 1 >283 -6-16,0 = 4 424 ккал/кг.
4.	Коэффициенты избытка воздуха, объемы и энтальпии продуктов сгорания по газоходам
Коэффициент избытка воздуха в конце камеры охлаждения принимаем по табл. XIX
а,= 1,14.
Проверяем коэффициент избытка воздуха в горелках аг (соответствует коэффициенту избытка воздуха
в предтопке на поданное топливо) по формуле (4-48)
100 — </4
=	100т]ц	—
gr в 4~ 1 , npgc /цА
где £г.в — количество сушильного агента (воздушная составляющая) на 1 кг сырого топлива на входе в установку, grB = 0,26 кг/кг из .расчета пылеприготовлсния;
gc.a—количество сушильного агента (полное) на 1 кг сырого топлива на входе .в установку, go.а = 0,97 кг!кг из расчета пылеприготов-ления;
Кпр — присос холодного воздуха в долях от сушильного агента; на основании «Норм пылепри-готовления», Кпр = 0,4;
т)ц — к. п. д. циклона, т]ц = 0,9;
<74 = 0,2% (принято по табл. XIX);
Дат =0,03 (для циклонной топки по табл. XVI);
Lo=l,293 У°= 1,293-3,81 =4,92 кг/кг;
100 — 0,2
°* = "1осГодГ 0-14-о.оз)-
0,26 4- 1 ,5-0,4-0,97 0,9-4,92	-1,^-
Коэффициент избытка воздуха в предтопке на сгоревшее топливо
аг	1,04
«пр = ----А1’/--------2~~ ~ 1,06	6*33)*
1— “Too"	1—"Too"
Объемы и энтальпии воздуха и продуктов сгорания в предтопке и шлакоулавливающем пучке рассчитываются по подсушенному топливу, для всех остальных газоходов — по