МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
ТРУДЫ
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
РЕЧНОГО ФЛОТА
ВЫПУСК XXIX
СУДОВЫЕ
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
ИЗДАТЕЛЬСТВО
1955

7 I--
МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
ТРУДЫ
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
РЕЧНОГО ФЛОТА
ВЫПУСК XXIX
СУДОВЫЕ
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
Ленинград 1955

ОГЛАВЛЕНИЕ
A. С. ЧЕРНОВ . Исследование прочности сварных котлов,
построенных по Правилам Регистра................
3
B. В. ВЕРЕТЕННИКОВ. Исследование огневого процесса
судовых топок с шурующей планкой.....................21
Н. А. РОЖДЕСТВЕНСКИЙ . Результаты стендовых испыта­
ний опытного судового котла повышенного давления
КВ-5-М .................................................. 43
И. А. ТУВ. Исследование паросепарирующих устройств судо­
вых котельных установок.......................70
Ф. Д. УРЛАНГ. Стендовые и эксплуатационные
-характе­
ристики и технико-эксплуатационные показатели дви­
гателя 6С275Л............................... 87
А. А. ПОПОВ и Т . А. КОЛЬ . Исследование насосных эле­
ментов дизельных топливных насосов золотникового
типа с переменным началом подачи топлива . .
112
/? 'JT /М>/
Государсткемнай
библиотека
СССР
мм. I. N . Ленина

Канд. техн, наук А. С, ЧЕРНОВ
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЧНОСТИ СВАРНЫХ КОТЛОВ,
ПОСТРОЕННЫХ ПО ПРАВИЛАМ РЕГИСТРА
МЕТОД ИССЛЕДОВАНИЯ
Постановка вопроса. До настоящего времени отсутствуют данные
о действительной величине и характере напряжений в основных элемен­
тах широко применяемых в морском и речном флоте цельносварных
судовых котлов с отфланцованными и плоскими днищами. Между тем,
в связи с введением Регистром СССР новых правил, предлагающих
применять в конструкциях паровых котлов плоские неотфланцованные
стенки, а также ввиду существовавшего мнения о том, что плоские
стенки паровых котлов допустимы только при наличии сальникового
крепления жаровой трубы к трубной решетке, чрезвычайно важно знать
действительные напряжения в этих котлах.
В связи с этим в 1953 г. бригадой Института под руководством
автора были проведены экспериментальные исследования прочности
котлов этого типа как при холодных гидростатических давлениях, так и
при горячих режимах, отвечающих эксплуатационным условиям их
работы. Изложение результатов этих исследований является содержа­
нием настоящей статьи.
Испытание котлов-близнецов, отличающихся друг от друга лишь
тем, что в одном из них отфланцованныѳ стенки заменены плоскими,
позволяет кроме того, выявить деформации днищевых стенок различ­
ных типов и их влияние на напряженное состояние/ бочки котла в целом.
Описание исследуемых котлов. Испытываемые паровые цельносвар­
ные котлы спроектированы конструкторским бюро завода «Теплоход»
при участии лаборатории сварки кафедры технологии металлов
ЛИИВТа. В основу проекта и расчетаЧі5Ь‘были положены Правила
Регистра СССР 1950 г.
Испытываемые котлы оборотного типа имеют следующие основные
размеры: диаметр бочки 1850 мм, ее длина 3024 мм, площадь на­
грева 40,0 м2, расчетное рабочее давление пара 12 кг/см2. В первом
•котле плоские днищевые стенки соединены с обечайкой котла сваркой
и усилены внутри расположенными в радиальном направлении днище­
выми косынками; во втором переднее и заднее днища отфланцованы
и соединены с обечайкой котла также при помощи сварки.
При техническом осмотре котлов существенных дефектов и откло­
нений, вызванных производством работ, не обнаружено, и качество их
выполнения хорошее. Судя по предъявленной заводом технической
1*
3

документации, материал, использованный на постройку котлов, в пол­
ной мере удовлетворял техническим условиям.
Измерительная аппаратура. При выборе метода исследования и
измерительной аппаратуры был использован опыт аналогичной, прове­
денной в Институте, работы автора «Экспериментальные жследоваіния
прочности паровых огнетрубных котлов», опубликованной в Трудах
Института, выіп. XIV. Пріи проведении настоящих исследовании были
применены: для определения линейных деформаций — электротензо­
метры сопротивления (датчики), для определения линейных перемеще­
ний _ прогибомеры системы проф. Н. Н . Аистова и для определения
температуры в различных точках элементов котла — термопары.
Испытательный стенд. Стенд был расположен в парокотельном цехе
завода «Теплоход» и состоял из двух отделений: одно для установки
опытного котла, другое —для размещения приборов, регистрирующих
показания измерительной аппаратуры.
Опытный котел устанавливался на двух фундаментных седлах
с таким расчетом, чтобы с любой стороны к нему был свободен доступ
для производства работ, связанных с постановкой измерительной аппа­
ратуры. Для крепления механических приборов вокруг котла был
устроен металлический пространственный каркас из стоек и связей угол­
кового профиля. В смежном помещении располагались измерительные
приборы, которые снимали показания с измерительных органов, уста­
новленных непосредственно на опытном котле.
Расположение измерительных приборов. Для определения линейных
перемещений и деформаций отдельных частей котлов надлежало произ­
вести многочисленные измерения во многих точках, как в связи с осо­
бенностями самого объекта, так и ввиду отсутствия достаточно надеж­
ной теории расчета.
а) Приборы для определения напряжений. Изме­
рение линейных деформаций производилось при помощи электротензо­
метров сопротивления (датчиков), имеющих базу 2 см. В каждой
исследуемой точке крепилось по два датчика, расположенных под пря­
мым углом друг к другу, благодаря чему в каждой исследуемой точке
можно было фиксировать деформации в двух направлениях.
Для получения полной картины напряженного состояния
котла в каждой зоне на одной половине корпуса котла (рис.
расположено максимально возможное число приборов.
Электротензометры были установлены в семи продольных
из них /, IV и VII расположены по главным осям симметрии,
V и V/ смещены по отношению к первым на 30°.
Кроме того, места расположения датчиков координировались семью
поперечными створами. Из них 1 и 7 были расположены в районе днище­
вых косынок, в расстоянии 60 мм от кромки бочки котла; 2 и 6 — за
пределами днищевых косынок, но в непосредственной близости к ним и
в расстоянии 160 мм от кромки бочки котла; 4—в середине, а 3 и 5 —
в четвертях длины бочки котла.
Электротензометры сопротивления
устанавливались г~
—
___г_ _
___
ів
ров. В обечайке котла деформации измерялись в 19 точках,
из них укреплялось по два датчика:
горизонтали, обозначены четными числами
направлении, по вертикали, нечетными.
лить «л«н2^"Л"СаЦИИ "аг|РяжеіІИІЙ (>т температурного влияния примепя-
стинки сацио,,TMех датчики, которые попарно наклеивались на пла-
р мерами 60/30X2 мм. Для создания в компенсационной
обечайки
1) было
створах;
а //, ///,
за некоторыми исключениями
во всех пересечениях продольных и поперечных ство-
в каждой
расположенные вдоль котла, по
, а расположенные в другом

пластинке температурных условий, приближающихся к температурным
п*
датчиков, был сконструирован специальный карман,
поверхности
в зоне уста-
35—40 мм
условиям рабочих
благодаря которому пластинка плотно прижималась к
котла и изолировалась от наружного воздуха. С этой целыо^
высотой
новки датчиков к котлу приваривались шпильки *
с резьбой на свободном конце. На рабочие датчики, наклеенные на
поверхности котла, накладывалась пластинка с компенсационными дат­
чиками. Сверху пластинка покрывалась листовым асбестом и все
вместе прижималось нажимной, (несколько изогнутой планкой, укреплен­
ной на шпильке посредством шайбы и гайки.
Таким образом, температурные условия компенсационных датчиков
были приближены к температурным условиям рабочих датчиков.
5

Измерение напряжений на заднем днище производилось в шести .
точках расположенных на линии горизонтальною диаметра. При лом
Г четырех точках наклеивалось по три датчика, расположенных под
ѵглом 45° один относительно другого. В остальных двух точках наклеи­
валось по два датчика, расположенных под прямым углом. Места изме­
рения деформаций на заднем днище котла выбирались с таким расче­
том, чтобы можно было выявить характер напряжении в зоне его
соединения с обечайкой и между короткими связями.
Напряжения в элементах сухопарника фиксировались лишь в двух
точках, в каждой из которых наклеивалось по три датчика. Одна из
точек была расположена на донышке сухопарника, другая на книце,
поставленной между донышком и обечайкой сухопарника. Температур­
ная компенсация достигалась тем же путем, как и на обечайке котла.
В трубной решетке напряжения измерялись в перемычках между дымо­
гарными трубками и в средней части решетки- между четырьмя трубками .
На трубной решетке было поставлено всего семь датчиков.
В этом случае температурная компенсация осуществлялась не­
сколько иным способом; на рабочие датчики, наклеенные на трубную
решетку, накладывалась крестообразная компенсационная планка
с датчиками; изолятором от дымовых газов, имевших большую темпе­
ратуру, служила смесь асбеста с клеем БФ-2 .
В установленных местах электротензометры сопротивления наклеи­
вались на предварительно очищенную и обезжиренную поверхность.
Датчики наклеивались и изготовлялись с помощью бакелитово-феноль -
ного клея, марки БФ-2 и после установки просушивались, для чего
котел разжигался до тех пор, пока температура на его поверхности не
достигала 120—140°С.
б) Приборы для определения линейных переме­
щений. Линейные перемещения точек обечайки измерялись с точ­
ностью до 0,01 мм прогибомерами системы проф. Аистова в двух про­
дольных створах на их боковой поверхности, на уровне горизонтальной
диаметральной оси симметрии. В створе IV приборы располагались
в пяти точках: у заднего и переднего днищ; в середине и четвертях
длины бочки. В противоположном створе — в трех точках: в зоне днищ
и в середине длины бочки.
Выпучивание заднего днища определялось в трех, расположенных
на горизонтальной оси симметрии, точках: одна в центре днища и две
в зоне примыкания днища к обечайке (рис. 1). В этих точках к бочке
котла приваривались проволочные крючки, к которым прикреплялась
нить из тонкой стальной проволоки, идущей к измерительному прибору,
тить проходила по рабочему ролику прибора и для обеспечения постоян­
ного натяжения на ее конце подвешивалась гиря весом 400—500 г.
роги омеры при помощи струбцин крепились к связям каркаса из
уголкового прокатного профиля.
в) Приборы для определения температуры
мАпНп1рТДеЛвНИЯ температуры поверхности котла применялись
лась в стволах3теР^°метРЬІ- Температура обечайки котла измеря-
R i/aLn ’
* И ” ' расположенных по главным диаметральным
точках - в кХЛ Т)Р0В ' И ѴИ измеРе"ия производились в трех
концах и по середине длины бочки. Кроме того в среднем
Термопары —ь в пяти, точках
вертикал3ышНйеМосТ1^каехМПизактгаг>ИЗМерЯЛЯСЬ В трех’ Размеіпеі|ных по
к обечайке и тоетьТ- в,
Р Х Д и В Зоне пРим“каиия днищ
Р
Ц ре днища. На переднем днище термопара

была поставлена в одной точке между верхним и нижележащими гори­
зонтальными рядами дымогарных трубок (рис. 1).
Для прикрепления рабочего спая термопары к исследуемой повеР
пости, к ней, в зоне исследуемой точки, приваривалась коротк
шпилька с отверстием, в которое вставлялся конец термопары, после
чего шпилька зачеканивалась.
х
Ступени нагрузки, а) Холодные (гидростатические)
и с п ы т а н и я. При холодных (гидростатических) испытаниях давление
поднималось ручным насосом и определялось по рабочему и контроль­
ному манометрам, установленным на котле и насосе.
Отсчеты по все-м измерительным приборам производились при сле­
дующих пяти ступенях нагрузки:
1) полный объем воды;
2) полный объем воды плюс давление 4 кг/см2;
3) полный объем воды плюс давление 8 кг/см2;
4) полный объем воды плюс давление 12 кг/см2;
5) полный объем воды, давление отсутствует.
Продолжительность выдержки при каждой ступени нагрузки опре­
делялась временем взятия отсчетов по приборам — в среднем 25—
30 мин. Продолжительность холодных (гидростатических) испытаний
составляла около 4 часов.
6) Горячие (тепловые) испытания. При горячих (тепло­
вых) испытаниях розжиг и последующая топка котлов производились
дровами. Время с момента розжига и до момента подъема пара
в среднем составляло 2—2,5 часа.
При горячих испытаниях принимались следующие ступени «нагрузки:
1) рабочий объем воды;
2) рабочий объем воды плюс давление пара 0,5 кг/см2;
3) рабочий объем воды плюс давление пара 4 кг/см2;
4) рабочий объем воды плюс давление пара 8 кг/см2;
5) рабочий объем воды плюс давление пара 12 кг/см2;
6) рабочий объем воды, давление отсутствует.
Продолжительность выдержки под нагрузкой каждой ступени опре­
делялась временем взятия отсчетов 40—50 мин. Подъем пара до необ­
ходимого давления производился медленно, в течение 30—40 мин.
Общая продолжительность одного цикла горячих испытаний, включая
время на остывание котла, составляла в среднем 20—22 часа.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИИ КОТЛА С ПЛОСКИМИ СТЕНКАМИ
Напряжения в отдельных точках. Ниже приводится анализ напря­
жений в трех наиболее характерных точках: Т-34-35, Т-40-41, Т-46-47,
расположенных в среднем поперечном сечении обечайки —наверху,
в середине и внизу. В этих точках, находящихся в различных темпера­
турных условиях, при одинаковых нагрузках, возникают различные по
величине и знаку напряжения. Анализ и сопоставление выполнены на
основании результатов холодных (гидростатических) и горячих (тепло­
вых) испытаний. Замеренные при помощи датчиков напряжения были
пересчитаны по формулам теории упругости на действительные, соот­
ветствующие плоско-напряженному состоянию и по ним построены
кривые распределения напряжений как в отдельных точках, так и по
сечениям элементов котла (швам). Для иллюстрации примененной мето­
дики ниже приведен пример пересчета напряжений, замеренных
в точке 1-34-35, на действительные.
7

а) Xолодные пспытания. Замеренныепри холодных испы­
таниях котла напряжения в указанной точке в кг/см2 приведены
в табл. 1.
Таблица 1
1
NoNo датчиков Обозначение
напряжений
Ступени нагрузки Р, кг/см2
4
8
12
Т-34
Т-35
<Ч'
40
180
90
360
140
600
При пересчете
напряжения будут:
и
на плоско-напряженное состояние
а1=
(еі + Р*г)
Е,,
а2 “ (1—/* а)
действительные
Подставляя Е = 2,1 • ІО6 и = 0,3 и замечая, что относительные
деформации
=-Ё-И£а=-g-,
получим истинные значения деформаций и напряжений.
а)приР=4 кг/см2
19,05 • 10е
ах = ЮЗ кг/см2
е„=85•10е
А
(т2 = 211 кг/см2
6)приР=8кг/см2
=42,9•ІО6
£а=170•10е
= 218 кг/см2 аа = 422 кг/см2
в)приР=12 кг/см2
£1=67•10е
е2=285•ІО6
<*! = 352 кг/см2 а2 = 706 кг/см2
6) Горячие испытания. Результаты
к той же точке Т-34-35, приведены в табл. 2.
замеров, относящиеся
Таблица 2
NoNo
датчиков
Обозначение
напряжений
Г"
—-
■■.
■■
Ступени нагрузки Р, кг/см2
0,5
4
8
12
|
Т-34
1
Т-35
1
300
460
580
640
I
8
|
°2
260
420
820
1000

Полученные в результате пересчета действительные деформаци
напряжения составят:
а)приР=0,5 кг,см2
fcl=143- 10е
0^ = 416 кг/см2
f2=124 •10°
(j9 = 386 кг/см2
б)приР=4 кг/см2
^=219-ІО6
= 645 кг/см2
еа=200• 10е
<т„ = 615 кг/см2
4
в)приР=8 кг/см2
=276•10е;
= 910 кг/см2
ег=390■ 10е
<т2 = 1090 кг/см®
г)приР—12 кг/см2
=305•ІО6
<7Х = Ю40 кг/см2
е2=477 •ІО6
а», = 1320 кг/см2
4
Таким же способом все полученные датчиками напряжения были
пересчитаны на действительные напряжения, которые и были положены
в основу дальнейшего анализа.
Точка Т-34-35. На основании
вышеприведенных результатов пе­
ресчетов замеренных напряже­
ний на действительные построены
приведенные на рис. 2 кривые,
характеризующие зависимость на­
пряжений от ступеней нагрузки:
пунктирные, относящиеся к хо­
лодным испытаниям, и сплош­
ные — к горячим.
Как видно из рис. 2, напря­
жения при горячих испытаниях
выше чем при холодных, особенно
резко возрастают напряжения при
горячих испытаниях в момент
разведения пара и достижения
его давления до 0,5 атм. Далее
с возрастанием давления кривые
напряжений идут почти эквиди­
стантно с кривыми, относящимися
бкг/cti2 «Ю О
too 800 IZQO
Рис. 2.
к холодным испытаниям.
Следовательно, основную роль в оценке напряженного состояния
обечайки котла играют температурные напряжения, превосходящие
напряжения при холодных испытаниях.
Сравнивая аосолютные значения напряжений в двух взаимно
*
перпендикулярных швах — продольном и поперечном, можно отметить,
что в первых напряжения выше, чем во вторых. При холодных испыта­
ниях это превышение идет от пулевой нагрузки -и возрастает с увеличе­
нием нагрузки — давления; при горячих испытаниях вплоть до давле­
9

ния пара Р = 4 кг/см2 напряжения в продольных и поперечных швах
маю отличаются между собой. С повышением давления в котле напря­
жения в продольном шве становятся больше, чем в поперечном, и при
Р= 12 атм они отличаются на 280 кг/см2.
В поодопьном шве при горячих испытаниях максимальное напряже­
ние достигает 1320 кг/см2, т. е . на 395 кг/см2 превосходит расчетное.
Таким образом, в той части обечайки котла, где расположена точка
Т-34-35, основными являются напряжения, возникающие при горячих
исследованиях в продольных швах.
Точка Т-40-41 расположена на боковой поверхности обечаики
котла, в месте пересечения продольного створа IV с поперечным 4.
Построенные аналогичным способом кривые показывают, что при горя­
чих испытаниях во всех случаях напряжения выше, чем при холодных.
Как и в точке Т-34-35, напряжения круто увеличиваются в период про­
грева и возникновения начального давления пара; далее же, по мере
возрастания давления, напряжения увеличиваются менее интенсивно,
пропорционально давлению. Напряжения меньше, чем в точке Т-34-35,
и не превышают допускаемых 925 кг/см2.
Точка Т-46-47 расположена в нижней части обечайки котла, на
пересечении продольного створа VII с поперечным 4. При холодных
испытаниях напряжения в поперечном и в продольном швах возрастают
почти пропорционально увеличению нагрузки. При холодных испытаниях
наиболее напряженным является продольный шов. в котором при
Р=12 кг/см2 максимальное напряжение составляет 750 кг/см2, т. е .
ниже допустимого.
При горячих испытаниях температурные условия исследуемой точки
сильно отличаются от рассмотренных выше. В период прогрева котла
и появления в нем начального давления в этой точке, как в продольном,
так и в поперечном швах, возникают отрицательные — сжимающие
напряжения, которые при последующем подъеме пара уменьшаются,
а при давлении 4 атм уже имеют положительный знак, т. е . являются
растягивающими. С увеличением давления в котле происходит дальней­
шее, почти пропорциональное, приращение напряжений, достигающих
при Р=12 кг/см2 в продольном шве 575 кг/см, а в поперечном
775 кг/см2. Таким образом, в данной точке при горячих режимах испы­
таний наиболее напряженным является поперечный шов.
Напряжения в среднем поперечном сечении обечайки котла, а) П о-
перечные швы. В поперечном сечении обечайки котла напряжения
фиксировались в семи точках, расположенных с одной стороны попереч­
ного сечения. В каждой из них устанавливалось под прямым углом
друг к другу по два электротензометра. Принятое расположение прибо­
ров совпадало с траекториями главных растягивающих напряжений,
что позволяло, с одной стороны, без искажений определить приведенные
или замеренные по приборам напряжения и, с другой стороны, вычис­
лить действительные значения главных напряжений, соответствующие
плоско-напряженному состоянию .
На основании пересчета замеренных напряжений на действитель­
ные построена изображенная на рис. 3 эпюра напряжений в поперечных
швах среднего поперечного сечения обечайки при Р = 12 кг/см2. На
а гпп£ИСУНКе пУнктиРные кривые относятся к холодным испытаниям,
а сплошные — к горячим.
в <пTMашр??аг^ІВаеТ .анализ’ ПРИ холодных испытаниях напряжения
номепмо ргпи МЛК^УЖИОСТИ °^ечай,ки котла распределяются почти рав-
ние напряжений л^ИТЬ напРяжения мв точке Т-34, в которой увеличе-
ясняется местной концентрацией их, вызванной
10

вблизи расположенным подкрепляющим кольцом сухопарника. В этих
швах поперечного сечения обечайки действительные напряжения не
отличаются по знаку от расчетных, но по абсолютной величине они
в среднем в 2—2,5 раза меньше последних. На графике расчетные
напряжения, обозначенные пунктирной линией с точкой, достигают
463 кг/см2. Тот факт, что действительные напряжения в поперечных
швах ниже расчетных, объясняется разгружающим влиянием располо­
женных внутри котла связей и дымогарных труб, которые при расчетах
не принимались во внимание.
В целом, при холодных испытаниях напряжения в поперечных швах
поперечного сечения обечайки ікотла малы и практически не влияют на
Рис. 3.
оценку напряженного состояния бочки котла. При горячих испытаниях
кривая напряжений существенно отличается от кривой напряжений,
полученных при холодных испытаниях. Основное отличие ее заключается
в том, что изменение напряжений по сечению имеет (непостоянный харак­
тер. В верхней части обечайки напряжения увеличиваются до 600 кг/см2,
в нижней интенсивность этого увеличения падает, и на 1,8 высоты обе­
чайки напряжения при горячих испытаниях становятся меньше, чем при
холодных. Это явление можно, повидимому, объяснить следующими об­
стоятельствами.
На бочку котла передаются усилия, испытываемые задним и перед­
ним донышками. Распределение же усилий по всей площади донышек
происходит неравномерно. Верхняя часть іих испытывает нагрузку,
создаваемую давлением пара и воды, а также нагрузку, вызываемую
расширением длинных связей и дымогарных трубок, которые устанавли­
ваются на котле с помощью электросварки. Нижняя же часть донышек
испытывает нагрузку от воды и нагрузку, создаваемую температурным
удлинением жаровой трубы. Наличие компенсационных колец Регистра
в большей мере разгружает нижнюю часть донышка, чем верхнюю, где
дымогарные трубки и связи присоединены жестко. Таким образом,
получается неравномерный характер распределения напряжений по вы­
соте обечайки котла.
і
б) Продольные швы. Напряжения в продольных швах того же
поперечного сечения обечайки ікотла измерялись электротензометрами,
И

расположенными в тех же точках, перпендикулярно к образующей,
и обозначенными нечетными числами.
Характер напряженного состояния продольных швов поперечного
сечения обечайки, относящегося к холодным и горячим испытаниям,
с перерасчетом на действительные напряжения, представлен на рис. 4,
из которого видно, что при холодных испытаниях напряжения в про­
дольных швах являются основными. По сечению обечаики они распре­
деляются почти равномерно. При Р=12 кг/см2 действительные напря­
жения в среднем не достигают расчетных, но весьма близки к ним.
NN точек
Рис. 4.
Что касается горячих циклов испытаний, то характеризующие их
кривые несколько напоминают кривые напряжений в поперечных швах.
В этом случае также разность между напряжениями, получающимися
при горячих испытаниях и холодных, невелика. Напряжения в продоль­
ных швах являются наибольшими из всех ранее рассмотренных, поэтому
продольные швы следует считать основными, характеризующими напря­
женное состояние при горячих циклах испытаний.
Максимального значения 1320 кг/см2 напряжения достигают в точке
Т-34-35, расположенной в верхней части обечайки котла, значительно
превышая расчетные. Превышение расчетных напряжений происходит и
в некоторых нижележащих точках рассматриваемого сечения. Значения
действительных напряжений хотя и не вызывают серьезных опасений
в отношении прочности котла, но требуют пересмотра существующих
правил расчета и внесения в них коррективов.
Напряжения в продольном боковом сечении обечайки котла, а) П о-
перечные швы. Для анализа напряжений в продольном сечении рас­
смотрено сечение, расположенное на боковой поверхности обечайки
котла, на уровне горизонтального диаметра в продольном створе IV.
В продольном сечении напряжения определялись в семи точках, распо­
ложенных симметрично по длине бочки.
Всеми электротензометрами замерялись напряжения при различных
ступенях нагрузки и по полученным значениям их вычислялись истинные
иди главные напряжения.
т..піКрИВаЯ ЭѴ,Х напРяжений (рис. 5) при холодных испытаниях (пунк-
рная линия) показывает, что по всей длине обечайки котла в по-

перечных швах возникают небольшие напряжения, не превосходящие
1,0 Между днищевыми косынками напряжения имеют положительный
знак (растяжение). В зоне днищевых косынок как переднего, так и
заднего днищ «напряжения уменьшаются и вследствие жесткого соедине­
ния обечайки кома с плоскими днищевыми стенками становятся сжи-
В целом, в поперечных швах продольного сечения при холодных
испытаниях действительные напряжения малы и не влияют на общую
оценку напряженного состояния обечайки котла. В средней части обе­
чайки напряжения растягивающие и более или менее равномерные, не
превосходящие 600 кг/см2; в крайних точках, в зоне днищевых косынок
они доходят до 139 кг/см2. Таким образом, напряжения в поперечных
швах продольного сечения не являются решающими для общей оценки
напряженного состояния обечайки котла.
б) Продольные швы. При холодных испытаниях (оис 61
между днищевыми косынками в обечайке котла действуют растяпиваю-
13

основ-
значи-
части
кг/см2
котла
щие напряжения примерно одинаковой величину В зоне: пршыкания ее
к днищевым стенкам напряжения убывают, сохраняя юг же знак. По
абШтой величине напряжения в продольных швах являю, ся-щ
ними, характеризующими напряженное состояние бочки.
При горячих испытаниях напряжения в продольных швах
тельно выше, чем при гидростатических давлениях и в средней
достигают 1000 кг/см2. К концевым частям они падают до + 460
в районе днищевых косынок. При оценке прочности обечайки
напряжения в продольных швах играют основную роль.
Напряжения в заднем днище котла, а) Радиальные швы.
В принятом для анализа сечении на заднем днище напряжения измеря­
лись в шести точках, расположенных на полудиаметре. При холодных
испытаниях наибольшие напряжения возникают в точках, расположен­
ных ближе к наружному контуру днища, в зоне соединения его с обе­
чайкой. Ближе к центру днища напряжения уменьшаются и в централь­
ной точке не превосходят 100 кг/ом2.
В целом, в радиальных швах заднего днища при холодных испыта-
ниях напряжения малы и далеко не достигают допускаемых, являясь,
однако, основными при оценке напряженного состояния днища котла.
Характер напряжений при горячих и холодных испытаниях иденти­
чен, за исключением точки, расположенной у наружного контура днища.
На этом участке напряжения при горячих (испытаниях понижаются, при
холодных же они увеличиваются. По абсолютному значению напряже­
ния при горячих испытаниях в два-три раза больше, чем при холодных.
б) Тангенциальные швы. В этих швах при холодных испы­
таниях максимальные напряжения наблюдаются в точках, расположен­
ных ближе к центру. К наружному контуру днища они несколько
уменьшаются. По абсолютному значению эти напряжения малы и не
решают вопроса прочности заднего днища.
При горячих испытаниях характер напряжений такой же, как и
при холодных испытаниях. Наибольшие напряжения наблюдаются
в точках, расположенных ближе к центру днища, и резко уменьшаются
в точках, находящихся в районе примыкания днища к обечайке. Они,
однако, не превышают допускаемых.
Разность между напряжениями при холодных и горячих испыта­
ниях уменьшается от центра к периферии; это дает основание полагать,
что кроме нагрузки от давления пара днища испытывают еще дополни­
тельную нагрузку от температурного удлинения внутренних связей.
По сравнению с другими (напряжениями заднего днища, напряжения
в тангенциальных швах при горячих испытаниях являются основными и
имеют наибольшее значение при оценке напряженного состояния
заднего днища.
инеиные перемещения точек. При проведении холодных и горячих
циклов испытаний, в некоторых точках котла измерялись иіх линейные
перемещения. Эти исследования дополняли истинную картину напряжен­
ного состояния котла.
н
г.пп±С;еДУеМЫе точки располагались в диаметральной горизонтальной
(пис 7хИЛотла’ по боковым поверхностям обечайки и заднему днищу
Ynn/nuuiv TMазания приборов записывались во всех точках как при
данным ^”?РЯЧИХ испь,таниях при ^=12 кг/см2. По полученным
характеоиз^шир па Кривь,е’ соответственно сплошные и пуніктионые,
изРрассматоимеІыѵР^МеіЦеНИЯ средних точек створов, причем в каждом
Кп= п. СеЧе,1И" крайние точки приведены к нулю.
малы. Наибольшие Впоог’ийЧІ(> П»?И ХОЛОДНЬІХ испытаниях перемещения
Р бы наблюдаются на боковой поверхности! обе-

чаііки. Прогиб заднего днища, измеренный прогибомером П-7, незнаЧИ-
телен— 0,02 мм.
При горячих испытаниях прогибы больше: выпучивание боковой
поверхности обечайки с одной стороны составляет 1,64 мм, а с противо­
положной 1,31 мм, что объясняется влиянием близко расположенного
сварного шва. Средняя точ­
ка заднего днища также
сместилась наружу котла на
0,24 мм.
Таким образом, при го­
рячих испытаниях переме­
щения средних точек котла
в несколько раз больше,
чем при холодных. Как при
холодных, так и при горя­
чих циклах испытаний,
крайние фибры элементов
обечайки и заднего днища
растянуты. Результаты испы­
таний достаточно хорошо
согласуются с вышеприве­
денным анализом напряжен­
ного состояния отдельных
элементов котла.
Температура поверхно­
сти котла. На обечайке котла температура исследовалась в девяти точ­
ках, из которых три располагались по верхнему продольному створу /,
три—по нижнему створу VII и три—в среднем поперечном сечении
бочки котла. На заднем днище
Рис. 8.
по его вертикальному диаметру
также были поставлены три
термопары: одна в центре и
две на расстоянии 300 мм от
наружного контура днища.
На рис. 8 изображены по­
строенные по данным опытов
эпюры температур по указан­
ным выше сечениям при Р =
= 12 кг/см2. В верхней части
среднего поперечного сечения
обечайки) котла, на протяже­
нии около трех четвертей ее
длины температура составляет
около 176° С, за исключением
более
тельной поверхности средней точки Т-13, где
удаленной от нагрева-
она падает до 163° С.
В нижней части обечайки температура ниже: от 173 до 70° С.
Вблизи заднего днища температура ниже, чем у переднего, где
находится большая часть нагревательной поверхности и где циркуляция
воды по длине котла не одинакова.
В средней части заднего днища температура остается почти посто­
янной. В нижней части она резко понижается вследствие плохой цирку­
ляции, из-за которой нижние слои воды в котле застаиваются и нагре­
ваются очень медленно.
15

При таком распределении температур, котел, лежащим на двух
седлах и представляющий собою однопролетную балку, должен претер­
певать изгиб Если предположить, что внутренние усилия в котле
(давление пара, температурные удлинения дымогарных труб, жаровой
трѵбы и связей) отсутствуют, то в результате этого изгиба должны были
появиться напряжения: в верхней части бочки когда сжимающие,
а в нижней — растягивающие, и эпюра напряжении в поперечном сече­
нии должна была иметь вид, представленный на рис. 9, а.
При наличии дополнительной нагрузки в виде давления пара напря­
жения в среднем сечении изменяются: в верхней части бочки отрицатель­
ные напряжения уменьшатся и могут перейти в положительные, в ниж­
ней части положительные напряжения возрастут и эпюра напряжений
бѵдет иметь вид, изображенный на рис. 9, б.
Рис. 9.
В то же время внутренние связи, жаровая труба и дымогарные
трубы, в результате температурного удлинения, создадут дополнитель­
ную нагрузку на днище котла, которая распределится неравномерно по
его высоте. Удлинение топки относительно легко компенсируется коль­
цами Регистра, в связях же и дымогарных трубах достигнуть этого
нельзя, поэтому нижняя часть днища нагружена меньше чем верхняя,
которая вследствие этого «распирается». В результате разности темпе­
ратур в среднем сечении обечайки котла напряжения перераспределяются
как показано на рис. 9, в.
Приведенные соображения хорошо согласуются с полученными
при помощи электротензометров сопротивления эпюрами напряжений
в среднем поперечном сечении обечайки котла.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ КОТЛА С ОТФЛАНЦОВАННЫМИ
СТЕНКАМИ
Общие положения. Котел с отфланцованными днищами и стенками
огневой камеры был установлен на том же испытательном стенде завода
«іеплоход» и рабочая программа испытаний обоих котлов была одина­
кова, благодаря чему оказалось возможным провести сравнение их
напряженного состояния.
г
дующиеХизменения^0ЖеНИЯ из,меРительньіх •приборов были внесены еле-
логJ ^п\СяЕарНИКе Не ставились электротензометры, так как счита­
лось, по работа его элементов и напряжения в обоих котлах должны
быть приблизительно одинаковы;
должны
2) термопары для измерения температуры поверхности кот о. не
применялись, так как считалось, что температурные условия обоих кот­
лов будут мало отличаться между собой
=м

в 4- 8 и 12 кг/см2 и б) при горячих испытаниях - - при давлении пара
0,5/ 4; 8 и 12 кг/см2.
Анализ напряженного состояния элементов котла в каждом из
основных сечений выполнен отдельно, благодаря чему оказалось воз­
можным полнее отразить его работу и более отчетливо сопоставить
напряженное состояние исследуемых котлов. Этот метод представляется
целесообразным в особенности потому, что испытания такого котла
производились впервые.
и
Напряжения в среднем поперечном сечении обечайки котла, а) По­
перечные швы. В поперечных швах среднего поперечного сечения
обечайки котла измерение производилось также в семи отдельных точ­
ках, расположенных на одной стороне бочки котла и удаленных на
равное расстояние одна от другой. На рис. 10 изображены эпюры дей­
ствительных (пересчитанных) напряжений, при Р — 12 кг/см2, в по­
перечных швах среднего поперечного сечения.
При холодных испытаниях (пунктирная кривая) напряжения растя­
гивающие и сравнительно малы по абсолютной величине, за исключе­
нием точки Т-34, в которой из-за местной концентрации, вызванной бл«пз-
расположеиным вырезом сухопарника, напряжения несколько выше.
В поперечных швах среднего поперечного сечения напряжения бо­
лее чем в два раза меньше расчетных. Средние значения напряжений во
всех точках поперечного сечения обечайки на 12—15% меньше чем
в тех же швах котла с плоскими днищами. Таким образом, отфланцо-
ванные днища, будучи более деформируемыми, чем плоские, несколько
разгружают напряжения в поперечных швах обечайки котла.
При горячих испытаниях кривая напряжений (сплошная) несколько
иная: в нижней части обечайки напряжения минимальны, в верхней —
максимальны. В целом характер кривой более или менее идентичен
с кривой распределения температур.
Во всех точках сечения абсолютные значения напряжений ниже
расчетных и приблизительно на 20—25% ниже, чем в тех же точках
когла с плоскими днищами. Эго явление можно объяснить большей
деформируемостью отфланцоваиного днища по сравнению с плоским,
вследствие которой напряжения в поперечных швах поперечного сече­
ния обечайки котла несколько уменьшаются.
2 ТЦШПРФ. ІП.ІП. XXIX.

6) Продольные швы. Эпюра распределения напряжений
в продольных швах поперечного сечения имеет вид прямоугольника
с достаточно устойчивыми значениями действительных напряжений,
которые не достигают расчетных.
Продольные связи и дымогарные трубы, повидимому, включаются
в работу и этим в значительной мере разгружают напряжения. Это
явление неоднократно подтверждалось гидростатическими испытаниями
и приводит к убеждению в необходимости корректировать расчетные
формулы.
При горячих испытаниях эпюра напряжении в тех же продольных
швах поперечного сечения обечайки имеет вид трапеции. Наибольших
абсолютных значений растягивающие напряжения достигают в верхней
части обечайки. В нижней части обечайки они уменьшаются, но сохра­
няют тот же знак. В исследуемом котле общий характер кривой эпюры
напряжений сходен с характером кривой в котле с плоскими стенками.
В среднем напряжения во всех точках сечения на 10—15% меньше
средних напряжений в тех же точках обечайки котла с плоскими стен­
ками. Практически нужно считать, что отфланцованные днища котла
несколько уменьшают напряжения в обечайке: в поперечных швах
до 20—25%, а в продольных до 10—15%.
Напряжения в продольном боковом сечении обечайки котла, а) П о-
перечные швы. В продольном боковом сечении обечайки котла
(створ /V) напряжения измерялись в семіи симметрично расположенных
по длине точках: по две точки в зоне заднего и переднего днищ на рас­
стоянии 60 и 160 мм от наружной кромки; по одной в четвертях и одна
в середине длины рассматриваемого бокового створа. В каждой из этих
точек, как и при испытаниях первого котла, устанавливалось под пря­
мым углом друг к другу по два электротензометра вдоль и поперек
створа.
При холодных испытаниях, при Р = 12 кг/см2, напряжения в попе­
речных швах бокового продольного сечения обечайки, в крайних точках,
расположенных у днищевых стенок, малы и имеют отрицательный знак
(сжатие); в других точках по длине обечайки напряжения растягиваю­
щие. По абсолютному значению они близки друг к другу и не превы­
шают 200 кг/см2.
Сопоставляя характер распределения напряжений в котле с отфлан-
цованными стенками с характером распределения напряжений в том же
сечении котла с плоскими стенками, можно отметить, что по общему
виду, знаку и величине напряжений они идентичны. Ввиду того, что
напряжения в поперечных швах сечения малы, они не могут влиять на
оценку напряженного состояния обечайки.
При горячих испытаниях в крайних точках, расположенных в зоне
днищевых стенок, напряжения сжимающие; в других точках по длине
ооечаики растягивающие. В средней точке продольного сечения оно
является наибольшим, достигая 502 кг/см2.
Характер распределения напряжений в котле с отфланцованными
стенками идентичен с характером распределения напряжений в тех же
точках котла с плоскими стенками, но величина напряжений меньше
олагодаря влиянию более деформируемых отфланцованных днищ.
6) Продольные швы. Результаты замеров, пересчитанные на
действительные напряжения, при Р = 12 кг/см2, показывают, что при хо­
лодных испытаниях во всех точках получились растягивающие (напряже­
ния, причем у днищевых стенок они незначительны, а затем возрастают и
ч^а,Орп"п,КСИМа;,,,НОГО значепия 700 кг/TM2 посередине длины обе­
чайки, в среднем мало отличаясь от напряжений в тех же швах котла
18

С плоскими стеикаміи. В среднем их значения
-несколько
меньше по
1 ' 1Ці)іі холодных исследованиях в продольных швах обоих котлов
возникают максимальные напряжения, влияющие на оценку прочности
элементов обечайки. Распределение напряжений при горячих испыта­
ниях тождественно с распределением напряжений при холодных испыта­
ниях. Во всех точках сечения напряжения растягивающие, достигающие
наибольшего значения (964 кг/см-’) в середине сечения; в точках, рас-
положенных ближе к днищам, напряжения уменьшаются.
Напряжения, полученные в продольных швах рассматриваемого
сечения при горячих испытаниях, также являются решающими при
оценке прочности обечайки котла. И в этом случае, благодаря разгру­
жающему влиянию отфланцованных днищ, напряжения в среднем
несколько меньше, чем в тех же точках котла с плоскими стенками.
Напряжения в заднем днище котла, а) Радиальные швы.
В диаметральном сечении заднего днища напряжения измерялись
в тех же точках, что и в котле с плоскими стенками.
Результаты испытаний показывают, что при холодных испытаниях
в точках, расположенных в центре днища, действительные напряжения
малы, не более 120 кг/см2. Ближе к наружному контуру днища они
возрастают до 540 кг/см2. Характер распределения напряжений сходен
с характером распределения напряжений в тех же точках котла с пло­
скими стенками. При холодных испытаниях напряжения в радиальных
швах имеют наибольшие значения и влияют на оценку прочности дни­
щевого элемента. Во всех точках отфланцованного днища напряжения
почти в два раза больше, чем в тех же точках плоского днища.
При горячих испытаниях во всех исследуемых точках напряжения
возрастают, но по абсолютному значению далеко не достигают допу­
скаемых напряжений. Максимальные напряжения как в средних, так и
в крайних точках — растягивающие; их величина не превышает
400 кг/см2 и почти в два раза меньше, чем в тех же точках плоского
днища.
б) Тангенциальные швы. Характер распределения действи­
тельных напряжений в тангенциальных швах заднего днища таков, что
кроме точки, расположенной в центре, напряжения везде растягиваю­
щие и достигают наибольшей величины 350 кг/см2 в крайних точках,
расположенных ближе к наружному контуру днища. В центре его
напряжение сжимающее, равное 30 кг/см2.
Сопоставляя характер распределения действительных напряжений
в тангенциальных швах заднего днища того и другого котла, можно
отметить, что они достаточно сходны между собой как по характеру,
так и по величине напряжений, которые ввиду их незначительности
на оценку прочности днища не влияют.
При горячих испытаниях характер распределения напряжений напо­
минает характер распределения напряжений при холодных испытаниях.
Отличительной особенностью их являются более высокие напряжения,
достигающие 550 кг/см2. Тем не. менее, они ниже допускаемых расчет­
ных и не опасны при нормальной работе днищевых элементов.
ВЫВОДЫ
1. Судовые цельносварные паровые котлы с плоскими и отфланцо -
вакнымп днищами, построенные по Правилам Регистра СССР, с точки
зрения прочности могут быть допущены к работе при нормальных
условиях эксплуатации.
2*
19

2. Действительные напряжения в паровом котле с отфлаицован-
нымп днищами несколько меньше, чем в котле с плоскими стенками.
3. Компенсационные кольца Регистра являются надежно работаю­
щим средством н не вызывают значительных напряжений в обечайке
котлов.
4. Применение сальникового крепления жаровой трубы (по предло­
женіе проф. Волского) вместо колец Регистра явно нецелесообразно.
5. Как при холодных, так и при горячих испытаниях наиболее
напряженными являются продольные швы обечайки котла.
6. При холодных испытаниях действительные напряжения в основ­
ных частях котлов (обечайках, днищах, сухопарнике и др.) ниже допу­
скаемых расчетных напряжений.
7. При горячих испытаниях только в верхней части обечайки котлов
действительные, напряжения превышают расчетные.

Иною. В. В . ВЕРЕТЕННИКОВ
ИССЛЕДОВАНИЕ ОГНЕВОГО ПРОЦЕССА
СУДОВЫХ ТОПОК С ШУРУЮЩЕЙ ПЛАНКОЙ
Состояние вопроса и задачи исследования
Исследованием огневого процесса топки с шурующей планкой зани­
мались В. В. Фаворский \ М. Н . Мудыогин иі другие исследователи .
Кроме того, известен ряд работ, содержащих результаты обычных
тепловых испытаний различных топок с шурующей планкой 12. В. В . Фа­
ворский проводил опыты на небольшой экспериментальной топке, с руч­
ным приводом шурующей планки, имевшей площадь решетки
1,3X0,25 м и топочную камеру размерами 3,5 X 0,5 X 2,5 м, на буром
ленгеровском угле. В этих опытах производились некоторые измерения
для выявления средних характеристик работы топки и была снята
диаграмма состава надслойного газа.
В. В. Фаворский пришел к следующим выводам . В топке с шурую­
щей планкой, вследствие перемешивания частиц при движении планки,
процесс горения протекает интенсивнее, чем на цепной решетке. Воз­
врат горящих частиц с конца решетки к ее началу, т. е. в свежее
топливо, по траектории, полученной В- В. Фаворским при опыте с хо­
лодным слоем, вносит в процесс горения элемент нижнего или «глубин­
ного» зажигания, роль которого в работе топки с шурующей планкой по
В. В. Фаворскому весьма велика . Он считает, что в слое топки с шурую­
щей планкой границы между отдельными зонами горения «размыты».
Поэтому позонное распределение подачи воздуха не является столь же
необходимым, как при цепной решетке.
М. Н . Мудьюгин, кроме ряда в методическом отношении тщательно
поставленных балансовых опытов на различных углях, провел на
топке ПШР (завода «Комега») исследование огневого процесса методом
надслойного анализа газов, изобразил схему распределения фаз горения
м обобщил свои диаграммы состава надслойного газа, пользуясь крите­
рием гомохронности, по способу, разработанному Р. С . Бернштейном и
Л. А. Вулисом для цепной решетки.
М. И. Мудьюгин, признавая, что в топке с шурующей планкой
появляются элементы нижнего зажигания, считает, что они в данном
1 В. В. Ф аворски й, Топка с шурующей планкой, изд. Каз . АН, 1949.
2 С. В. Гатнщев и Ф. М. Косте ров, Исследование работы топки с шу­
рующей планкой на воркутском угле, журн. «Известия ВТИ» No 3, 1949
*
МЛБрѵ
No То °949Т ИалаДКИ ТОПКИ с шУРУюи^й планкой, журн.
«За экономию’ топлива»
21

случае играют менее важную роль, чем та, которую им приписывает
В. В . Фаворский. На основе результатов своих опытов М . Н. Мудыогин
дает следующие практические рекомендации:
1) применяя ступенчатые хода для повышении равномерности
работы топки, не группировать их в серии, а распределять через равные
промежутки времени и
2) для того чтобы обеспечить возможность повышения частоты
ходов планки, повысить скорость ее движения до 0,3—0,4 м/сек.
Работы В. В. Фаворского и М. Н. Мудьюгина дают правильные
общие представления об огневом процессе топки с шурующей планкой.
В то же время оставались неосвещенными некоторые вопросы, важность
а-д-е
Рис. 1. Схемы движения планки и продольные профили слоя (холодного).
которых выявилась при освоении судовых топок: 1) определение наи­
выгоднейшей схемы движения планки; 2) периодичность работы топки
и 3) вопросы, специфичные для судовых топок.
По первому вопросу, связанному с выбором типа автоматизации
управления, кроме рекомендаций М. А . Брусина и М. Н. Мудьюгина,
касающихся применения ступенчатых схем при сжигании бурых углей
в топке ПШР, нет никаких данных. Между тем, именно для судовых
установок вопрос автоматизации управления представляет особенно
важное значение, поскольку при небольшой мощности и, соответственно,
малом числе кочегаров они имеют по несколько топок.
В настоящее время в береговых и судовых топках с шурующей
планкой применяется одна иѳ двух схем движения планки: ступенчатая
например схемы а-б-е, а-в -е и а-г-е на рис. 1) или простая
( хема а е на рис. 1), а двум схемам движения соответствуют два
типа автоматизации управления.
на и^и«ИСаетСЯ периодичности работы топки, то вопрос этот совсем
не изучен, если не считать предположительно построенной М Н Муіью-
Гь?^^аРТИ"ЬІ !,зменения Фаз горения за период между ходами планки,
‘^следование периодичности работы топки представляет большой интерес
для ее наладки и выбора величины интервала между ходами.
Набота топок с шурующей планкой в специфических условиях сѵдо-
Цией\ТкХКЛМеР С ИХ МаЛЫМ °бЪеМОМ
" обратной коифигура-
с харіктепнь м '
& ЧастносTM’ ,,с ««ледованы вопросы борьбы
С
д судовых топок большим химическим недожогом
иия п,.п 0 РазРешеіІ,ІЯ перечисленных вопросов (выбор схемы пвиже
планки, периодичность работы топки и работа в условиях судовьтх

кот'іов) автором Г>1.|/1'И проведены опыты на нескольких судовых топках
с шурующей планкой. При этом были также установлены некоторые
новы! положения, касающиеся сущности движения слоя и горе т
в рассматриваемом топочном устройстве. Результаты этик исследоваш
изложены в настоящей статье.
Подопытные установки, методика исследования и обраоотки
экспериментальных данных
Основной подопытной установкой была экспериментальная топка
с шурующей планкой системы Васильева для судового огнетрубного
котла, выполненная по проекту МЦПКБ. В процессе доведения ее до
работоспособного состояния ЦНИИРФ внес много изменений в ее кон­
струкцию. 1
Топка имеет механизм для выгреба шлака из шлаковой камеры на
фронт котла и электрический привод с переключением на шурующую
планку или скребок шлакоудаления, снабженный ручным (кнопочным)
управлением. Уголь в бункер подается пластинчатым транспортером.
Для проведения первых наладочных опытов топка была установлена под
водотрубным котлом треугольного типа (поверхность нагрева 70 м2).
Основные опыты проводились после установки топки в одной из жа­
ровых труб опнетрубного котла. Кроме того, нами были проведены на
стенде завода «Теплоход» испытания топки котла КВ-5 для паро­
хода БОР 1450 и испытания топок таких же котлов, установленных на
пароходе «Правда». При наладке этих топок возникали задачи, почто
совпадавшие с некоторыми задачами нашего исследования.
В топках парохода «Правда» и стенда завода «Теплоход» фронт
шурующей планки и угольный бункер были расположены на задней
стенке котла, а фронт ручного обслуживания на передней. Привод
шурующей планки был электрический с ручным (кнопочным) управле­
нием2. В топке для БОР -450 имелась дожигательная решетка из пово­
ротных колосников, под которой располагался скребковый транспортер
для удаления шлака за борт. На пароходе «Правда» на месте дожига­
тельной решетки находилась мертвая плита, с которой шлак удалялся,
вручную.
Все огневые испытания проводились на рядовом воркутском угле
марки ПЖ. /Методика исследования была следующая:
1. Для выбора наивыгоднейшей схемы движения планки проводился
ряд опытов в лаборатории и на пароходе «Правда» при нагрузке топкій,
близкой к полной, и при различных схемах движения планки с измере­
ниями по методике, общепринятой при теплотехнических испытаниях.
В большей части опытов производились замеры, необходимые для
составления прямого и обратного или только обратного баланса; в не­
которых опытах производился только газовый анализ.
2. Для анализа различий в зависимости от схемы движения
планки и для уточнения картины слоевого процесса, в ряде лаборатор­
ных опытов и в одном из опытов на стенде завода «Теплоход» отбира­
лись пробы надслойного газа. Примененный при этом способ отбора
имел некоторые технические особенности, позволяющие считать получен­
ные результаты особенно точными и достоверными.
1
1 См. статью автора «Результаты испытаний топки с шурующей планкой ппя
судового огнетрубнопо котла», Труды ЦНИИРФа, вып. XVIII.
2 Топки на пароходе «Правда» были оборудованы автоматическим ѵпоавпением
РчбХоП°С;,еДНее’ вслелствие
присущих ему конструктивных недостатков не
23

Применялась охлаждаемая водой газоотборная труба, с помощью
которой можно было отбирать пробы одновременно в восьми точках
по длине решетки.
Отобранные в аспираторы в течение определенного промежутка
времени ив всех восьми точек пробы газа подвергались анализу на при«-
боре ВТИ. Возможность одновременно отбирать пробы в восьми точках,
быстро снимать за один опыт несколько диаграмм и получать точный
анализ проб являлась преимуществом этого способа. Для испытаний
топки котла КВ-5 на стенде завода «Теплоход» была сконструирована
Огнетрубный котел
Г» 2Омин
/
После движения планки
*___
В середине интервала
&___ Перед движением планки
Уровень колосниковой решетки______________________________
0,5
ІО
(5
2,0
Газозаборная трубка засорилась шлаковая камера
Рис. 2. Диаграммы состава надслойных газов в огнетрубном котле при ступенчатой
схеме движения планки с интервалом 20 мин.
такая же труба на шесть точек, с помощью которой была снята одна
диаграмма надслойного анализа. Всего было снято 38 диаграмм.
Продолжительность отбора проб была кратной интервалу между
ходами или сериями ходов. Диаграммы снимались при вполне устано­
вившемся режиме работы топки, но обычно не ранее чем через 4—5 ча­
сов после начала работы на данном режиме. Диаграммы, снятые в огне­
трубном котле, оказались несколько отличными от снятых в водо­
трубном. В первом случае над задней частью решетки нередко сохраня­
лось высокое содержание СОг и горючих газов, тогда как во втором
оно большей частью было ничтожно. Это различие, повидимому, объяс­
няется тем, что в огиетрубпом котле газы под потолком жаровой трубы
стелются -над слоем, и в газоотборные трубки, расположенные над зад­
ней частью решетки, попадает не только газ, выходящий в этом месте
из слоя, но и некоторое количество газа из его средних участков.
Наиболее характерные кривые состава надслойного газа предста­
влены на рис- 2—4. На каждой диаграмме помещено несколько кривых,
относящихся к одному опыту, и обобщающие их средние кривые.
им?іоіп^йИ1^реНИЯ ПРИ лабоРатоР»ьіх опытах высоты слоя на решетке,
Цей, как показали, предварительные испытания, большое значение
24

22
ог сог сѵ CH.
20
191
<6
tb
12
10
в
6
Z
О
'Tiwtu забора No
Водотрубный котел
Ступенчатая схема
.
После движения планки
В середине интервала
Перед движением планки
N6
1,0
rtyt '>
N3
,}
1'5
2'°
'ГізозаЬорная
трубка засорилась
IN7
аз
,
Шлаковая
\N1 камера
2.5м
Рис. 4. Диаграммы состава надсдойных газов в разные моменты работы слоя

применялся специальный наклонный туп с градуировкой, измерявший
высоту слоя в четырех точках по длине решетки, через трубки, вварен­
ные в бочку котла. Кроме того, для определения высоты слоя шлаковой
горки на задней части решетки, в дверце лаза заднего днища котла был
устроен визир. Таким образом, в лабораторной топке удавалось доста­
точно точно получить продольный профиль горящего слоя.
Для дополнительной характеристики слоевого процесса, а также
для выяснения условий работы колосников, в нескольких опытах, в пяти
Рис. 5. Продольные профили горящего слоя и температуры колосников .
точках по длине, с помощью термопар, зачеканенных в средних колос­
никах каждого ряда, измерялась температура колосниковой решетки.
Продольные профили слоя и кривые температур колосников изобра­
жены гна рис. 5. Те и другие в течение каждого опыта измерялись по
15 2о раз, и так как они изменялись в небольших пределах, то для
построения графиков приняты их средние значения. В нескольких опытах
измерялась температура складных штанг
к планке, с помощью ртутного термометра,
(на время паузы между ходами планки) в
в штанге отверстие.
3. Для изучения периодичности работы
через каждые 0,5—2,5 мин. измерялись:
газах, ---------
воздуха (два последних измерения -
ние СО‘2 в дымовых газах определялось в
электрического корабельного указывающего
а затем химического записывающего ГУ-3, ;
■на участке, прилегающем
конец которого вставлялся
сиециально высверлеиное
топки в некоторых опытах
содержание СОг в дымовых
У
газов за котлом и в топке и относительный расход
—
только в лаборатории). Содержа -
газах определялось 1 лаборатории с помощью
газоанализатора ГЭУ-47,
спомощью электрического указывающего ГЭУК-ѴТ лТборатори^были.

проведены, кроме того, специальные опыты для изучения периодичности
работы топки. При этом из дымника в течение
ходами планки, через каждые 1—4 мин.
в аспираторы отбирались пробы дымовых
газов и измерялись относительный расход
воздуха и температура уходящих газов.
Отобранные пробы газа подвергались пол­
ному анализу на приборе ВТИ. Наиболее
характерные кривые, построенные по ре­
зультатам этих опытов, представлены на
рис. 6 (при простой схеме движения с ин­
тервалом 3 мин.) и на рис. 7 (при ступен­
чатой схеме с интервалом 10 мин.) . Вели­
чины, не измеренные непосредственно во
время опытов, рассчитаны по формулам,
приведенным в работах преф. Г. Ф. Кнорре .
4. Для изучения движения холодного
слоя под действием шурующей планки была
сконструирована модель лабораторной топ­
ки, выполненная в натуральную величину,
за исключением ширины и длины решетки,
которые были приблизительно в 2,5 раза
меньше образца. Планка модели приводи­
лась в движение вручную, посредством
зубчато-реечной передачи . На этой и вто­
рой — небольшой настольной моделях про­
водились опыты по выяснению траекторий частиц слоя и его
кого профиля.
всего интервала между
12
Ю2Л
8
6
А
Ос
•6
/4
Н2.О2.СО?.СО^
#1 оз
00
а
07
23
1.5
!.0t
ск
О
о2I
46474?4950
\ Аспираторы /
Движение планми
Рис. 6 . Диаграмма периодич­
ности при простой
женил планки с
3 мин.
схеме дви-
интервалом
продоль-
Рис. 7. Диаграмма периодичности при ступенчатой схеме
движения планки с интервалом 10 мин.
Особенности огневого процесса
Для сравнительного анализа работы топки при разных схемах дви­
жения планки оказалось необходимым исследовать ряд общих вопросов
огневой работы слоя, обслуживаемого шурующей планкой. При этом
были установлены некоторые, приводимые ниже, новые положения
27

Как видно ив сравнения наших диаграмм состава надслойных газов
с диаграммами, полученными проф. Г. Ф. Кнорре и другими авторами
для цепных решеток, характеры кривых СО2, Ог, СО и др., относящихся
к цепной решетке и к топке с шурующей планкой, имеют много общего.
Это подтверждается работами М. Н . Мудьюгина и В . В. Фаворского.
Однако полученные в результате наших опытов диаграммы свидетель­
ствуют о (некоторых частных, но довольно важных отличиях.
Во-первых, почти все наши диаграммы отличаются от диаграмм
цепных решеток (и диаграммы топки с шурующей планкой, полученной
В. В. Фаворским) тем, что непосредственно за топливным шибером кри­
вая СОг имеет высокие, иногда даже максимальные, значения, а не
растет постепенно от нуля.
Во-вторых, кривые состава газа топки с шурующей планкой менее
единообразны, чем кривые, относящиеся к цепной решетке. Даже в тех
Рис. 8 . Подача свежего угля шурующей планкой (опыт на малой модели).
случаях, когда род топлива и нагрузка цепной решетки сильно различа­
лись, характер кривых был более единообразен, чем характер кривых,
относящихся к топке с шурующей планкой, работавшей на мало отли­
чающихся между собой нагрузках и сортах топлива. Над слоем цепной
решетки кривая СО2 обязательно имеет два максимума и между ними
впадину. Шурующая планка может образовывать кривые СО2 как «дву­
горбые», подобные кривым, относящимся к цепной решетке (рис- 4), так
и (наиболее часто) «одногорбые» (рис. 3). Даже при постоянном ре­
жиме движения планки диаграммы, снятые через большие промежутки
времени, могут существенно отличаться между собой, но могут быть и
настолько близкими, что легко построить средние обобщающие кривые
(рис. 3).
Для раскрытия причин первого замеченного отклонения восполь­
зуемся некоторыми данными модельных опытов.
Как видно из рис. 8, изображающего подачу свежего топлива после
одного и шести двойных ходов планки (на малой модели), в верхней
части слоя, на передней части решетки, частицы угля затормаживаются
пЛЛеДе’’Ие нескшіьких х°Д°в планки не отходят далеко от шибера,
ппи мяплйИ^п7°Г° «застойного участка» особенно резко проявляется
НИИ 31 < -У , J С,!ЮЯ и ма/,ом зпхолс пла,"ки 11 бункер. При увеличе-
заходах ве-iuuu 'и1ИИЬ' С"”' Г(,Рможе|1111' частиц уменьшается и при
Д х величиной около о.,о мм и толщине
слоя 200 мм застойный
28

участок ужо по образуется. При наличии
зажигание становится более устойчивым
застойного участка верхнее
и- воспламенение расиросгра-
Это вполне согласуется с характером полученных нами кривых СОг,
ординаты которых сразу за топливным шибером имеют высокие значь
нпя Если построить по методу проф. Г. Ф. Кнорре линию начала вое -
пламенения, то для тонки с шурующей планкой мы получим ее н
в виде наклонной прямой (как для цепной решетки), а в виде кривой,
углубляющейся в слой, сразу за топливным шибером.
Полученное В- В. Фаворским в топке с шурующей планкоіі нулевое
значение кривой СО2 за топливным шибером объясняется, повидимому,
тем, что его опыты проводились на буром влажном угле, воспламеияю-
щемся труднее, чем угли марки ПЖ. На такой характер кривой СО2
могли влиять и большие заходы плаінки, а также и небольшое число
точек отбора проб газов.
Интересно отметить, что в снятых нами диаграммах, относящихся
к работе топки с неустановившимся слабым воспламенением, кривая СОг
начинается от нулевых значений, т. е . подобна кривым, характеризую­
щим цепные решетки.
Вторая особенность диаграмм состава надслойных газов топки
с шурующей планкой — отсутствие полного единообразия в характере
кривых не является случайным следствием неточности газового анализа
или неналаженности процесса во время отбора проб. В топке с шурую­
щей планкой, при постоянном режиме движения последней, нестабиль­
ность процесса нередко обнаруживается по изменениям состава газов и
других характеристик горения. Своевременная корректировка процесса
путем регулирования дутья или подачи топлива ослабляет влияние этих
изменений на итоговые результаты процесса, несвоевременная может
ухудшить показатели работы топки.
Понимание рассматриваемого явления облегчается сравнением с цеп­
ной решеткой, характеризуемой гораздо более устойчивым качеством
процесса, а также изучением данных экспериментального исследования
движения холодного слоя.
При некотором несоответствии между количествами подаваемых
топлива и воздуха цепная решетка (без шлакового подпора) может
сбрасывать шлак или недостаточно выжженный, или, наоборот, выго­
ревший уже на большом расстоянии от конца решетки. Однако, накоп­
ления или истощения слоя не произойдет.
Иначе происходит на решетке с шурующей планкой. Опыты на мо­
делях и холодной топке показывают, что при даінном сочетании опре­
деляющих факторов (высота слоя в бункере, высота подъема топливного
шибера, заход планки и недоход ее до конца решет.кіи), шурующая
планка образует на решетке слой определенного предельного профиля,
при котором между слоем на решетке и в бункере устанавливается рав­
новесие. Высота слоя на решетке никогда не может стать больше соот­
ветствующей этому предельному профилю.
В зависимости от выгорания и во избежание большого химического
недожога, при работе топки обычно поддерживается высота слоя, не
достигающая предельной; поэтому высота слоя может изменяться в ту
и другую сторону.
Небольшая разница между количеством подаваемого и выгораю­
щего топлива неизбежна в любой топке, в том числе и на цепной
решетке, но в топке с шурующей планкой она, во-первых,, может увеличи­
ваться чаще, чем на цепной решетке, вследствие зависимости подачи
топлива от такого незакономерно изменяющегося фактора, как высота

слоя в бункере и других обстоятельств, а во-вторых, эта разница может
привести к отмеченному изменению высоты слоя на решетке-
Таким образом, топке с шурующей планкой свойственно самопроиз­
вольное, постепенное изменение высоты слоя. В этом заключается первая
причина нестабильности процесса. Однако это неблагоприятное' свойство
в значительной мере ограничивается зависимостью величины подачи от
высоты слоя на решетке. Действительно, как это установлено опытами
нашими и других исследователей, с увеличением высоты слоя подача
уменьшается и дальнейший рост высоты уменьшается или превращается.
Наоборот, с уменьшением высоты слоя подача растет и слой перестает
утоняться.
Это явление происходит не только на передней части решетки,
непосредственно по выходе планки из бункера, но и по всей ее длине.
Рассматривая любое поперечное сечение, можно установить, что если
в результате выгорания произойдет уменьшение высоты или плотности
слоя, то, благодаря увеличению подачи при следующем ходе планки,
высота слоя в этом сечении будет восстановлена, так же, как и по всей
длине решетки будет восстановлен его продольный профиль. Следова­
тельно, благодаря свойственному шурующей планке «саморегулирова­
нию» высоты слоя, самопроизвольное изменение высоты и продольного
профиля слоя происходит медленно и в ограниченных пределах.
Вторая причина нестабильности горения слоя, обслуживаемого
шурующей планкой, заключается в том, что ни один из факторов ее регу­
лирования не определяет высоту слоя (хотя все они и влияют на нее),
в то время как на цепной решетке высота слоя однозначно определяется
подъемом шибера. Поэтому в топке с шурующей планкой высота слоя
в данный момент зависит и от высоты его в начале работы топки. При
строгом соответствии между количеством подаваемого и выгорающего
топлива эта начальная высота слоя может поддерживаться неограни­
ченно долго.
Практически, при правильном регулировании горения и достаточно
частом контроле его, по цвету пламени и положению верхней поверх­
ности слоя относительно определенных частей топки, например панели,
краев гляделок и т. д. и по показаниям газоанализатора и термопары
нетрудно установить и поддерживать требуемую высоту слоя.
Наконец, в качестве третьей причины незакономерных изменений
процесса горения следует отметить, что при ступенчатой схеме движения
планки и ручном управлении неизбежны небольшие неточности ее ко­
нечных положений.
Отсутствие полной стабильности слоевого процесса приводит и
к колебаниям итоговых характеристик горения—состава и температуры
газов, выходящих из топки. Это отмечается как результатами балансо­
вых опытов наших и других исследователей, так и снятыми нами диа-
іраммами периодичности, наиболее характерные из которых показаны
на рис 6—7.
Диаграммы периодичности, характеризующие изменения состава
і аза на выходе из топки по времени, имеют общий характер, но в коли­
чественном отношении они значительно отличаются между собой; в осо-
енности отличаются между собой диаграммы, относящиеся к различ-
АВИЖения планки. Но и в диаграммах, снятых в одном и
и мріи !ниПЫГе И ПРИ °лн<^ и том же Режиме, также наблюдаются, хотя
обеп Я' Ра5смотРеннь,е вь'ше особенности работы слоя,
S
шурующей планкой, убеждают в том, что частое
появление «случайных» колебаний в характере периодического измене-

принципиально присущим данной
-
содержанию СО2 в газах
измереяий, выполнен ііых
Изменение содержания
і рост інепосред-
после хода планки и. постепенное падение за период до стедую-
пня Процесса является свойством,
топке.По важнейшей характеристике горения
за топкой было сделано наибольшее число
с помощью автоматических газоанализаторов.
СОг носит, в общем,
.с ле ду ющий
характер: быстрый
ственно 1------
щего хода или серии ходов.
Не только в разных опытах, но и в течение одного опыта наолю-
даются значительные отклонения кривой от ее нормального вида.
Нередко после серии ходов подъем происходит не резко, а почти так же
плавно, как и последующий спуск. Иногда после подъема наблюдается
сначала небольшое резкое падение, затем в течение небольшого проме­
жутка времени кривая падает незначительно, после чего снова начи­
нается более крутое падение ее. В некоторых опытах участок медлен­
ного падения перед перегибом имеет тенденцию к подъему и получаю­
щийся при этом перегиб кривой превращается во второй максимум.
Характер кривой СО2 связан с появлением горючих газов. В случае
их отсутствия максимум СО2 соответствует моменту окончания движе­
ния планки, и кривая более или менее резко опускается до следующего
движения. Если горючие газы появляются, то кривая СО2 сначала
растет, достигнув максимума вблизи того места, где кривая СО сходит
на нет, а затем убывает. Содержание кислорода обычно имеет мини -
.
мальное значение после движения планки и постепенно растет к концу
интервала.
По данным некоторых опытов, главным образом при простой схеме
движения планки с коротким интервалом, горючие газы (СО, Н2, СН4)
почти или совсем отсутствуют. Если же они появляются, то характери­
зующие их кривые носят вполне определенный характер, достигая
максимума сразу после движения планки, или во время его, после чего
па некотором расстоянии от конца интервала они довольно быстро падают
до нуля. При интервале в 10—15 мин. наиболее характерно: а) сниже­
ние кривой СО от 1,5—3,0% в начале интервала до нуля в течение
2-3 мин.; б) снижение кривой Н2 от 0,5—2% в начале до нуля в тече­
ние 0,5—1 мин. и в) отсутствие каких-либо других горючих газов.
После очередной серии ходов планки температура в топке сразу
поднимается и постепенно падает к началу следующей, а количество
проходящего через слой воздуха сперва несколько уменьшается, но
вскоре начинает постепенно расти до начала следующей серии ходов
планки. При нормальных режимах работы изменение расхода воздуха
совершенно неощутимо и становится уловимым только при большом
интервале (15—20 мин.) между сериями' ходов планки. Избыток воз­
духа от конца одного движения планки до начала другого растет более
или менее плавно. Тепловыделение же, наоборот, к концу интервала
между движениям и планки большей частью снижается, претерпевая
иногда небольшие колебания.
В соответствии с видом кривых СО и Н2, потеря с химическим
недожогом также имеет максимум в начале интервала и снижается
до нуля обычно в течение 1—3 мин. Потеря с уходящими газами за
время интервала растет, но более плавно, чем избыток воздуха, так как
одновременно с ростом избытка воздуха температура уходящих газов
снижается. При коротком интервале и достаточно толстом слое это они
жение незначительно.
По диаграммам состава надслойного газа, снятым в
моменты работы топки (после движения планки/ в середине различные
интервала,
31

перед движением планки, во время него) можно представить себе харак­
тер периодических изменений слоевого процесса (см. рис . 4). В связи
с тем, что горение постепенно развивается, углубляясь в слой, кри­
вая СОг в начале решетки за время интервала несколько растет.
В средней части решетки кривая СО2 почти .не растет, потому что, при
любом развитии процесса, расположенная здесь восстановительная зона
«перерабатывает» значительную часть СОг в окись углерода. На конце
решетки за время «интервала кривая СО2 растет и максимум ее отодви­
гается от конца решетки вперед, что свидетельствует о выгорании шлака.
За время от одного движения планки до другого кривые СО и Н2 резко
снижаются и их максимумы отступают к .передней части решетки . Это
показывает, что выгорание распространяется в слой по двум направле­
ниям: вертикально, вглубь слоя, и горизонтально в направлении обратном
подаче свежего угля.
В начале решетки кривая О2 немного снижается, а ее восходящая
ветвь на конце решетки еще дальше отодвигается к шлаковой камере.
Изменение кривой О2 подтверждает описанный характер процесса.
Диаграммы, снятые во время движения планки, не показали
какой-либо характерной картины. Очевидно, влияние тех прорывов воз­
духа, которые могут происходить во время перемещения планки, ком­
пенсируется усиленным выделением летучих. Взаимное перемещение
кусков вблизи движущейся планки облегчает проход для воздуха, но
в то же время увеличивает активную омываемую поверхность этих
кусков-
Выбор схемы движения планки
Движение планки, вообще осуществляется по одной из двух схем
(рис. 1): простой или ступенчатой. Последняя может иметь варианты,
отличающиеся по числу и длине ходов и интервалу между ходами или
сериями ходов. В частности, к ступенчатым схемам мы относим и зигза­
гообразные, в которых некоторые хода планки происходят без захода
в бункер.
С целью выбора наивыгоднейшей схемы движения планки были
проведены опыты на лабораторной топке и на пароходе «Правда». На
лабораторной топке были проведены три балансовых опыта: по ступен­
чатой схеме с 14 ходами, плюс последний, выравнивающий, с интерва­
лом в 20 мин. между сериями ходов; б) то же по ступенчатой схеме, но
с 7 ходами в серии и восьмым, выравнивающим, и интервалом в 10 мин.
между сериями и в) по простой схеме с интервалом 3 мин.
При наладке топок на пароходе «Правда» было проведено семь
опытов с движением планки по: 1) простой схеме; 2) ступенчатой
с двумя ходами; 3) ступенчатой с четырьмя ходами и 4) зигзагообраз­
но!! с двумя ходами. Выбор вариантов ступенчатых схем опредечялся
тем, что система управления шурующими планками на пароходе
«Правда» была рассчитана на максимальное число ходов в серии —
четыре.
Сравнение результатов опытов, представленных в табл. 1, показы­
вает, что при переходе от простой схемы к ступенчатой и при увеличении
числа ступеней потери с химическим недожогом растут.
При простой схеме продольный профиль слоя имеет постепенный
спуск от топливного окна к впадине, расположенной перед горкой на
РпШеТКИ’ ПрИ стУпе”чатой же схеме высота слоя равна высоте
н^тк
пМпаЛгМ ЧИСЛе ходов в С/ерии полУчается волнистая поверх­
ность слоя, при большом—ровная (рис. 1).
Добавление в конце ступенчатой серии ходов одного длинного,
32

выравнивающего, сглаживает волнистость и профиль становится средним
между полученным по простой и чисто ступенчатой схемам. Измерения,
произведенные 'в трех лабораторных опытах над горящим слоем, под­
твердили описанную картину.
Если в средней по длине части высота слоя велика, как это обычно
получается при ступенчатой схеме, особенно без выравнивающего хода,
то восстановительная зона получает большое развитие и выделяет боль­
шое количество окиси углерода. Увеличивается также и зона подготовки
'.вежего топлива; при этом большая масса последнего медленно прогре­
бается и выделяет большое количество летучих.
; Действительно, диаграммы состава надслойных газов показывают,
что чем больше интервал между движениями планки, тем больше
Рис. 9 . Схематические диаграммы периодичности при разной
высоте слоя. I—малая высота слоя; //—средняя высота
слоя; /// — большая высота слоя.
водорода, метана, тяжелых углеводородов и окиси углерода выделяет
слой.
Построенные на основании результатов опытов, проведенных в лабо­
ратории и на пароходе «Правда», -графики изменения потерь с уходя­
щими газами </г и с химическим недожогом q3 в зависимости от «величины
интервала, показывают, что при переходе к простой схеме с коротким ин­
тервалом снижается потеря </3> но вследствие увеличения избытка воздуха
значительно растет потеря Поэтому, хотя по сумме потерь q2 и q3 наи­
выгоднейшей остается простая схема с коротким интервалом, но при ха­
рактерной для судовых котельных установок высокой температуре ухо­
дящих газов и при больших избытках воздуха разница в экономичности
работы по разным схемам оказывается не очень большой.
Опыты на модели показывают, что при небольшом числе ступенча­
тых ходов и отсутствии последнего, выравнивающего, хода слой состоит
из ряда горок, чередующихся со впадинами. При этом могут иметь
место большие потери с химическим недожогом при значительном
избытке воздуха, так как горки выделяют много горючих газов, а впа­
дины пропускают лишний кислород. Опыты на пароходе «Правда» под­
тверждают этот вывод.
Влияние величины интервала на процесс можно проанализировать
также по диаграммам периодичности, снятым в лаборатории при двпже-
3 ЦІІШІРФ, вып. XXIX .
зз

Результаты опытов при разных
Наименование
Обозна­
чение
Размер­
ность
Установка
Огнетрубный котел
лаборатории
ЦНИИРФ
Дата опыта..............................
Продолжительность опыта...............
Топливо:
Месторождение, марка и сорт...........
Зольность ................................
Влажность............... ................
Теплотворность ..................... k
.
Профиль планки.......... ...............
Число ходов в серии ...................
Интервал ................................
Частота выгреба шлака .................
Расход топлива .........................
Видимое тепловое напряжение площади
решетки..............................
Видимое тепловое напряжение топочного
объема .............................
I
Состав газа за котлом:
Углекислый газ.........................
I Кислород
......................... ..
j Окись углерода.........................
Водород ...............................
Избыток воздуха . .....................
Содержание горючих в шлаке..........
I Содержание горючего в уносе, оседающем
в котле ...........................
Учтенные потери:
I С уходящими газами
...................
I С химическим недожогом............
I Со шлаком
...........................
I С уносом, оседающим в котле..........
С охлаждением направляющих..........
Сумма учтенных потерь
j
Тепло, полезно использованное в котле
Неучтенные потери (во внешнюю среду, с
уносом в трубу) плюс невязка .....
Приняты:
Потеря во внешнюю среду
Потеря с уносом в трубу
Невязка ............
—
—
—
час
__
%
ІѴ₽
%
О’*
ккал
ЧР
кг
Л/а1
—
т
мин.
——
мин.
В
кг/час
1
г
С
•
о
X
тккал
R
м2час
тккал
ѵт м3час
СОо
%
О2
%
со
%
Н2
%
а
—
сш
°/о
СУХ
%
9г
%
9з
%
ч?
%
чѴ%
??"
%
27?
%
9і
%
9в+
%
+<+dg
9e
%
чѴ%
^9
%
13/11
1953
8,0
13/111
1953
8,0
и/ѵ
1953
8,33
14,3 1
Ворк
11,4
утский
12,3
7,8
7,55
6,4
6180
6220 6292
14+1
35/35°
7+1
1
20
10
3
60
60
60
225,6
235
190
750
786
642
806
850
695
13,4
12,4
12,3
4,3
6,35
6,2
1,86
0,97
0,6
0,47
0,23
0,07
1,22
1,42
1.4
19,7
18,2
27,9
75,5
56,0
43,5
13,2
15,6
16,5
9,5
5,4
3,2
4,6
3,3
6,1
2,1
1,5
1.0
3,8
3,8
3,6
33,2
29,6 30,4
52,5
61,2
60,8
14,3
9,2
8,8
42
42
42
3
3
3
+7,3
+ 2,2 +1.«
*н
высота планки в мм, а — передний угол.
Ненормально высока, так как вторая топка котла не работала.
34

Таблица 1
схемах движения планки
Пароход „Правда"
швартовые
ходовые испытания
1
испытания
1
1
7/IX 1953
11/ІХ 1953
17/Х 1953
8/ХІ 1953
9/ХІ 1953
9/ХІ 1953
2,0
5,0
3,62
3,72
1,0
4,5
ПЖ рядовой
16,9
16,9
19,6
20,6
20,6
19,6
4,8
4,8
6,2
5,1
5,1
6,2
6172
6172
5877
5812
5812
5877
35?40°
2
1
2
4
4
1
5
2,5—4
5—7
10
10
2,5—4
45
45
45
45
45
45
600
695
687
—
556
—
810
898
879
—
717
—
394
407
425
—
326
9,1
8,1
7,7
8,13
7,95
7,74
8,8
12,6
10,1
10,16
9,45
10,71
2,58
0,64
2,45
2,71
2,6
1,89
1,66
2,4
2,04
1,67
1,78
1,86
20,88
17,6
21,42
—
15,95
—
—
—
56,25
—
—
21,25
18,4
14,1
15,9
13,7
4,54
15,7
16,6
16,2
12,78
——
8,9
5,89
7,8
—
5,18
—
——
1,54
—-
—
0
0
—
0
0
0
—
■-
—
_—
—
—
——
•—
—
—
—
—
—-
—
—
—
—
—
—
—
24/ХІ 1953
6,83
16,2
5,4
6258
1
2,5—4
45—60
582
800
387
9.04
9,34
1,19
1.72
47,0
53.5
17.7
8,1
10,6
1.3
0
37,7
66,5
-4.2
1,5
1.5
— 7,2
3*
35

нии планки по простой (рис. 6) схеме (интервал 3,5 мин.) и ступенчатым
(рис. 7 — интервал 10 мин.) . Графики непрерывного изменения содержа­
ния СО2, полученные при испытаниях на пароходе «Правда» и в ряде
лабораторных опытов, дают дополнительный материал для сравнительной
оценки различных схем движения планки.
Прежде всего установим, какой вид диаграммы периодичности! соот­
ветствует нормальному, наиболее эффективному ходу процесса.
На рис. 9 приведены схемы хода -кривых' -q —? « и СО, построенные
по данным всех снятых диаграмм, с примерным соблюдением количе­
ственных соотношений, при большом интервале (10—15 мин.) и различ­
ной высоте слоя. Величины, относящиеся к малой высоте слоя, отмечены
индексом I, средней—II и большой— III . При тонком слое для обеспе­
чения необходимого среднего тепловыделения приходится начинать про­
цесс на большей форсировке, чем при среднем, допуская к концу интер­
вала более значительное снижение тепловыделения. При этом могут воз­
никнуть затруднения, связанные: в начале интервала с ограниченностью
мощности тягодутьевых средств, а в конце интервала — с недостатком
тепла в слое для воспламенения следующей порции свежего топлива.
Большие избытки воздуха к концу интервала увеличивают потери с ухо­
дящими газами. Кроме того, большие колебания тепловыделения небла­
гоприятно сказываются на прочности соединений огнетрубного котла и
вызывают нежелательное колебание давления пара в водотрубном котле.
При большой высоте слоя перечисленные недостатки будут отсут­
ствовать, но возникнет большая потеря с химическим недожогом.
Оптимальная средняя высота слоя соответствует содержанию СО
в топочных газах в -начале интервала около 1,5—2,0%. При этом сред­
няя потеря с химическим недожогом не превысит 2—4%; от начала до
конца интервала тепловыделение уменьшится на 20—30% и средние из­
бытки воздуха не превысят допустимых пределов. Для поддержания
оптимальной высоты слоя при данных: схеме движения и профиле
планки, высоте топливного окна, заходе и высоте слоя в бункере необхо­
димы правильная настройка и корректировка автомата управления или,
при ручном управлении, — своевременный пуск планки. Для этого необ­
ходимо достаточно часто наблюдать за происходящим в топке» процессом
и правильно определять, главным образом по цвету пламени, момент
для очередного движения планки.
Если, не изменяя среднее тепловыделение, уменьшить интервал до
3 4 мин., то толучится картина, изображенная на рис. 10, где индекс
«д» относится к длинному интервалу, а «к»—к короткому. При корот­
ком интервале колебания тепловыделения сильно сглаживаются и
средний избыток воздуха уменьшается, но особенно- снижается потеря
с химическим недожогом, поскольку содержание СО резко умень­
шается.
Таким образом, данные балансовых опытов определенно указывают
на некоторые преимущества простой схемы движения планки с коротким
интервалом. Объяснение этого вывода может быть получено- на основа­
нии анализа надслойных газов, результатов опытов с холодным слоем и
осо енно по диаграммам периодичности. Чем короче интервал, тем равно-
И экон5>мичнее процесс. Но при коротких интервалах шурующая
системы Hr?С° енн<\ 'прилагающие к ней концы складных штанг (топка
системы Васильева) не успевают остыть и перегреваются.
планка и особенно прилегающие к ней
1 Отношение тепловыделения
интервала (сразу после движения в данный
планки). момент к тепловыделению в начале
36

На рис. 11
-показан
график, составленный по данным наших опытов
изменения максимальной температуры штанг в зависимости от вели­
чины интервала. Допуская інаиболЫшую температуру штанг 250°, следует
принять наименьший интервал около 2,5 мин.
с Опийным интервалом
Рис. 10. Схематические диаграммы периодичности при разном
интервале между движениями планки.
Из ступенчатых схем наименее удачной следует признать состоящую
из небольшого числа ходов без последнего, выравнивающего, поскольку
она создает резко волнистый слой.
Недостатком простой схемы с коротким интервалом является ее не­
удобство при ручном управлении топками: вследствие частоты пусков ко­
чегар не может отойти от пульта больше, чем на 2 мин. Но зато авто­
матическое управление для нее по­
лучается простым и надежным.
Что касается влияния схемы
движения планки на потери со шла­
ком, то многочисленные проведен­
ные нами испытания не выявили
вполне определенной зависимости
■между этими факторами. Во всяком
случае, при простой схеме, когда
планка совершает длинные хода,
потеря со шлаком увеличится
только в том случае, если ее перед­
ний угол будет больше 45° и она
будет толкать перед собой порцию
свежего угля на конец решетки.
При обычно применяющихся в су­
довых топках углах 35—45°, слой
переваливается через планку, и от
складных штанг (сразу после движения
планки) в зависимости от схемы движе­
ния планки.
увеличеніия числа длинных ходов
-в
единицу времени потеря со шлаком увеличиться не должна. Наоборот,
происходящая при это-м на задней части решетки учащенная шуровка
должна способствовать выжигу шлака.
Сделанные выводы о преимуществах простой схемы для судовых
37

топок, работающих на углях типа ПЖ, пока еще нельзя распространить
на все топлива и конструкции топок с шурующей планкой.
По данным М. А . Брусина и М. Н. Мудыоги'на, для сжигания бурых
углей в топках ПШР более эффективными оказываются ступенчатые
схемы.
Некоторые данные по химическому недожогу
и потерям со шлаком
Вопрос химического недожога приобретает, особую остроту для судо­
вых топок, прпі их малых объемах и своеобразной конфигурации послед­
них. В ряде проведенных нами опытов (особенно на пароходе «Правда»
и на стенде завода «Теплоход»), получены большие потери с химиче­
ским недожогом.
Химический недожог в первую очередь зависит от характера газо­
образования в слое. Работами Г. Ф. Кнорре, X. И. Колодцева и
М. К. Гродзовского в значительной мере выяснена сущность процесса
горения углерода в слое. Основными факторами, определяющими состав
газа, выделяемого углеродным слоем, являются высота и размер кусков.
Если высота превышает 3—4 калибра куска, то в верхней части слоя
возникает восстановительная зона, выделяющая окись углерода, кото­
рая, при отсутствии вторичного дутья, может уйти из топки не сгорев.
Процесс возникновения химического недожога значительно услож­
няется при переходе от экспериментальных установок указанных авторов
к реальному топочному устройству, в частности рассматриваемого типа.
Благодаря‘поточному движению слоя в топке с шурующей планкой, вы­
воды по газообразованию в слое становятся приложимыми только к не­
которому участку слоя, границы которого не вполне определенны. Дру­
гие участки, несмотря на высоту слоя, во много раз превышающую
3—4 калибра, пропускают некоторое количество кислорода вследствие
или недостаточного развития горения (начало решетки) или выгорания
(конец решетки). Наличие в реальном топливе летучих также вносит
значительное изменение в процесс газообразования — высота кислород­
ной зоны сокращается и возникает химический недожог, связанный
с появлением Нг, СН4 и других горючих газов.
Однако общее положение о том, что при увеличении высоты слоя
увеличивается выход горючих газов в топочный объем, остается в силе
и для топки с шурующей планкой.
Для борьбы с химическим недожогом возможны два пути: работа на
тонком слое или введение острого вторичного дутья.
Первый способ в отношении топки с шурующей планкой может дать
только ограниченный эффект. При планке высотой 35 мм наименьшая
высота топливного окна, при которой не происходит застревание в нем
планки, 150 мм. При этом устойчивое поддержание слоя высотой ме­
нее lot) мм представляет известные затруднения. Вследствие выяснен­
ной выше нестабильности продольного профиля слоя, высота его колеб-
миУСЯ.В некотоР°м Диапазоне. Нижний предел ограничивается недопусти-
гпла пРогоРаниеі^ слоя за выбранный интервал; верхний предел высоты
nupuu
В °бласт” появления химического недожога. Только при
жать чагтлгл^ггг^п на^людении и регулировании процесса удается избе­
жать частого утолщения слоя.
г.о,ДлЯ Т°^КИ С шУРУюціей планкой особенно важно ѵстоойство
’"•“•"У"»
и у„р,Г„"р"“ ■
пламени — не всегпя’ плгта КЗК важнеиший визуальный фактор — цвет
е всегда достаточно характеризует процесс,
38
ряда
on ре­

Уменьшение высоты планки с целью снижения высоты слоя ограни­
чено, кроме указанной выше опасности, что слой будет иногда прогорать,
еще и прочностью планки. Попадающий под планку уголь изгибает ее
кверху. Для водотрубных котлов, подобным КВ-5, при ширине решетки
около 2500 мм приходится применять планку высотой не менее 35 мм.
По нашим опытам, в водотрубных котлах типа КВ-5 с низкой верти­
кальной топкой потери с химическим недожогом получились больше, чем
в огнетрубных котлах при тех же тепловых напряжениях топочного
объема. Это объясняется характе­
ром направления потока газов. В
топке огнетрубного котла газы сте­
лются над слоем -и івыходящие из
передней зоны не ополие сгоревшие
л-етучие проходят затем в смеси с
некоторым количеством кислорода,
проникающего через самый началь­
ный участок слоя, над зоной наибо­
лее высоких температур, и далее,
вместе с выделяющейся из восстано­
вительной зоны окисью углерода,
над зоной выжига шлака, которая
всегда пропускает большее или
меньшее количество кислорода. Та­
ким образом, в топочном простран­
стве огнетрубного котла существует
некоторая поточность газового по­
тока, выгодная в сочетании с поточ­
ностью слоевого процесса.
В топке водотрубного котла
КВ-5 газы, выходя из слоя, подни­
маются вверх и выделяющиеся на
разных участках по длине решетки
потоки горючих газов и кислорода
не успевают в достаточной степени
перемешаться и прореагировать.
В топках стенда завода «Тепло­
Рис. 12. Схема вихревого вторичного
дутья.
ход» и парохода «Правда» длина
решетки была равна длине котла и газы поднимались прямо вверх, не
перемешиваясь в достаточной степени. Это обстоятельство несомненно
является одной из причин получения в опытах на стенде завода «Тепло­
ход и «Правда» худших результатов, чем в лаборатории ЦНИИРФа.
Учитывая все вышесказанное, для топок с шурующей планкой водо­
трубных котлов типа КВ-5 необходимо для снижения потерь с химиче­
ским недожогом итти по второму пути — применять вторичное дутье.
По форме камеры (квадратная в плане) в данном случае наиболее
эффективным будет применение дутья, создающего вихрь с вертикаль­
ной осью. Подобное дутье (рис. 12) разработано по нашей рекоменда­
ции для топки БОР-450 и подлежит проверке на стенде завода «Тепло­
ход».
Вопрос о создании эффективного вторичного дутья для топок огне­
трубных котлов решается значительно сложнее. Простой ввод воздуха
с переднего фронта с малым напором, по данным испытаний лаборатор­
ной топки, неэффективен. Как было выяснено выше, в огнетрубных
■котлах вопрос о потерях с химическим недожогом стоит менее остро, и
потому возможно, что, применяя планку высотой 25—30 мм и топливное
39

окно высотой 100—125 мм, удастся добиться полного сгорания газов без
вторичного воздуха.
В топке с шурующей планкой потеря со шлаком при данном топ­
ливе зависит, главным образом, от переднего угла планки, числа ее
ходов на единицу веса сжигаемого топлива, интенсивности подачи воз­
духа под заднюю часть решетки и температуры в топке.
Рассмотрим роль перечисленных выше элементов.
В табл. 2 приведены результаты опытов, проведенных на лабора­
торной топке (при установке ее в водотрубном котле) с планками, имев­
шими разные передние углы. Первые опыты, проведенные с планкой,
имевшей передний угол 57°, дали высокие потери со шлаком (в сред­
нем 8,8%). После того как была поставлена планка, имеющая перед­
ний угол 35°, потери со шлаком снизилсь до вполне удовлетворительных
(в среднем 3,0%). Некоторые опыты проводились с планкой, имевшей
передний угол 45°. Существенных различий в отношении потерь со шла­
ком между углами 35° и 45° не замечалось. Приведенные в табл . 2
результаты испытаний планок с различными передними углами дают
только примерную оценку влияния переднего угла на выжиг шлака,
так как они проводились при не вполне одинаковых тепловых напряже­
ниях площади решетки и характеристиках топлива, но в общем эти
результаты четко показывают отрицательную роль крутого переднего
угла, тем самым подтверждая установленное М- Н . Мудьюгиным поло­
жение о наличии «стабильного участка» перед планкой, передний угол
которой больше 45—50°.
Таблица 2
Выжиг шлака в зависимости от величины переднего угла планки
Наименование
Дата опыта
Обозна­
чения
Размер­
ность
»—ч
-f CD
»—< »—*
2
6
/
V
I
I
1
9
5
1
1
/
Ѵ
І
І
І
с
о
1
9
5
1
2
_
_
_
_
_
_
_
_
S
1
3
/
І
І
І
§
1
9
5
2
*
4
/
1
V
1
9
5
2
2
4
/
I
V
[
1
9
5
2
Передний угол планки
Месторождение, марка и
сорт угля
Зольность
Видимое тепловое напря­
жение площади решет­
ки
Содержание горючих в
шлаке
Потеря тепла со шлаком
7?
сш
%
тккал
м2/час
%
%
14,0
722
30,0
5,8
57°
Ворку
14,3
865
39,4
1 10,1
гский
14,4
835
42,6
10,5
ТЖ ря
10,9
1090
7,1
1,2
35°
довой
11,4
1023
20,5
4,1
14,8 :
943
23,5
3,8
Что касается числа ходов планки на единицу веса сжигаемого
топлива (зависящего от величины подачи за один ход), то чем оно
будет больше, т. е . чем меньше интервал, тем лучше будет выжжен
шлак. О выборе минимальной величины интервала сказано выше .
Интенсивность подачи воздуха в зону выжига шлака, при отсут­
ствии зонирования дутья, определяется высотой слоя на задней части
решетки. Шурующая планка образует на задней части решетки горку
выгорающею топлива, которая тем выше, чем больше «недоход»—
иДопІОЯНИе’ На котоРое планка не доходит до конца решетки. Пои уста -
гппииН,,°^ 0ПЬІтаміи по движению холодного слоя нормальном профиле
с nenMna^nf ЗО1|У„ выжига шлака проходит небольшое, сравнительно
цепной решеткой без шлакового подпора, количество лишнего воздуха,

полезное (при отсутствии вторичного дутья) для выжига газообразных
горючих.
„
При работе с малым недоходом плашка, с одной стороны, оудет
сбрасывать выгорающее топливо с большего участка решетки, что ухуд­
шит выжиг шлака, а с другой стороны, вследствие утонения слоя на
задней части решетки, усилится подача -воздуха, и это может привести
к улучшению выжига.
Температура в задней части топки, так же как и величина недохода,
оказывает двойственное влияние на характер выжига шлака.
Работа зоны выжига шлака проходит в переходной (между диффу­
зионной и кинетической) области, так что скорость выгорания нахо­
дится в прямой зависимости от температуры. Но в то же время повы­
шение температуры вызывает размягчение шлака, оплавление зольной
оболочки в плохо проницаемую для воздуха корку и сплавление отдель­
ных кусков в крупные плиты. Эти явления, роль которых возрастает
при понижении температуры плавления золы, способствуют консервации
углерода в шлаке. К тому же температура в области выжига шлака
связана с высотой слоя и подачей воздуха сложной зависимостью. При
толстом слое и малой подаче воздуха увеличение последней вызовет
рост температуры. При тонком слое и большой подаче воздуха усиле­
ние дутья вызовет, наоборот, понижение температуры.
Все высказанные соображения указывают на чрезвычайную слож­
ность явлений выжига шлака в данном топочном устройстве и дают
только общие представления о работе зоны выжига шлака.
Визуальная наладка по виду шлака и высоте шлаковой горки при
некотором’ навыке дает удовлетворительные результаты- В топках боль­
ших водотрубных котлов с открытой шлаковой камерой иногда реко­
мендуется не доводить планку до конца решетки на значительное рас­
стояние и периодически (через 2—4 часа) сбрасывать накопляющуюся
кучу шлака в шлаковую камеру. Такой режим может несколько улуч­
шить выжиг шлака, но он неприменим для огнетрубных котлов, так как
скопление шлака перекрывает сечение для прохода газов, ухудшая тягу,
и для водотрубных с короткими решетками без шлаковой камеры (КВ-5).
В испытанных нами судовых топках на потерю со шлаком оказы­
вает еще влияние и работа шлакоудалительного устройства.
На пароходе «Правда» шлак прямо с решетки выгребался вручную,
на стенде завода «Теплоход» было полумеханизированное удаление
шлака с помощью опрокидных колосников на заднем ряду и специаль­
ного механизма для выгреба из-под них, а в топке лаборатории
ЦНИИРФа — открытая шлаковая камера с односкребковым механиз­
мом выгреба шлака на фронт котла.
При выгребе шлака прямо с задней части решетки, качество его
выжита зависит, главным образом, от квалификации кочегара; опытный
кочегар выгребает почаще, но только отдельные, наиболее выгоревшие
корки. Неопытный выбросит из топки ©месте со ішлаком торящий уголь.
При опрокидных колосниках умение кочегара играет хотя и второстепен­
ную, но все же важную роль; частота и характер опрокидывания колос­
ников оказывают заметное влияние на выжиг шлака.
В обоих случаях, при отсутствии хотя бы небольшого понижения
дожигательного участка решетки, удалять шлак приходится часто и
труднее обеспечить его хороший выжиг.
В судовых котлах, особенно огнетрубных, открытая шлаковая
камера может иметь только очень малую глубину (в испытанной
топке наибольшая глубина в диаметральной плоскости была 375 мм).
41
I Гнцавіявшад I
I КПГ
I

Поэтому удаление шлака из нее должно производиться через каждые
0,Ѵ5—1,5 часа или даже непрерывно.
Выводы
1. В топке с шурующей планкой, как и на цепной решетке, опреде­
ляющим является верхнее зажигание, но, в отличие от цепной решетки,
в топке с шурующей планкой фронт воспламенения углубляется в слой
сразу за топливным шибером, благодаря чему зажигание становится
более устойчивым.
2. Топка с шурующей планкой характеризуется некоторой ограничен­
ной нестабильностью высоты и продольного профиля слоя, вследствие
чего необходимо периодически корректировать режим ее работы.
3. Судовым топкам с шурующей планкой особенно имеющим низ­
кое прямоугольное топочное пространство, как в котле КВ-5, свой­
ственны значительные потери с химическим недожогом. Для борьбы
с ним необходимо применять эффективное вторичное дутье.
4. С целью выявления наивыгоднейших для судовых топок характе­
ристик вторичного дутья, необходимо провести специальные испытания
дутья по предложенной здесь вихревой схеме и другим схемам.
5. В отношении возможности применения простой и надежной авто­
матики, а также в отношении снижения потерь с химическим недожо­
гом, наивыгоднейшей для судовых топок схемой движения планки
является простая.
6. Чем короче интервал между движениями планки, тем выше
эффективность огневого процесса. Для судовых топок наименьшая
величина интервала, ограничиваемая в топках Васильева нагревом
штанг, составляет около 2,5 мин.
7. Наивыгоднейший процесс в топке с шурующей планкой без вто­
ричного дутья характеризуется следующим видом кривой СОг (рис. 6):
после движения планки небольшой крутой подъем до величины 12—15%
и затем плавный спуск до 8—10% к началу следующего движения. При
этом в начале интервала появляется умеренный химический недожог и
процесс проходит с небольшими избытками воздуха, а тепловыделение
за интервал изменяется в небольших пределах.
Знание вида наивыгоднейшей кривой СОг облегчает наладку топки
по показаниям газоанализатора.
8. При проведении испытаний топок с шурующей планкой, особенно
при работе с большим интервалом между сериями ходов, необходимо
(более важно, чем при других типах топок) для определения состава
дымовых тазов отбирать среднюю пробу (в аспираторы) и достаточно
часто (каждые 1—3 мин.) измерять температуру уходящих газов.
В противном случае інеучет периодических колебаний характеристик
процесса может привести к существенным неточностям в определении
средних за опыт величин.

Канд. техн, наук Н. А. РОЖДЕСТBEНСКИЙ
РЕЗУЛЬТАТЫ СТЕНДОВЫХ ИСПЫТАНИЙ
ОПЫТНОГО СУДОВОГО КОТЛА
ПОВЫШЕННОГО ДАВЛЕНИЯ КВ-5 -М
Краткая характеристика котла КВ-5-М
Котел повышенного давления КВ-5-М является модификацией
котла КВ-5, от которого он отличается более высокой прочностью ба­
рабанов, позволяющей увеличить рабочее давление пара до
Р = 28,0 ати, размерами поверхности нагрева и конструкцией паропере­
гревателя. Опытный экземпляр этого котла, построенный в 1951 г. за­
водом «Ленинская Кузница» и в 1952 г. установленный на стенде за­
вода «Теплоход», имеет следующие характеристики:
Нормальная паропроизводительность ......................
в том числе слабоперегретого пара после пароохладителя
Рабочее давление пара ...................... .......
Температура перегретого пара ...............
Температура питательной воды перед котлом .............
Поверхность нагрева испарительных частей котла .........
Поверхность нагрева пароперегревателя ....................
Площадь колосниковой решетки............................
Активный объем топки .....................................
Напряжение парового пространства барабана (Ѵп пр = 1»0 м8)
Напряжение зеркала испарения ...»
....................
Диаметр испарительных труб ..............................
Диаметр труб пароперегревателя . .................. . .
Габаритные размеры котла:
Вес котла в рабочем состоянии .......................... ..
Вес воды в котле...........................................
Диаметр верхнего барабана .................................
Диаметр нижних барабанов ................................
0о61и. = 4000 кг/час
600 .
Рк=28 ати
/я.п = 370±20»
'„.в = 90»
нк=160 м*
Нп.п=2-23=46.И=
Я=5,25 л»
Ѵт=8,3 м’
У^7 = 280 м8/м8 час
F и=2,54м8
D
—-г =110 м*/м
*
час
э.и
*
38/32 мм
32/26 .
£=3,2 м
В=4,4 .
Н=4,3 .
6=28000 кг
6в=3700 „
6=ЮОО мм
ож
<*н.б
=
500 .
Водяной экономайзер и воздухоподогреватель отсутствуют. Котел
рассчитан на работу при естественной тяге. Воздух в зольник подается
с помощью выносного диффузора с 8 соплами d = 3 мм.
Котел оборудован автоматическим регулятором уровня поплавко­
вого типа. В барабане установлено парозаборное устройство, состоящее
43

из двух перфорированных труб rf — 194/184 мм и d= 133/125 мм, нахо­
дящихся одна в другой.
Состояние котла перед началом доводки и причины неполадок
В начальной стадии работы котла КВ-5 -М . происходили неодно­
кратные аварии. Во время одной ив них, при работе на повышенном
давлении (28 ати) и подрыве предохранительного клапана, в трех
крышках коллекторов пароперегревателя были пробиты прокладки, что
сопровождалось выбросом большого количества влажного пара. Такие
же аварии повторялись и при дальнейших испытаниях, главным обра­
зом при подрыве предохранительных клапанов.
Для устранения заброса воды в пароперегреватель была укорочена
парозаборная труба; установлены четыре дренажные трубки, концы ко­
торых были опущены ниже уровня воды в барабане иі подведены к опу­
скным трубам котла; заменены шпильки и прокладки в коллекторах
пароперегревателя.
Несмотря на выполнение перечисленных и некоторых других меро­
приятий, при проведении В. А. Горбуновым (ГИИВТ) испытаний котла
было установлено, что при подрыве предохранительного клапана про­
должалось пробивание прокладок в крышках пароперегревателя и на­
блюдалось частое парение их. Поэтому опыты протекали в трудных
условиях. ГИИВТом производились, главным образом, балансовые ис­
пытания. Испытания котла на нестационарных режимах, при которых
возникали аварии котла, не производились, в связи с чем в результате
испытаний ГИИВТа определить причины заброса воды в пароперегре­
ватель и разработать мероприятия по их устранению не удалось. Вслед­
ствие этого оказалось необходимым произвести доводку котла и испы­
тать его на стенде завода «Теплоход» при нестационарных режимах.
Работа эта была выполнена бригадой ЦНИИСТЭФа под руководством
автора в содружестве с работниками завода «Теплоход». Описание этих
испытаний, их результатов и рекомендаций по улучшению конструкции
котла является содержанием настоящей статьи.
Качество вырабатываемого котлом пара зависит от конструктивных
данных котла (размеров пароводяного барабана, типа внутрибарабан-
ного устройства, способа выхода пароводяной смеси в барабан и др.) и
режимных показателей (качество котловой воды, возможные скорости
падения давления (-^-) а т/мин).
Исследуемый водотрубный трехбарабанный котел характеризуется
низкими напряжениями парового объема и зеркала испарения. При нор­
мальной нагрузке котла D = 4000 кг/час, Р = 28,0 ати и нормальном
уровне воды эти напряжения соответственно равны = 280 м3/м3 час,
== НО м3/м3 час. т. е в несколько раз ниже критического на­
пряжения, при котором начинается интенсивный унос солей с паром.
Замеренная нами) перед наладкой величина подъема главных предо­
хранительных клапанов оказалась равной Ллев = 8,0 мм, Лпр = 14 мм1.
С целью определения расхода пара через предохранительный клапан
в зависимости от его подъема при подрыве произведен расчет, показав­
ший что при h = 8,0 мм расход пара был недопустимо велик, вслед­
ствие чего давление быстро падало, вода в котле вскипала и качество
пара ухудшалось. Поэтому подъем клапана был уменьшен до 3,0 мм.
1 На котле установлены предохранительные клапаны системы «Кокбурн»
44

Существенным недостатком пароперегревателя котла КВ-о-М яв­
ляется неудачная конструкция уплотнений крышек коллекторов и в осо­
бенности нижнего, с перегородкой, разделяющей области насыщенного
и перегретого пара, разность температур которых достигает Іои .
Про такой конструкции уплотнения крышки работали в сложных
весьма трудно было обеспечить достаточно равномерное оо-
условиях и
жатие медного прутка
перегородке.
и на разделительной
по периметру коллектора
По ШГ
С целью устранения отмеченных недостатков ЦНИИСТЭФом была
разработана 'иная конструкция
'пароперегревателя (рис. 1), имеющая
отдельные входной и выходной коллекторы. Благодаря установке до­
полнительного змеевика (восходящая ветвь) и удалению верхнего кол­
лектора уменьшено сопротивление пароперегревателя. Вместо медной
уплотнительной прокладки применена ферронитовая и уплотнение вы­
полнено по типу «впадина — выступ».
Результаты анализов котловой воды, полученные ГИИВТом, пока­
зывают, что во время испытаний щелочность котловой воды была недо­
пустимо высока — 18—52 мг экв/л, вследствие чего в барабане котла
происходило интенсивное пенообразованиіе и увеличение расхода пара
или подрыв предохранительного клапана вызвали заброс котловой воды
и пены в пароперегреватель, иногда сопровождавшийся пробиванием
прокладок в коллекторах.
Для оценки надежности циркуляции воды, определения количества
пара в трубной части котла и величины подогрева воды в верхнем
45

барабане, были выполнены расчеты циркуляции, относящиеся к нагрузке
котла D = 4,4 т/час при Р = 28,0 кг/см2, результаты которых приве­
дены в табл. 1.
Таблица 1
Порядковые номера
рядов
П
о
л
е
з
н
ы
й
н
а
­
п
о
р
,
к
г
/
м
2
Ч
а
с
о
в
о
й
р
а
с
­
х
о
д
в
о
д
ы
,
к
г
/
ч
а
с
С
к
о
р
о
с
т
ь
ц
и
р
­
к
у
л
я
ц
и
w
0
м
/
с
е
к
|
Ч
а
с
о
в
о
й
р
а
с
-
;
х
о
д
п
а
р
а
,
1
к
г
/
ч
а
с
1
1
П
р
и
в
е
д
е
н
н
а
я
с
к
о
р
о
с
т
ь
п
а
р
а
w
"
м
/
с
е
к
'
К
р
а
т
н
о
с
т
ь
1
ц
и
р
к
у
л
я
ц
и
и
к
Первый........ ..
65
74 000
0,941
1255
0,926
58,8
Второй .............. " .
65
70 500
0,87
822
0,586
86,0
Третий ...............
65
109 000
0,665
1066
0,376
102
Четвертый.............
65
63 000
0,383
528
0,186
119
Пятый ...............
65
40 000
0,244
392
0,138
102
Шестой . ........... ..
65
27 000
0,164
324
0,114
83,5
Итого . .
383 500
4390
87,5
данных расчета график
)>
Произведенная на основании этих данных проверка показала, что
при повышении давления до 28 атм циркуляция воды в котле остается
достаточно надежной. Для определения скорости падения давления
с помощью данных расчета циркуляции найдено количество пара под
зеркалом испарения V".
Расчет скорости падения давления произведен по формуле ік. т . н.
Л. С. Шумской .
Построив на основании
можно находить скорости изменения давления в котле КВ-5-М. при лю­
бых встречающихся в эксплуатации изменениях форсировки топки или
расхода пара.
В результате анализа особенностей конструкции котла, режимов,
при которых происходило пробивание прокладок, а также в результате
ряда расчетов по различным внутрикотловым процессам, мы пришли
к выводу, что аварии котла возникают при нестационарных режимах
падения давления в котле и что причинами пробивания прокладок паро­
перегревателя являются: а) заброс пены и воды в пароперегреватель
при высокой щелочности котловой воды и при сильном увеличении рас­
хода пара или подрыва предохранительных клапанов и б) неудовлетво­
рительная конструкция уплотнений крышек пароперегревателя. Можно
предположить, что при соприкосновении с горячими стенками змеевико-в
пароперегревателя содержащаяся в паре вода быстро превращалась
в пар, сопротивление змеевиков сильно увеличивалось и создавалось
местное увеличение давления—своего рода удар . Получавшаяся внутри
пароперегревателя динамическая нагрузка достигала большой величины,
что подтверждается пробиванием прокладок в крышках, которые при
гидравлическом испытании выдерживали статическую нагрузку
Методика испытаний
этап^ТапЫ мпп^пл11 испытаний- Испытания были разделены на два
при эксплѵатапииЧНкг^пЯИСПЫТаНИЯ И испытания на встречающихся
нарных режимах.
3 сгационаРных и» главным образом, нестацио-
46

Основ,ной целью наладочных испытаний являлось доведение котла
до работоспособного состояния. Основной задачей второго этапа явля­
лось исследование работы котла на режимах быстрого сброса давления
и некоторых маневровых режимах. Эти испытания должны были.
а) определить условия и режимы, -при которых происходит заброс
воды в пароперегреватель;
6) выяснить возможность нормальной работы котла на различных
режимах, встречающихся при эксплуатации котла на судне, и устано­
вить данные, характеризующие работу котла в этих условиях.
Условия проведения испытаний. Во время наладки и испытаний для
питания котла применялась волжская вода, умягченная в катионитовых
фильтрах центральной котельной завода и подогретая в водоподогрева-
теле до 90 —100° С. Производимый котлом пар расходовался в атмо­
сферу, на машину МП-20 и на собственные нужды котла- При нестацио­
нарных режимах пар на собственные нужды забирался от котла через
пароохладитель, а при стационарных — из. главного трубопровода пере­
гретого пара за паромерной шайбой, благодаря чему с помощью паро­
мерной шайбы можно было замерять все количества пара, вырабатывае­
мого котлом. Испытания проводились при искусственном дутье под
колосниковую пешетку, создаваемом восьмисопловым дутьевым аппара­
том системы Днепровского пароходства, и естественной тяги. Во время
испытаний в топке котла сжигался антрацит.
Режимы испытаний. Режимы сброса давлен и я. На этих
режимах котел испытывался при различной начальной паропроизводи­
тельности и различном содержании солей в котловой воде.
Сброс давления создавался путем резкого увеличения расхода пара
при сохранении начальной форсировки топки. Величины скоростей па­
дения давления были предварительно проверены с точки зрения сохра­
нения надежной циркуляции воды в котле.
Основываясь на результатах исследования циркуляции воды при
нестационарных режимах1, в котле КВ-5 М по условию сохранения на­
дежности циркуляции можно допустить скорость сброса давления
< 3,6 ат/мин.
Режимы при подрыве предохранительных кла­
панов также исследовались при различном содержании солей в котло­
вой воде и при различном расходе перегретого пара; форсировка топки
была близка к нормальной.
Испытание при подрыве предохранительных клапанов имело целью,
кроме определения качества пара, вырабатываемого котлом, проверить
также достаточность установленной величины подъема предохранитель­
ного клапана. Продолжительность режима устанавливалась в зависимо­
сти от роста температуры перегретого пара.
Маневровые р е ж и м ы создавались путем уменьшения рас­
хода пара от D\ = (1,0—1,2) D'» до D2 = 0,2Z)u кг/час («стоп») и после­
дующего увеличения расхода пара до D3 = (1,0—1,2) DH кг/час («пол­
ный ход»). Одновременно с увеличением и уменьшением расхода пара
включалось или выключалось дутье под колосниковую решетку. Чередо­
вание режимов «стоп» и «полный ход» происходило через различные
прмежутки времени, от 3 до 10 мин. При маневровых режимах цель
испытаний заключалась в определении чувствительности котла к пере­
менной нагрузке (по изменению Рк'и /п.и).
1 См. работу автора
котле при нестационарных
издат, 1953.
«Исследованье циркуляции воды в
режимах» в Трудах ЦНИИСТЭФ, судовом секционном
вып. XXII, Водтранс-
47

у
*
я
г
*
е
*
н
а
я
^
и
т
о
т
е
л
л
я
а
я
б
о
д
а
,
u
j
4
а
*
а
г
л
а
в
н
о
й
л
о
т
е
л
о
н
о
и
Р
и
с
.
48

Содержащаяся в насыщенном паре влага, как известно, неравно­
мерно распределяется по сечению трубопровода. Основное ее количе­
ство движется в виде тонкой пленки но внутренней поверхности трубо­
провода. Изменение влажности пара, выходящего из барабана котла,
слабо влияет на влажность пара, движущегося по оси трубопровода,
главным образом увеличивая толщину пленки. С целью определить
близкое к истинному качество пара, движущегося по трубопроводу, и
для возможности замера его изменений, на магистрали насыщенного
пара установлено парозаборное устройство со смесителем *.
Вследствие наличия в этом устройстве двух конусов, пленка срыва­
лась со стенки трубопровода и происходило хорошее перемешивание,
благодаря чему достигалась однородность потока. Забор средней пробы
пара производился с помощью парозаборного зонда с отверстиями,
число и размер которых выбраны таким образом, чтобы скорость входа
в них была равна скорости потока пара в трубопроводе. Забор проб
пара во время режима производился непрерывно через каждую минуту.
Схема расположения приборов при испытании котла показана на рис. 2.
Доводка и испытания котла
Результаты доводки котла. К наладочным испытаниям было при-
ступлено после изготовления и монтажа пароперегревателя, предложен­
ного ЦНИИСТЭФом, и выполнения других переделок.
При проведении наладочных опытов были отрегулированы предо­
хранительные клапаны: правый — на давление 28,3 атм, а левый на бо­
лее низкое давление, 27,7 атм для того, чтобы можно было безопасно
обеспечивался пропуск
к проведению его испы-
проводить режимы подрыва предохранительных клапанов при почти
полной форсировке топки и прикрытом расходе в атмосферу.
Для удобства регулирования высоты подъема главных предохрани­
тельных клапанов в их крышках были установлены регулировочные
болты (рис. 3). Как было выявлено режимами подрыва предохранитель­
ных клапанов, при величине их подъема 2,5 мм, при полной форсировке
топки и малом расходе перегретого пара,
3—3,5тпара в час.
В результате наладочных испытаний котел был доведен до работо­
способного состояния, что позволило приступить
та и ий на различных режимах.
Испытания котла на неста­
ционарных режимах. Характерной
особенностью питательной воды
являлось большое содержание со­
лей, вызываемое малым возвра­
том конденсата из системы. Пи­
тательная вода состояла из 15—
20% конденсата и 85—80% умяг­
ченной в сульфоугольных филь­
трах водопроводной воды. Ре­
зультаты анализов питательной
воды приведены в табл. 2.
Малый процент возврата конденсата приводил к быстрому увеличе­
нию солесодержания и щелочности котловой воды, вследствие чего воз­
растала величина продувки, котла.
Таблица 2
Наименование составных Показатели
элементов
содержания
Жесткость, град.
0,09—0,12
Щелочность, град.
2,8—4,8
Хлориды, мг/л
9—11
Окисляемость, мг/л
7,2—9,4
Сухой остаток, мг/л
107—230
1 См. в этом сборнике рис. 8 статьи И. А. Тув «Исследование паросепавивѵю
щнх устройств для судовых котельных установок».
4 ЦН1ШРФ, Ш.ІП. XXIX.
49

Другой особенностью питательной воды была сравнительно высокая
ее окисляемость и высокое содержание свободного хлора. Котельная не
имела деаэрационной установки. Питательная вода, поступающая в рас­
ходную цистерну перед котлом, имела температуру / = 50—60°, при ко­
торой содержащиеся в ней кислород и свободный хлор полностью не вы­
делялись и потому могли вызвать-сильную коррозию питательных тру­
бопроводов и стальных трубок водоподогревателя. Ввиду того, что пе­
ред испытаниями ікотел долго не эксплуатировался, а во время испыта­
ний не постоянно находился под нагрузкой, в его барабан поступало
Рис. 3.
много продуктов коррозии всего питательного тракта, которые могли
привести- к увеличению вспенивания котельной воды .
Как на особенность, отличающую питательную воду котла на стенде
завода «Теплоход» от питательной воды в судовых условиях, следует
указать на то, что содержание масла в ней было весьма мало.
Число » виды режимов. Котел был испытан на 29 различ­
ных нестационарных режимах, в том числе на 24 режимах сброса да­
вления, четырех режимах подрыва предохранительных клапанов и од­
ном маневровом режиме.
Режимы сброса начинались при Рк = 26,5—27,5 ати и оканчивались
при Рк=17,0—24,0 ати. Их продолжительность составляла 246 мин.
Качество котловой воды во время испытаний изменялось в следую­
щих пределах: щелочность от 10 до 60 град., сухой остаток от 700 до
4100 мг/л, хлориды от 32 до ПО мг/л.
В течение 30—40 мин. перед началом режима поддерживалась по­
стоянная форсировка топки, соответствовавшая производительности
котла. Начальная нагрузка колебалась от 0,15 Dtl до 1,25 D„, т. е. от
600 до 5000 ікг/час. Скорость падения давления также колебалась в ши­
роких пределах от 0,48 до 3,25 ат/мин. Если с некоторым запасом
допустить, что в условиях эксплуатации котла на судне расход пара на
главные машины может быть быстро увеличен в 1,5 раза (т. е. общий
расход пара из котла может достигнуть 6000 кг/час), то при малой
начальной нагрузке (—0,2 DH) скорость падения давления «могла бы
50

достигнуть 2,5—3,0 ат/мин. Поэтому можно считать, что испытаниями
охвачены все возможные в эксплуатационных условиях скорости.
Некоторые результаты испытания котла в виде примера приведены
па рис. 4 --8а, изображающих изменение расхода пара из котла, давле­
ния в котле, температуры перегретого пара и качества пара.
Dкг/час \ Ркаги •
Условные обозначения':
■
Расход пара по шайде Dкг/час
Давление пара 6котле Ря
Температура перегретого пара tnn *С
Щелочность пара М грау
Хлориды 6 пар? СРмг/л
Рис. 4.
Режим Л® 1
Режим
2
/>! = /> кг/час.
Скорость падения давления . . .
= 1 атм/мнн.
Время открытия клапана ... то.к = 6 сек.
Качество котловой воды: ....
Сухой остаток...............
6’кв = 600 мг/л
Щелочность
....
М = 8,4 град.
Хлориды .......
С! =32,0 мг/л
Примечание. На графике указаны результаты
за весь режим.
£>1=0,5Лн кг/час.
Др
—. — =2,2 атм/мин.
dr
то.к = 7 сек-
4SL в =600 мг/л
і\•D
Л/ = 8,4 град.
С1 = 32,0 мг/л
анализов средней пробы пара
Как видно из рис. 4, при режимах сброса давления со скоростью
1т 2 ат/мин и малом содержании! солен 600 мг/л в котловой воде су­
щественного ухудшения качества пара не произошло.
С повышением содержания солей в котловой воде качество пара при
режимах сброса ухудшалось. Например, при SK,B = 1500 мг/л и
= 2,43 ат/мин (рис. 5), щелочность пара и содержание хлоридов
возросли соответственно до 4,2 град, и 20,0 мг/л, а при SU.B
—
2300 мг/л
и выше (рис. 6) даже при малых величинах
и при плавном увели-
4*
51

пенни расхода пара происходило сильное ухудшение качества пара и
заброс воды в пароперегреватель. Визуально было заметно помутнение
пробы пара, отбираемой из холодильника.
Во время опытов было установлено и оценено сильное влияние
скорости падения давления на качество пара, вырабатываемого котлом.
Например, при скорости
—
1,56 ат/мнн щелочность пара была
1,12 град, и содержащие хлоридов 7,1 мг/л, а при
=2,43 ат/мин
щелочность была 4,2 град, и содержание хлоридов 20 мг/л.
Рис. 5.
Скорость падения давления . .
Время открытия клапана . . .
Качество котловой воды; .
Режим No 3
Л1 = 0,2£>и кг/час.
dp
.
=
атм/мин.
•
то.к = 5 сек.
•
‘5к.в =15ОО мг/л
М=19 град.
С1=71 мг/л
Режим No 1
кг/час-
Др
j^- = l,68 атм/мин.
т„.к = 4 сек-
•sk.u=16OU '"7Л
М = 20,7 град.
С1 = 74,3 мг/л
Было обнаружено также существенное влияние на качество пара
сферу'^т ОТКРЫТИЯ вентиля из трубопроводе травления пара в атмо-
Для оценки влияния скорости увеличения расхода пара в атмо­
сферу были проведены испытания при различных скоростях открытия
вентиля. При плавном открытии вентиля качество пара при той же
средней величине
было значительно лучше, чем при быстром от­
крытии. Например, при тог = 15—20 сек. (рис. 7) сильного ухудшения
52

качества пара не произошли. Сопоставляя четыре режима 1, 2, 3, 5
(рис 8 и 8а), протекавших примерно в одинаковых условиях, заме­
чаем, что наивысшее содержание солей в паре было во время режима 3.
В период режима 7, когда клапан открывался постепенно в течение
30 сек., содержание солей «изменялось незначительно. При высоком со­
держании солей в котловой воде, даже и при медленном открытии
Режим No 1. 2>;=1,25£>ы кг/час.
— j — =0,915 атм/міін.
6*
=3100 мг/л
'
К.В
'
ток=6 сек.
М = 44,0 град.
С1 = 106,0 мг/л
вентиля *‘>п увеличивалось; например, три SK,B == 3900 мг/л оно увеличи­
лось до 65 мг/л.
Испытаниями было установлено также влияние на качество пара
первоначальной нагрузки и форсировки топки. При малых начальных
нагрузках, когда скорость смеси в подъемных трубах была невелика,
сильного гейзерования не происходило, зеркало испарения в барабане
работало равномернее и выброс котловой воды в паровое пространство
был не особенно интенсивен. При режиме падания давления парообразо­
вание самоиспарением возникало во всем объеме воды в котле иі зер­
кало испарения нагружалось равномерно. Этим явлением, повидимому
объясняется тот факт, что при малых начальных нагрузках качество
53

00
2
s
X
*
<v
Q
ci
о
И
Q
x
X
2
s
<s
еч
<0
ci
II
X
Vи
00
СЧ
II
X
6
H4
co
* «41
u •7?
2 £-2
§ ’Г-°-
“
д t-«
O' WU0
IIIIII
X «•'
*
'
«0
co
«*«5
CT3 —
S^2
8
•-
П<o
»-t СЧ СЧ
II IIII
S^U
co
55

пара несколько лучше, чем при полной начальной нагрузке котла. На­
пример, во время одного опыта, при
= 3,25 ат/мин и
5кв 2450 мг/л, качество пара почти не изменилось. В другом опыте
при режимах сброса давления качество пара оставалось удовлетвори­
тельным, хотя в котловой воде содержалось 2200 мг/л солей. Это пока­
зывает, что можно допускать увеличение S, до 2000—2200 мг/л.
Сравнивая между собой данные опытов, можно было заметить, что
в некоторых из них при повышенном содержании в воде продуктов кор­
розии, увеличивающих способность к вспениванию, унос солей с паром
начинался при более низком содержании солей в котловой воде; в дру­
гих же питательные тракты и сам котел очищались от продуктов кор­
розии, образовавшихся за период длительной стоянки его без паров,
благодаря чему вспениваемость котловой воды снизилась.
При испытании котла на режимах сброса давления температура
перегретого пара снижалась на 30—100° С (рис. 6—8а) как вследствие
поступления в пароперегреватель сильно увлажненного пара, так и
вследствие увеличения расхода пара через пароперегреватель при фор­
сировке топки, соответствующей первоначальному режиму.
Испытания при режимах подрыва предохранительных клапанов
также производились при различном содержании солей в котловой воде.
Подрыв предохранительных клапанов вызывался полным или частич­
ным закрытием вентиля травления пара в атмосферу при постоянной,
обычно полной, форсировке топки. Количество проходившего при этом
через предохранительные клапаны пара равнялось разности между на­
чальным расходом пара и расходом его через пароперегреватель после
прикрытия вентиля. На основании этих испытаний была вскрыта при­
чина отмеченных при проводившихся ГИИВТом испытаниях забросов
воды в пароперегреватель и пробивания прокладок в коллекторах. Дей­
ствительно, испытания ЦНИИСТЭФа выявили большую роль времени
увеличения расхода и скорости падения давления в начальные секунды
режима. Именно большой скоростью падения давления, возникающей
при открытии клапана, и объясняется заброс воды в пароперегрева­
тель. При подъеме клапана h = 10 мм расход пара через клапан соот­
ветствует его условному проходу (d = 40 мм) и равен 18,0 т/час. Та­
кой расход в первые секунды после открытия должен вызвать недопу­
стимо высокие скорости падения давления. В первый момент скорость
падения давления
= 0,18—0,2 а т/сек, т. е . в несколько раз
выше той скорости, при которой уже происходил значительный заброс
воды.
Испытания показали, чго уменьшение подъема клапана с 10,0 до
2,5 мм дало значительный эффект и сократило забросы воды в паро­
перегреватель.
Исследование пяти режимов подрыва предохранительных клапанов
при изменении сухого остатка в. от 1500 до 4100 мг/л, щелочности —
от 20 до 60,0 град, и расхода пара через пароперегреватель во время
подрыва от (0,2 до 0,8)Dlt кг/час (см. рис. 9) показало, что при
// — 2,5 мм качество пара ухудшилось несущественно: от 8„ == 3,0 до
Sn ~ 6,0 мг/л; расход пара через предохранительный клапан был
вполне достаточен для предотвращения повышения давления в котле
даже при полной форсировке тонки и малом расходе пара через паро­
перегреватель. Как видно из рис. 9, клапаны подрывали не непрерывно,
а периодически, т. е. при /л = 2,5—3,5 мм чепез клапаны может прохо­
дить еще больше пара, чем во время испытаний.
57

Графики изменения котельного давления и температуры перегре­
того пара во время маневровых режимов изображены на рис. 10, из ко­
торого видно, что вследствие значительной тепловой инерции топки
тепловыделение ее при маневрах не может изменяться с такой же ско­
ростью, с какой изменяется расход пара. В течение определенных пе­
риодов времени тепловыделение топки» не соответствует расходу пара из
котла. Поэтому при маневровых режимах наблюдаются колебания
/п.п и Рк . Во время одного опыта при быстром увеличении нагрузки да-
Чмодные обозначения
Расход пара Dae/час
------------- Теняература п^рееротого парс
'С
——
■ » йодлѵ^е паре д натле Рл
—---------- Общее солесодержапал пара нг/д
Рис. 9.
Режим No 4 Режим No
Качество котловой воды перед режимом:
Общее солесодержание...............5'кв = 2030 мг/л 5,кв=4100 мг/л
Общая щелочность ......... М = 29,0 град. М = 59,0 град.
Хлориды........................... С1 = 49,0 мг/л С1= 107,0 мг/л
3
вление понизилось на 1,7 ати, а при сокращении расхода пара и вы­
ключении дутья оно возросло в течение 7 мин. на 4,0 ати>. Следова­
тельно,^ если бы перед таким режимом давление пара в котле было
27—27,5 кг/см2, то уменьшение расхода до 0,1 DH вызвало бы подрыв
предохранительного клапана. Во время маневровых режимов темпера­
тура перегретого пара колебалась на 25° в ту и другую сторону.
Явление вспенивания и увлажнения пара при сбросе давления ис­
следовано недостаточно.
В процессе испытании получены некоторые новые, дополняющие
уже известные, данные о характере изменения Sn мг/л в период режима
сброса давления. В этот период качество пара в общем случае может
ухудшиться как вследствие увеличения нагрузки парового объема бара­
бана, связанного с увеличением расхода пара из котла, так и вследствие
более интенсивного пенообразования, вызванного изменением механизма
парообразования. Анализируя явление заброса в судовом котле КВ-5 -М,
58

■-----
’ik'fbxad Гмко)/
/
2
'
w
/
6
'
t
s
г
о
7
1
1
l
\
—
i
—
■“■ '
—
i
1
1
--- ----- 1 -
39 ufig OAfjhwifugмдох пп/шоу"
m
n
h
b
c
k
u
H
D
-
Q
i
/
o
z
f
i
п
-
*
°
y
d
§
I
_
(*Vw SSSSI Z=Z^
39UlfiQ QMMCNWtgjJOUJJ
TMГі
-C5
§.
39lung онэым/хкд
co
swgfip two Дох Miwoii"
Diun^sd OtfDADU

необходимо отметить, что нормальная нагрузка его парового объема
весьма невелика; она в несколько раз ниже критическом, при которой
начинается интенсивный унос котловой воды о паром. Следовательно,
увеличение отбора пара из «котла в 1,5—1,6 раза по сравнению с нор­
мальным не должно было повысить унос капелек котловой воды. По­
этому ухудшение качества пара котла КВ-5 -М могло произойти, глав­
ным образом, вследствие влияния второго фактора —более интенсив­
ного пенообразования.
До сих пор считалось, что во время всего периода сброса дав пения
качество пара ухудшается. Испытания, во время которых отбор проб
пара производился через 30—60 сек.,
позволили несколько уточнить
представление о явлении увлажнения пара при сбросе давления и по­
лучить данные о динамике его изменения во время режима.
Почти во всех опытах, происходивших на режимах сброса давле­
ния, наблюдалась одна и та же картина изменения качества пара (см.
рис. 4—8). В период режима качество пара колебалось в широких пре­
делах. Максимальное увеличение содержания соли и влажности проис­
ходило, как правило, в первый момент после увеличения расхода пара.
Затем, к концу режима, влажность пара и SfI в пробах постепенно по­
нижались, в некоторых случаях до 3—4 мг/л, т. е . до величины, соответ­
ствующей стационарному режиму. Такое снижение происходило не­
смотря на то, что давление в котле продолжало падать со значительной
скоростью, 1—1,6 а т/м юн, превышавшей ту среднюю скорость, при ко­
торой в период режима сброса и при той же величине наблюдалось
сильное ухудшение качества пара. Визуально было заметно сильное от­
личие по мутности проб пара, забранных в течение режима, причем
к концу режима мутность пробы понижалась, и последняя проба была
совершенно прозрачной. Резкое ухудшение качества пара в первый мо­
мент после увеличения расхода можно объяснить более высокой скоро­
стью падения давления в начальный период режима. Как видно из
большинства графиков, наиболее сильно давление снижалось в первую
минуту после увеличения расхода. Чем быстрее открывался вентиль
в атмосферу, тем быстрее падало давление в первый момент.
Полученные новые данные о характере явления заброса воды дают
возможность точнее оценивать и рассчитывать степень заноса солями
трубок пароперегревателя и наметить мероприятия по предупреждению
или уменьшению заброса воды.
Установленная испытаниями большая роль скорости изменения
расхода пара при данном содержании солей в котловой воде указывает,
каким образом, регулируя режим работы поршневой установки, можно
сократить, а иногда даже предупредить появление бросков воды.
способность котловой воды к вспениванию зависит от ее состава и
давления пара. При одинаковой концентрации солей в котловой воде
вспенивание ее в котлах повышенного давления будет более интенсив­
ным, чем в котлах низкого давления, и начнется при меньших значе­
ниях к.в. Но и в том и в другом случае по достижении критического
для данного содержания солей будет происходить вспенивание.
Проводившимися в 1953 г. в ЦНІЛИСТЭФе 1 испытаниями котла низ­
кого давления типа КВ-3 было установлено, что при режимах сброса
давления качество пара резко ухудшается. В момент заброса концентра -
ЦИЯ солей достигала 2000 мг/л (при -^.= іо ат/мип). Как известно,
существующие типы внутрибарабанмых устройств и сепара горов не
‘ Пид руководством к. Т. н. И. А. Тув.
60

обеспечивают механического разрушения пены и в весьма малой сте­
пени снижают влажность пара в момеігт сброса давления. В результате
упомянутых испытаний обнаружено, что при нестационарных режимах и
внекотловые линейные сепараторы плохо отделяют влагу. Основное ко­
личество влаги, содержащейся в паре, проходило через сепараторы и
попадало в пароперегреватель.
Таким образом, можно констатировать, что при режимах сброса
давления известные в настоящее время внутрибарабанные устройства
и сепараторы не могут| существенно улучшить качество пара, и, следова­
тельно, основное внимание должно быть обращено на правильный ре­
жим эксплуатации котла.
Основываясь на данных, полученных во время испытаний котла
КВ-5 -М, представляется возможным с целью понижения заброса воды
рекомендовать для котлов данного типа:
а) не допускать повышения содержания солей и щелочей в котель­
ной воде выше 2000 мг/л;
б) установигь высоту подъема предохранительного клапана
Л 2,5—3,0 мм;
в) обеспечивать по возможности более плавное увеличение расхода
пара на главные машины.
Промежуток времени, в течение которого паровые машины судов
речного флота с положения «стоп» развивают полное число оборотов,
обычно равен 25—30 сек. Следовательно, условия работы котла на
судне будут несколько более благоприятны, чем на стенде завода
«Теплоход».
При возникновении явлений заброса воды в змеевиках пароперегре­
вателя происходит испарение влаги, содержащейся в паре, и отложение
солей на внутренних поверхностях трубок пароперегревателя.
Оценивая опасность отложения солей на трубках пароперегрева­
теля, необходимо иметь в виду естественную промывку змеевиков паро­
перегревателя, благодаря которой со стенок труб удаляются раствори­
мые соли и на них остается налет, состоящий, главным образом, из не­
растворимых солей Са, Mg, окислов металлов и др. При большом со­
держании солей в паре естественная промывка удлиняет срок службы
трубок пароперегревателя, но не исключает полностью возможности их
пережога. Поэтому следует всячески улучшать качество вырабатывае­
мого котлом пара на всех режимах, встречающихся в процессе его экс­
плуатации на речном судне.
Применение рациональных типов внутрпбарабанпых устройств по­
зволит повысить предел содержания солей и щелочей в котловой воде,
уменьшить процент продувки, и, следовательно, повысить экономичность
работы котла при сохранении удовлетворительного качества пара.
При проектировании внутрибарабанных устройств должны быть:
а) устрашены местные перенапряжения парового объема барабана;
организован равномерный отбор пара и уменьшены скорости течения
пара вдоль оси барабана;
б) приняты меры по предупреждению так называемого вторичного
увлажнения пара в сепараторах;
в) обеспечена равномерная работа зеркала испарения; уменьшено
гейзеровапие и приняты меры по механическому разрушению пены;
г) на котлах с поперечным расположением барабана судов озерного
и морского флота обеспечено по возможности устойчивое положение
зеркала испарения при качке.
Результаты испытаний котла при постоянной нагрузке. При по­
стоянной нагрузке котла было проведено два опыта продолжительностью
61

7,5—8,0 час.,
во время которых, с учетом проведенных ГИИВТом
в 1952 г. балансовых иопытаний, была поставлена основная задача опре­
делить величины /н.п н г. которые могли измениться в связи с пере­
делками пароперегревателя котла. Средние за опыт режимные показа­
тели работы котла KJB-5-M приведены в табл. 3, из которых видно, что
во время испытаний (включая и периоды чистки топки) средняя паро­
производительность котла составляла (1,0—1,1) Dn, т. е. 4,0—4,4 т/час.
Опыт No 1 проведен на угле марки ПЖ, а опыт No 2 — на антраците .
При полной нагрузке котла средняя температура перегретого пара на
антраците была 404°, а на угле марки ПЖ — 398°, т. е . на ^8% выше
проектной. В связи с более высокой, по сравнению с проектной, темпера­
турой перегретого пара необходимо отметить, что перед испытаниями
поверхность пароперегревателя была тщательно очищена, частично были
установлены новые змеевики. Кроме того, котел после установки на
стенде работал недолго и, следовательно, на внутренней поверхности
пароперегревателя не было больших солевых отложении.
Таблица 3
Поэтому можно считать, что в эксплуатационных условиях /п.п будет
несколько ниже, чем на стенде завода «Теплоход». Температура пере­
гретого пара колебалась в широких пределах — на 25—30° в ту и дру­
гую сторону (рис. 10а), что было связано с изменениями тепловыделе­
ния топки при шуровке и заброске топлива.
Средние режим-
Измерители
Обозна- Единица ные показатели
чение измерения
при опытах
No1 No2
J'
■■—■■■
*1
1
J. "l
».
і-
1 Продолжительность опыта...............
т
час
7ч. 10м.7ч.28м.
Расход топлива в час......................
В
кг/час
—
562
Тепловое напряжение колосниковой решет-
во"
т ккал
ки /?=5,25 м
*
......... ,
.............
725,0
R
м*час
Тепловое напряжение топочного объема '
Ѵт=8,3 м*
.........................
BQ”
т ккал
458.0
_
Q
1
Ѵг
м3час
Давление пара в барабане котла ........
рк
ата
26,0
26,6
Давление пара после пароперегревателя .
рп.п
ата
23,0
23,4
Температура перегретого пара...........
Температура питательной воды после водо-
<п.„
°C
398
404 (
подогрева ..............................
'п.в
°C
98
99
Паропроизводительность котла...........
D
кг/час
4330
4050
Влажность пара..........................
(1-Х)
%
1,0
0,8
Напряженность поверхности нагрева котла
D
кг/м2час
27,0
25,3
(Н = 160 м«)............. .............
к
*
•
н
Испарителъность топлива ...............
Средний напор воздуха под колосниковой
к
D/B
кг/кг
——
7,2
решеткой..................... ..
Давление пара перед соплами пародутье-
л»
мм вод. ст.
32,0
22.0
вого устройства ........................
ра
ата
14,0
12,5
Расход пара на дутье ...................
Температура паровоздушной смеси, посту-
кг/час
390
350
лающей в зольник...............
°C
38,0
40,0
Разрежение в дымовой трубе ...........
мм вод. ст.
’
5,0
5,3
Температура отходящих газов........... 1
^о.г
°C
3W
310
62

Несмотря на установку дополнительного змеевика и удаление про
межуточных коллекторов, сопротивление пароперегревателя осталось
весьма большим: d/Jri.n - 30,0 кг/см2. Большое сопротивление паропере­
гревателя является следствием применения конструкции котла, спроекти­
рованной для работы на низком давлении Р~ 15 ати, для работы на по­
вышенном давлении Р — 28 аги без перекомпоновки его поверхностей
нагрева. При этом для повышения температуры перегретого пара на 100°
но сравнению с температурой перегретого пара котла КВ-5, потребова­
лось существенно увеличить поверхность .нагрева //п.и, что привело
к значительному увеличению со­
Температура перегретого пара
блалп запаси самопишущего
термометра
Опыт 25-12-53 г.
Уголь—антрацит.
Рис. 10а.
противления пароперегревателя
по паровой и газовой сторонам.
Этого увеличения сопротивления
пароперегревателя можно было
бы избежать путем перемещения
ячейки пароперегревателя ближе
к топке, в зону более высокой
температуры газов, например рас­
положив его за вторым и третьим
рядом труб. Другим возможным
средством избежать увеличен­
ного сопротивления является при­
менение перегревателя петлевого
типа, в котором коллекторы рас­
положены вдоль труб испаритель­
ного пучка, но и в этом случае
целесообразно приблизить ячейку
перегревателя к топке. При такой
перекомпоновке целесообразно за
вторым и третьим рядом устано­
вить термостойкую газонапра­
вляющую перегородку несколько
большей толщины, чем суще­
ствующая, которая, как известно,
часто выходит из строя. Переме­
щение перегревателя в зону с
большей радиацией газов сокра­
тило бы также и пределы коле­
бания J/n.n °C.
Котел, установленный на стенде завода, не имел воздухоподогрева­
теля. Температура отходящих газов была /о.і = 310—330° С. Установкой
воздухоподогревателя возможно понизить температуру отходящих газов
и благодаря улучшению процесса горения — повысить кпд котла. При
этом необходимо иметь в виду, что установить воздухоподогреватель без
применения искусственной тяги возможно только на морских судах
с дымовыми трубами большой высоты. Как показали испытания, для
обеспечения форсировки, соответствующей средней паропроизводитель­
ности 4,0—4,2 т/час, достаточно разрежение в дымовой трубе
Ад.т ^ 5 — 5,3 кг/м2. При попытках временно повысить форсировку топки
(например, после чистки или заброски) происходило выбивание пламени
из топочных дверец и фронтон котла сильно нагревался, вследствие
чего приходилось понижать давление пара перед соплами дутьевого
аппарата.
Опыт эксплуатации котлов КВ-5 на судах речного флота и испыта­
ния котла КВ-5-М дают основание опасаться, что вследствие превышения
63

газового сопротивления котла КВ-5-М по сравнению с сопротивлением
котла КВ-5 в некоторые периоды эксплуатации (например, после чистки
топки) разрежения, создаваемого дымовой грубой судна, окажется недо­
статочно для обеспечения требуемой форсировки топки. Недостаток тяги
может вызвать ненормальный нагрев фронтона котла и понизить манев­
ренность котла, а следовательно, судна в целом. Поэтому отмеченное
выше уменьшение поверхности нагрева пароперегревателя и перемеще­
ние его в зону более высоких температур целесообразно также и с точки
зрения возможности обеспечения полной мощности котла и повышения
его маневренности.
Горение по площади колосниковой решетки происходило недоста­
точно равномерно. Наиболее интенсивное горение наблюдалось в средней
части топки и у переднего фронта котла. Последнее объясняется тем, что
дутьевой аппарат подавал воздух в заднюю часть зольника юпки, вслед­
ствие чего наибольший статический подпор создавался под первым ря­
дом колосников у фронта котла. Неравномерность распределения горения
по площади колосниковой решетки вызывала повышенный нагрев фрон­
тона котла.
Следует также указать, что по причине плохой пригонки дверец
зольника и других неплотностей дутьевой аппарат работал недостаточно
эффективно и потреблял большое количество пара (табл. 3).
Таблица 4
Измерители
1
О
б
о
з
н
а
ч
е
-
1
н
и
е
с
*
Е
д
и
н
и
ц
а
и
з
м
е
р
е
н
и
я
[
Показатели
тепловых
потерь при
опыте 2
Примечание
,
Кпд котла по прямому балансу
Потеря тепла с уходящими га-
-
0//0
72,0
1
замн .....................
Потеря тепла с химическим
02
14,7
Состав газов принят по
недожогом.................
Потеря тепла от механического
Яз
9
4,2
предыдущим опытам
ГИИВТа при той же
форсировке
недожога
Яі
19
4,4
Вш = 65,8 кг/час
а) Потеря тепла со шлаком
-71“
9
2,4
Сш = 16,8%
б) Потеря тепла с провалом я?
М
1,52
В =14,7 кг/час
Спр = 48,5%
в) Потеря тепла с уносом
1 Потеря тепла во внешнюю сре-
я\
W
0,48
В =4,22 кг/час
с;., =53,6%
"У.........................
Кпд котла по обратному балан-
Яь
9
3,0
су.........................
9
73,7
Невязка теплового баланса . .
'■
1,7
В табл. 4 приведены некоторые данные, характеризующие потери
тепла во время испытания котла на антраците (опыт No 2). Кпд котла
оказался несколько более высоким, чем при испытаниях ГИИВТа- Вели­
чина потерь указывает на возможность повысить кпд котла, главным об­
разом, посредством снижения потери г/2, которое может быть достигнуто
установкой воздухоподогревателя, и потери <73. Потеря с химическим не­
дожогом q3 может быть отчасти уменьшена более правильным ведением

огневого режима топки. Для существенного понижения этой потери
BQ»
необходимо увеличить топочный объем, т. е. понизить величину
-у
-
.
Для понижения -потери в окружающую среду и облегчения условий ра­
боты обслуживающего персонала целесообразно на задней и передней
стенках котла установить воздушные кожуха, через которые подавать
воздух, идущий в зольник котла. Потеря q$ может быть 'сильно понижена
экранированием стен топки и улучшением изоляции котла.
Ннб
30
20
УМОМЫб ОбОЗНАЧбИУЯ
о—о Общая щелочность лоти боды за опыт 23/253
•— и—іі
—•
Солесодержанае катл боды 5яб мг/л
~
*
о----------- -о Общая щелочность патл боды ••
-
25/2S3
Солесодержакие нотл боды 5лб ete/л.................
Зяб мг/л
дь$ ю00
•2 50
Г
0—
—
і1
7“
- 20L10
—
Зкб
1
і___
К
о
н
е
ц
о
п
ы
т
а
2
5
1
2
S
3
г
р
^3
•
л
К
о
н
е
й
о
п
ы
т
а
2
3
.
1
2
.
5
3
г
.
-
Г
■
■
-
■
.
,
.
_
_
_
_
_
_
_
■
___ _
-106
г
■
'"ч. /W
—
■—
о
\\
—
Н
а
ч
а
л
о
о
п
ы
т
а
2
3
1
2
м
\
-
1
I
I
Л
Н
а
ч
а
л
о
о
п
ы
т
а
2
5
3
2
.
5
3
г
.
—
——
—
ЦОС
ідоо ijoo
1^оо
/goo !35чі5оо цоо
igoo
Dcp = 4,2—4,8 т/час.
Рк = 25—27 атн
Рис. 11 .
Питательная вода Л"
_
= 230 мг/л
Л/к.в = 3-5 ГРаД-
С1КВ = 9,75 мг/л
Жесткость = 0,09 град.
ю
Из рис. 11, іна котором изображено изменение качества котловой
воды котла КВ-5 -Л1 при стационарных режимах в условиях его работы
на стенде завода «Теплоход», видно быстрое возрастание содержания
солей и щелочей в котловой воде.
Анализ проб пара, взятых при различных нагрузках и различных
уровнях воды в барабане, показал, что эти параметры не оказывают
влияния на качество пара, вырабатываемого котлом. Указанное обстоя­
тельство объясняется тем, что, вследствие низкой нагрузки парового про­
странства котла КВ-5 -М, критическая нагрузка парового пространства
не была достигнута. Полученный результат совпадает с. выводами, сде­
ланными на основании проводившихся в лаборатории ЦНИИСТЭФа ис­
следований судовых котлов других типов: котла низкого давления анало­
гичного типа КВ-3 и секционного котла повышенного давления
р — 30 ати. В этих котлах также не удалось достигнуть критической
5 ЦНИИРФ, вып. XXIX.
65

нагрузки парового пространства и наивысшее возможное увеличение
форсировки топки и повышение уровня не ухудшало качества пара при
стационарных режимах.
На рис. 12 приведен график, характеризующий зависимость содержа-
*
ния солей, щелочей и хлоридов в паре от солесодержания котловой воды.
Как видно из графика, при стационарных режимах изменение содержа­
ния солей в котловой воде в пределах от 1000 до 3000 мг/л іне вызывало
существенного изменения качества пара. В пределах этих изменений SK.B
вырабатывался пар удовлетворительного качества. Следовательно, при
о Хлориды 6 паре т/л
•
(Щелочность лара М град
X Солгсодерэкание пара т/л
Рис. 12.
стационарном режиме может быть допущено содержание солей, не­
сколько превышающее 2200 мг/л, установленное как предел, при котором
на режимах сброса давления еще не наступает сильное ухудшение пара.
спытания показали, что в условиях работы котла КВ-5-М на стенде
завода «Теплоход» предел содержания солей и щелочей, при превыше­
нии которого следует продувать котел, с некоторым запасом можно' при­
нять равным: SK.B = 2000 мг/л. Мк.в = 25 град.
. .. ,ДЛЯ поддеРжания данного режима в котле расчетный процент про-
ДУ*
^5 Ледует £пРеделять в зависимости от изменения качества пита-
йпйма
При том составе> который имела питательная вода во
ХТпН,ИЯ’ ‘Процент продувки будет велик —около 10% по щелоч­
ности и У% по сухому остатку.
из конде^таХиУняО9П^ ПрИ "итании .котла В°Д°Й> состоящей на 80%
Фильтоы ппопритппг, ' из добавочной воды, прошедшей катионитовые
Ф льтры, процент продувки будет значительно ниже — 1,5—2,0%.
целью определения минимального процента продувки и коооекти-
sssaxsassr"
состава питательной пт 6 И0ПЬІтания котла на судне для имеющегося
время этих истытани/Тп И TMПа В0Д°Умягчителыных устройств. Во
Р этих испытании для конкретных условий работы судна должеі
66

быть разработан и налажен водный режим котла, в том числе водоумяг-
чительная установка и система очистки от масла.
Ввиду того, что исходная вода, идущая в дальнейшем на питание
котлов повышенного давления КВ-5 -М, хлорируется и, следовательно,
повышается ее корродирующее воздействие на трубы питательной си­
стемы котла, целесообразно для предохранения питательных линий от
преждевременного разрушения установить на стенде завода «Теплоход»
деаэрационную установку.
Необходимо также постоянно строго контролировать водный режим
котла и правильно вести режим продувок.
Общая оценка конструкции котла КВ-5-М и рекомендации
по ее улучшению
Трехбарабанные симметричные котлы с двухсторонним ходом газов
типа КВ-5 и КВ-5-М обладают сильно развитой конвективной поверх­
ностью нагрева и малой степенью экранирования топки. Высокая темпе­
ратура газов по выходе из топки создает4 тяжелые условия работы футе­
ровки топки, которая вследствие этого часто разрушается и требует ре­
монта.
/Ѵт
\
Большие относительные габаритные размеры
= 15,0 м3/т/чіас J
и наличие двух ходов газа затрудняет размещение двух котлов в корпусе
судна. Наличие трех барабанов усложняет изготовление котла и увеличи­
вает его вес.
Применение котла низкого давления типа КВ-5 для работы на по­
вышенном давлении, 28 ати, без перекомпоновки поверхностей нагрева,
как -выше отмечалось, отрицательно повлияло на некоторые свойства
котла. Установка змеевиков пароперегревателя в существующей ячейке
между шестым и седьмым рядами труб значительно увеличила его по­
верхность нагрева, вследствие чего его сопротивление по паровой и га­
зовой сторонам повысилось.
С другой стороны, как показал опыт эксплуатации, котлы типа КВ-5
обладают достаточной надежностью. Изготовление их освоено заводами
«Теплоход» и «Ленинская Кузница».
Присущие котлам КВ-5 -М недостатки нельзя в полной мере устра­
нить без изменения основного принципа конструкции, т. е . без отказа от
трехбарабанной схемы, перекомпоновки поверхностей нагрева и др.
В результате выполнения столь существенных принципиальных измене­
ний был бы создан котел, изготовление и освоение которого потребовало
бы столько же времени, сколько нужно для создания нового, более эф­
фективного, типа котла.
Учитывая необходимость в ближайшее время выпустить котлы, рас­
считанные на повышенное давление пара, целесообразно все же впредь
до создания более эффективного котла организовать постройку котлов
типа КВ-5 -М, внося в их конструкцию ряд улучшений, которые должны:
1) снизить сопротивление пароперегревателя по паровой и газовой
сторонам;
2) усовершенствовать внутрибарабанные устройства;
3) облегчить условия работы футеровки топки;
4) снизить тепловые потери в окружающую среду и облегчить усло­
вия труда обслуживающего персонала;
5) создать более благоприятные условия для установки под котлом
механических топок;
6) увеличить кпд котла.
5*
67

Для осуществления этих задач предлагаются следующие меро­
приятия:
1. Пароперегреватель разместить за третьим -четвертым рядом труб .
Первую газонаправляющую перегородку поставить после третьего ряда.
Газонаправляющую перегородку сделать теплостойкой, покрыв ее тепло­
изолирующим материалом.
2. Установить после пароперегревателя предохранительный клапан.
3. С целью повышения качества пара заменить существующее паро­
заборное устройство парозаборным устройством системы ЦКТИ и в ба­
рабане котла установить дырчатый лист.
4. Для облегчения условий работы футеровки и возможности в даль­
нейшем монтировать под котлом механические топки, установить
задний и боковой экраны, предусмотрев использование нижних кол­
лекторов боковых экранов в качестве направляющих для шурующей
планки.
5. С целью повышения экономичности работы котла установить во­
дяные экономайзеры или воздухоподогреватели и оборудование искус­
ственного дутья и тяги.
6. Для облегчения условий труда обслуживающего! персонала и сни­
жения^потери в окружающую среду q$ с переднего и заднего фронтов,
установить воздушные кожуха, обеспечив подачу в них воздуха от вен­
тилятора, и улучшить изоляцию других частей котла.
7. При работе котла на антраците уложить в топке плитчатые ко­
лосники с живым сечением 10%.
8. Установить на верхнехМ барабане котла вентиль диаметром 15 мм
для забора пробы котловой воды и холодильник к нему.
9. Усилить крепление к барабану водомерных колонок. Для облегче­
ния продувки водомерных стекол заменить пробковый кран вентилем;
установить сниженный указатель уровня.
10. Частично заменить имеющуюся арматуру на котле арматурой,
соответствующей мощности данного типа котла.
11. Для эксплуатации котла Р = 28 ати на стенде завода устано­
вить деаэрационную установку.
12. Для обеспечения удобного наблюдения за температурой на тру­
бопроводе перегретого пара кроме ртутных термометров установить тер­
мометр манометрического типа (на /п,п=500°).
13. Сделать проверочный расчет котла на прочность с целью увели­
чения давления пара в нем до Р = 30 ати и в случае необходимости
увеличить прочность элементов серийного образца котла.
Усовершенствование котла КВ-5 -М в соответствии с вышеприведен­
ными рекомендациями не исключает необходимости создать высокона­
дежный экономичный котел, максимально удовлетворяющий условиям
работы на речном судне.
Для повышения надежности работы и удобства обслуживания су­
ществующего опытного образца котла КВ-5 -М должны быть выполнены
мероприятия, перечисленные в пунктах 2, 3, 7, 8, 9 и 12.
Для этой цели, кроме того, необходимо:
а) установить на выходных коллекторах пароперегревателя два вен­
тиля, подключив их к продувочной магистрали;
б) заменить болты, крепящие крышки пароперегревателя к корпусу,
шпильками или раздвинуть коллекторы пароперегревателя на расстояние,
позволяющее легко отдавать гайки болтов;
в) заменить паронитовую прокладку ферронитовой;
г) установить и отрегулировать байпасный клапан.
68

Выводы
1. В результате выполненных по предложению ЦНИИСТЭФа заво
дом «Теплоход» переделок котла и последующей наладки было устра­
нено 'пробивание прокладок в крышках коллекторов пароперегревателя.
2. В результате испытаний котла выявлены режимы и условия ра­
боты, при которых не происходит заброс воды в пароперегреватель.
Установлено, что наиболее опасными с точки зрения возникновения за­
броса воды в перегреватель являются режимы быстрого сброса давления
в котле при повышенном сол©содержании котловой воды.
3; Установлено и оценено влияние на качество пара скорости паде­
ния давления, скорости увеличения расхода, сухого остатка и щелоч­
ности котловой воды, а также начальной нагрузки котла.
4. Установлено, что во время режимов сброса давления при
Sk.b > 2500 мг/л, даже при малой скорости падения давления и плав­
ном увеличении расхода пара, качество пара сильно ухудшается.
5. Уменьшение величины подъема предохранительного клапана до
2,5—3,0 мм дало положительный эффект, благодаря чему при подрывах
предохранительного клапана не происходило существенного ухудшения
качества пара, причем эта высота подъема обеспечивает также достаточ­
ный расход пара через клапан, на основании чего рекомендуется на
всех котлах этого типа, рассчитанных на давление 28 ати, устанавливать
высоту подъема главных предохранительных клапанов (диаметром
d = 40 мм) 2,5—3,0 мм.
6. Установлено, что максимальный скачок солесодержания пара про­
исходит в первый момент после сброса нагрузки; затем, несмотря на
продолжающееся падение давления, оно снижается и к концу режима
достигает значения, почти соответствующего стационарному режиму. t
7. Пароперегреватель обеспечивает температуру перегретого пара,
на 8% превышающую проектную и имеет весьма высокое сопротивле­
ние, достигающее при полной нагрузке 3 кг/см2. Для снижения сопро-.
тивления как по газовой, так и по паровой сторонам, в серийных образ­
цах котла необходимо приблизить пароперегреватель к топке.
8. Для эксплуатации котла на стенде завода «Теплоход» рекомен­
дуются следующие предельные значения сухого остатка и общей..щелоч­
ности котловой воды: сухой остаток 2000 мг/л, общая щелочность 25—
30 град.
9. При установке котла на судне должна быть произведена наладка
водного режима котла, водоумягчительной установки и системы очистки,
от масла, а также установлен режим продувок и откорректированы ука­
занные в § 8 предельные значения сухого остатка применительно к экс­
плуатационным условиям.
10. Все основные недостатки котлов КВ -5 -М и КВ -З -М нельзя устра­
нить без изменения главного принципа их конструкции, но впредь до
создания более эффективного котла целесообразно строить котлы типа
КВ-З -М и КВ -5 -М с внесением ряда изменении в их конструкции.
11. В существующем опытном образце перемещать пароперегрева­
тель и экранировать топку нецелесообразно ввиду большого объема
работ.
12. При переработке проекта котла КВ-5-М следует учесть приведен­
ные в статье рекомендации и пожелания завода «Теплоход», касающиеся \
облегчения технологии изготовления котла.

Канд. техн. наук. И. А. ТУВ
ИССЛЕДОВАНИЕ ПАРОСЕПАРИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ
СУДОВЫХ КОТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Выбор типа паросепарирующих устройств
Экономичность и надежность эксплуатации судовых паросиловых
установок в значительной мере зависят от качества выдаваемого котлом
пара и соответственно от отложений солей по тракту котел — паропере­
греватель— паровой двигатель. В связи с переходом судовых паросило­
вых установок к работе на паре повышенных и высоких параметров эти
вопросы приобретают весьма большое значение.
Увлажнение пара и загрязнение его солями происходит вследствие
различных физических и физико-химических явлений и, в особенности, по
причине конструктивных особенностей котла и сепарирующих устройств,
режима эксплуатации и качества котловой воды. Если давление не пре­
восходит 100—120
*
атм, то загрязнение насыщенного пара барабанных
котлов солями возможно, главным образом, вследствие уноса вместе
с паром капелек котловой воды, содержащей соли в растворенном со­
стоянии. Другой возможной причиной загрязнения пара являются образо­
вание и скопление в барабане котла пены и унос части ее отводимым из
котла паром.
Растворимость в сухом паре обычно содержащихся в котловой воде
солей имеет значение лишь при очень высоком давлении. При давлении
же 60—100 атм в заметных количествах из раствора в сухой пар пере­
ходит только кремнекислота, а при еще более низком давлении в сухой
пар могут выделяться только растворенные в котловой воде газы — кис­
лород, азот, углекислота, аммиак, реже и в незначительных количе­
ствах — водород, сероводород и т. д.
Высокая влажность пара уменьшает температуру перегрева и тем
самым снижает экономичность силовой установки. При давлении 14 кг/см2
и температуре 200—300° С 1 % влаги снижает начальную температуру
перегретого пара более чем на 8° С. При небольшой влажности унос
влаги не влияет на работу пароперегревателя и парового двигателя, но
является нежелательным лишь поскольку котловая вода содержит соли.
В 1952 г. К. А . Блиновым в ЦКТИ им. И . И. Ползунова была уста­
новлена связь между уносом капель, отрывающихся от зеркала испаре­
ния при дроблении котловой воды, и транспортировкой мельчайших ка­
пель потоком пара и разъяснена так называемая «критическая нагрузка»,
при которой наблюдается заметный унос влаги из барабана котла. Ее
наступление характеризуется .механическим наложением на унос транс­
портируемых мельчайших капель уноса, вызываемого забросом капель,
70

которые получаются, от дробления струек котловой воды (рис. 1).
Между тем, была уточнена разработанная ранее также К. А . Блиновым
элементарная теория дробления котловой воды, на основе которой полу­
чалось, что до критической нагрузки из котла должен поступать сухой
пар и соответственно содержание в нем солей при низких и средних
давлениях равно інулю.
Наконец, были подтвер­
ждены имевшиеся в прак­
тике данные о качестве
пара стационарных бара­
банных котлов, согласно
которым при относительно
высоком содержании со­
лей в котловой воде и на­
грузках ниже критиче­
ской, поступающей из ба­
рабана котла пар (условно
по солям) имеет влаж­
ность не более 0,01,%.
Опыты Л. С. Стер -
мана1 показали, что по
Рис. 1. Изменение влажности пара от нагрузки
[V=f(D) для определенного давления и определен­
ной высоты парового пространства.
1__ общий унос; 2—унос от транспортировки; 3—унос, вызван­
ный дроблением струй котловой воды.
мере возрастания концен­
трации раствора начи­
нается унос влаги вслед­
ствие вспенивания при нагрузках значительно ниже
Одновременно опыты Л. С. Стермана подтвердили
практики точностью аддитивность вспенивающего
ных в котловой воде солей.
критической (рис. 2).
с достаточной для
действия растворен-
Рис. 2. Зависимость критической концентрации котловой воды
от нагрузки для определенного давления пара.
Опыты показывают, что с помощью механических паросепараторов
можно с малыми затратами существенно снизить влажность пара, выхо­
дящего из барабана котла, и благодаря этому повысить экономичность
и надежность силовой установки.
На качество генерируемого пара существенно влияет высота паро­
вого пространства. Если опа недостаточна, то использовать в судовых
котлах внутрикотловые паросепараторы можно только при условии от­
вода отделенного сепарата вне барабана котла. К факторам, неблаго­
1 Л. С. Стерм ан, Вспенивание котловых вод» Госэнергонздат, 1951.
71

приятно влияющим на качество пара, выдаваемого судовыми котлами,
относятся: переменный режим работы, подвод пароводяной смеси под
зеркало испарения, дифферент, крен и качка судна.
Устанавливаемые на судовых котлах паросепараторы представляют
собой устройства механического отделения жидкой фазы из потока пара.
В соответствии со своим назначением они должны:
1) полностью удалять’из пара всю капельную влагу, получающуюся
от дробления струек котловой водыѵ и этим повышать критическую на­
грузку котла, и
2) механически разрушать пену, образуемую в барабане котла и
уносимую с отводимым паром, повышая этим критическое содержание
солей в котловой воде.
В большинстве известных конструкций паросепараторы отделяют
только капельную влагу, идущую в потоке пара, но не производят ме­
ханического разрушения пены. Эти сепараторы используют силу инерции,
вызываемую изменением величины и направления скорости потока пара,
благодаря чему из него выделяются более тяжелые частицы, т. е. ка­
пельная влага.
В инерционных паросепараторах влага сравнительно легко выпа­
дает на ограничивающие поток пара поверхности. Тем не менее, они не­
достаточно эффективны, потому что с этих поверхностей срывается
жидкая пленка и пар снова увлажняется. Инерционный эффект можно
усилить, повысив скорость потока пара или возможно круче изменив на­
правление его движения. Однако это ведет к усилению срыва пленки и
вторичному увлажнению уже осушенного пара, а также к увеличению
сопротивления паросепаратора. В то же время последнее должно быть
мало как по абсолютной величине, так и по относительному коэффи­
циенту сопротивления, так как сопротивление лимитирует размещение
паросепаратора на котле и определяет метод отвода отделенной влаги.
Очевидно, что сопротивление внутрикотлового паросепаратора с дре­
нажным устройством и отводом сепарата в барабан котла не должно
превышать высоту парового пространства или, точнее, уровень воды
в дренажной трубке не должен доходить до пароотводящей трубы. При
стационарных режимах и отсутствии в барабане котла пены соблюсти
это условие нетрудно. В периоды же изменения режима работы котла
оно нарушается. Действительно, при резком увеличении расхода и паде­
нии давления пара, когда парообразование распространяется по всему
объему воды, уровень воды в барабане повышается и на зеркало испа­
рения всплывает большое количество мелких паровых пузырей, способ­
ствующих ценообразованию.
Каждый из этих факторов ухудшает работу паросепаратора. Если же
конструкция паросепаратора рассчитана на малую скорость прохождения
через него пара, то пена не будет разрушена и паросепаратор не выпол­
нит своего назначения. Кроме того, вследствие увеличения удельного
объема жидкости, проходящей через паросепаратор, его сопротивление
увеличится и он начнет работать как инжектор, засасывающий через дре­
нажную трубу котловую воду в отводимый пар.
По вопросу о повышении эффективности паросепарирующих
устройств можно высказать следующие соображения.
Для правильной организации работы зеркала испарения в водяном
пространстве барабана котла следует устанавливать дырчатый лист,
увеличивающий сопротивление водяного объема барабана проходу паро­
водяной смеси к зеркалу испарения. Выравнивая скорость пара у зер­
кала испарения, дырчатый лист предотвратит гейзерование пароводяной
смеси, вызываемое местным перенапряжением зеркала испарения. Эф-
72

фсктивность действия дырчатого листа зависит от конструкции котла,
гидравлического сопротивления листа, т. е . процента живого сечения его,
глубины погружения, диаметра проходных отверстий, качества изготовле­
нияит.д.
Дырчатый лист должен быть правильно закреплен в барабане, для
чего следует предусмотреть специальные отвороты, а между листом и
барабаном, для слива воды оставить зазоры. Кроме того, для повышения
качества выдаваемого котлом пара целесообразно рассредоточить его
отбор по всей длине барабана, что будет препятствовать усиленному дви­
жению его вдоль зеркала испарения. При очень большой продольной
скорости пара установка внутрикотловых паросепараторов оказывается
Рис. 3.
J—конфузор; 2—диффузор; 3—криволинейные жалюзи; 4—осушенный пар;
5—сухопарник котла; 6—отвод сепарата; 7—отработавший пар от поршне1*
вой машины;#—охлаждающая вода; 9—очищенный пар; 10—отвод смеси
влаги и масла.
затруднительной. Поэтому для судовых котлов более целесообразны вне-
котловые, так называемые линейные сепараторы, располагаемые на пути
пара от барабана котла ж пароперегревателю или к паровому двигателю.
В пленочных сепараторах Бюро прямоточного котлотурбостроения
(БПК) 1 расчетная скорость прохода пара такова, что срыв пленки про­
изойти не может и, следовательно, наблюдаемое в инерционном паросе-
параторе вторичное увлажнение уже осушенного пара исключается. Дру­
гим преимуществом сепаратора БПК является его способность механи­
чески разрушать увлекаемую с паром пену.
С другой стороны, эти сепараторы эффективны только при малых
диаметрах рабочего элемента — до 76 мм; в случае же образования ба­
тареи параллельно включенных в общий коллектор сепараторов малого
диаметра трудно равномерно распределить нагрузку по отдельным эле­
ментам батареи. Недостатком сепаратора БПК является также его боль­
шое сопротивление.
В 1949 г. в ЦКТИ были проведены исследования по выбору паро­
сепарирующих устройств для паровозного котла и на их основе был пред­
ложен новый тип линейного паросепаратора с криволинейными жалюзи
(рис. За). Пар из барабана котла входит в конфузор, расположенный
'С. И . Аленчиков, О сепарации пара в котлах низкого давления, журн.
«За экономию топлива» No 7, 1951.
73

в сухопарнике. Наличие горловины в месте соединения конфузора и диф­
фузора обеспечивает разрушение пены, образуемой в барабане и увле­
каемой в конфузор вместе с отводимым паром. С помощью диффузора
несколько восстанавливается давление и достигается равномерное рас­
пределение потока пара при подходе к жалюзи. В жалюзи силой инер­
ции из потока пара окончательно отделяется жидкая фаза, а благодаря
малой скорости прохода пара и специальной форме сепарирующих по­
верхностей удается избежать срыва пленки с ограничивающих поверх­
ностей. Таким образом, благодаря малому сопротивлению паросепаратора
обеспечивается удовлетворительный отвод отсепарированной влаги
обратно в котел. Испытания его на воздушных моделях и на котле паро­
воза серии «Ы» дали положительные результаты.
В 1952 г. в Иинституте была создана конструкция маслоотделителя,
действующего на прямоточно-пленочном принципе отделения жидкой
фазы из потока пара (рис. 36)
С помощью диффузора поток отработавшего пара подводится к ра­
бочим элементам маслоотделителя. Первоначальное отделение влаги и
масла происходит в конце диффузора, где с помощью воротника отво­
дится жидкая пленка, образовавшаяся на паропроводе в диффузоре.
Масло и влага частично отделяются на межтрубном пространстве первой
трубной доски, к которой крепятся рабочие элементы маслоотделителя.
В каждом элементе, действующем на прямоточно-пленочном принципе
отделения жидкой фазы, отработавший пар окончательно очищается от
масла. Благодаря сочетанию принципа прямоточности с пленочным эф­
фектом отделения жидкой фазы из потока пара, система этого маслоот­
делителя наиболее подходит для линейного паросепаратора, устанавли­
ваемого между барабаном котла и пароперегревателем.
В 1953 г. в ЦНИИСТЭФе были проведены испытания спроектиро­
ванных ЦП КБ линейных пленочных сепараторов конструкции БПК.
Методика и результаты этих испытаний являются содержанием настоя­
щей статьи.
j
Опытные линейные паросепараторы и ^принцип их действия
Вертикальный паросепаратор (рис. 4) представляет собой трубчатый
корпус диаметром 168/156 мм, состоящий из двух частей, соединенных
между собой болтами на фланцах. В верхней части сбоку к корпусу
паросепаратора приваривается входной патрубок для пара с фланцем.
В нижней части сбоку приваривается патрубок для стока дренажа из
паросепаратора. К расположенному в верхней части корпуса фланцу
болтами крепится крышка с приваренной к ней перегородкой, которая
способствует равномерному распределению пара в корпусе паросепара­
тора при входе его и устранению спиралеобразного движения в нем пара.
Внизу корпуса к паросепаратору приварена втулка с выходной трубкой
для пара.
Благодаря разъемности конструкции длину корпуса можно изменять
путем отреза одного фланца, укорочения трубы и вторичной приварки
ее к тому же фланцу. Рабочая длина сепарирующего элемента 1500 мм.
Горизонтальный паросепаратор (рис. 5) отличается от вертикаль­
ного расположением патрубка для отвода пара, устроенного аналогично
вводному патрубку и некоторыми другими малозначащими деталями.
Принцип действия пленочных сепараторов состоит в следующем. Ха­
рактерной особенностью турбулентного движения является непрерывно
* И. А . T у в. Очистка^пара и конденсата от масла на судах речного флота
Информационным сборник ЦНИИРФа No1, вып. 1953 г.
74

совершающиеся пульсации величин, определяющих физические свойства
жидкости и концентрацию 'Примешанных к ней частиц. В частности, ка­
пельки влаги, идущие в турбулентном потоке влажного пара, увеличи­
вают интенсивность пульсационных движений парообразной фазы. Бла­
Рис. 4 . Паросепаратор вертикальный. Общий вид
годаря тому, -что при турбу­
лентном движении инерция
примешанных частиц превы­
шает инерцию сравнимых
объемов окружающей жидко­
сти, капельки влаги при пуль­
сации совершают более
длинный путь, чем эти объ­
емы пара и притом с боль­
шей скоростью, что сопрово­
ждается более частым со­
прикосновением с поверхно­
стью, ограничивающей поток
пара. В результате этого на
■ней образуется пленка
жидкости, движущаяся вме­
сте с паром. Сила поверх­
ностного натяжения препят­
ствует срыву пленки и вто­
ричному увлажнению уже
осушенного пара.
В ближайшем слое
жидкости -граничные слои
испытывают большие вну­
тренние молекулярные на­
пряжения, возникающие на
границе двух -сред . Под
влиянием этих молекуляр­
ных сил ближайшая к стенке
часть турбулентного потока
прилипнет к ней и образует
прилипший слой турбулент­
ного потока. Но, в основном,
в этом слое режим будет
ламинарным с напряже-
dv
ниями от вязкости /z
.
Процесс турбулентного
перемешивания, главным об­
разом вызывает осаждение
капелек влаги и образование
жидкостной пленки на по­
верхностях, ограничиваю­
щих поток влажного пара. Кроме того, в процессе турбулентного пере­
мешивания, под действием силы тяжести и инерционной силы, капельки
смачиваемой жидкости перемещаются по направлению к внутренней по­
верхности трубопровода. С другой стороны, увеличение скорости потока
пара и увеличение нагрузки влаги на периметр поперечного сечения
сверх определенных критических значений приводит к срыву пленки и
вторичному увлажнению уже осушенного пара.
Зависимость критической скорости, при которой происходит срыв
пленки, от давления пара приведена на рис. 6. На основе испытаний
75

пленочных сепараторов БПК проф. Л . К . Рамзии предложил следующую
формулу для определения этой критической скорости:
в’кр-7,50уГу м/сек,
Где а—коэффициент поверхностного натяжения жидкости в дн/см,
у— удельный вес пара в кг/м3.
Рис. 5. Паросепаратор горизонтальный . Общий вид .
На рис. 6 видно, что с ростом давления пара докр падает, но так как
одновременно падает и удельный объем пара, то практически расход
пара, при котором пленка срывается со стенки трубы, остается почти не-
Рис. 6. Значение критической скорости в зависимости от
давления пара.
по данным работы „О регистрации качества пара". Сборник
материалов
Техни’іеекого Управления МЭС СССР Теплотехническая часть, 1931 г. О—по книге
А. А . Мостофнна «Электрические солемеры для контроля качества пара и котло­
вой воды“. Госэнергоиздат, 19Ы г.
пленки и вторичным увлажнением, вы-зыіваѳмым увеличением нагрузки
влаги на осаждающую поверхность. Кроме того, этими опытами было
установлено, что при расчете устройства, действующего на принципе
76

пленочного отделения жидкой фазы из потока пара, следует руковод­
ствоваться: 1) необходимой величиной смоченной поверхности, опреде­
ляемой по 'максимальному осаждению на ней примеси жидкости, пере­
носимой паром, и 2) величиной смоченного периметра, необходимой
для прохода влажного пара и определяемой по максимально допустимой
толщине пленки.
В результате исследования было установлено также, что динамиче­
ское воздействие потока пара на жидкую пленку пропорционально ее
толщине, плотности .и квадрату скорости пара и обратно пропорцио­
нально вязкости жидкости. Таким образом, необходимым условием для
предотвращения срыва пленки являются малое сопротивление паросепа­
ратора, малая толщина жидкой пленки и малая вязкость жидкости.
Для срыва пленки не обязательно, чтобы она вышла за пределы ла­
минарного подслоя, потому что жидкость должна двигаться медленнее,
чем пар на границе ламинарного подслоя. В связи с этим увеличение
скорости потока пара, ведущее к уменьшению толщины ламинарного
подслоя, а вместе с тем и допустимой толщины жидкостной пленки, не­
желательно.
Как показали предварительные расчеты, при стационарных режи­
мах скорость потока пара, определяемая нагрузкой влаги на периметр,
выше критической и, следовательно, в этих случаях требование безотрыв­
ного течения жидкостной пленки удовлетворяется. В периоды же резких
бросков влаги допустимые скорости должны быть в несколько раз ниже
критических.
При повороте потока более толстая пленка находится под непосред­
ственным воздействием потока, вследствие чего облегчается ее срыв и
вторичное увлажнение (инерционные паросепараторы).
По мере увеличения давления пара, сопровождаемого снижением
критической скорости, облегчается выбор скорости по условиям допусти­
мой нагрузки влаги на периметр поперечного сечения.
На основе рассмотрения принципа действия пленочных сепараторов
можно дрть следующую оценку конструкции испытуемых паросепара-
торов.
1. Ударный ввод пара в обоих сепараторах ВПК повышает сопро­
тивление и усиливает повторное дробление жидкой пленки, образую­
щейся в подводящем патрубке, при выходе ее в рабочий элемент. Улуч­
шение пленочных сепараторов конструкции ВПК может быть достигнуто
путем организации безударного входа.
2. Горизонтальная модель, с боковым отводом пара, должна быть
менее эффективна, чем вертикальная, вследствие того, что ее сопротивле­
ние выше, а также потому, что на 'максимальных режимах в отводящий
патрубок сепаратора возможно затягивание жидкостной пленки.
3. Габариты паросепараторов весьма велики . В случае перехода
к диффузорной батарейной прямоточно-пленочной конструкции можно
было бы при заданном расходе и начальной степени влажности снизить
нагрузку влаги на периметр и значительно сократить габариты.
4. В наиболее ответственном
-месте
сепараторов сделан разъем,
вследствие чего в этих сечениях возможно нарушение плавного течения
пленки и срыв ее.
5. Вертикальная модель с осевым отводом осушенного пара, будучи
расположена горизонтально, оказалась бы еще эффективнее, благодаря
дополнительному действию на каплю силы тяжести. В этом отношении
горизонтальное расположение сепарирующих устройств пленочного типа
предпочтительно.
*
77

Опытный стенд
Для проведения испытаний сепараторов .в котельной лаборатории
был создан стенд, оборудованный необходимыми приборами и ѵстпой-
ствами (рис. 7).
иао»<^СПЬІТаНИЯ ПРОВ°ДИЛИСЬ на судовом водотрубном котле, устанавли­
ваемом на пароходах мощностью 150 иле.
Паспортные характеристики котла:
Поверхность нагрева
Рабочее давление пара *
*
.........
Поверхность нагрева пароперегревателя
Температура перегретого пара
.......
Поверхность нагрева воздухоподогревателя
Максимальная паропроизводительность .
площадь колосниковой решетки
ПовеерхХПт7п°/пп пространства без’учета’слоя Топлива
поверхность пароохладителя
70 ма
14 кг/см3
2х7=14м3
295°С
2х18=36м2
1900 кг/час
2,5 м®
3,33 м»
1,3 ма
78

Котел состоит из одного верхнего и двух нижних коллекторов., Вну­
тренний диаметр верхнего коллектора 1000 мм, нижних — 500 мм.
Пароперегреватель расположен за четвертым рядом водогрейных
труб. Под колосниковую решетку воздух подается вентилятором . Тяга
естественная, имеется резервный паровой сифон.
При максимальной паропроизводительности и рабочем давлении
пара напряжение зеркала испарения 106,0 м5/м2 час. Напряжение паро­
вого объема 295 м3/м3 час.
Из барабана котла пар направляется в горизонтальный сепаратор,
из которого частично осушенный пар поступает в вертикальный сепара-
Рис. 8 . а) парозаборное устройство ЦКТИ; 6) калориметр,
тор и оттуда в котельный пароперегреватель. По выходе из пароперегре­
вателя рабочий пар может быть направлен в общий коллектор свежего
пара, пароохладитель котла и пароспфон. Если возникает необходимость
уменьшить температуру перегретого пара, то с помощью смесительного
клапана пар непосредственно из барабана котла может быть направлен
в трубопровод перегретого пара. Вышедший из пароохладителя котла
пар используется для работы инжектора и питательного насоса и затем
направляется в атмосферу.
Расход влажного и перегретого пара замерялся установленными на
трубопроводах дроссельными диафрагмами с дифференциальными мано­
метрами. Общая іпаропроизводительность котла определялась расходом
питательной воды по мерным бакам.
Из обоих сепараторов сепарат отводится через дренажные колонки
в холодильники и затем в мерные баки. Благодаря надлежащей регули­
ровке отвода сепарата, достигаемой поддержанием постоянного уровня
воды в дренажной колонке, устраняются явления проскока пара и затя­
гивания влаги в осушенный пар. Сопротивление паросепараторов заме­
рялось ртутными дифференциальными манометрами.
Для отбора проб пара, выходящего из барабана котла, после гоои-
зонтального и вертикального сепараторов в соответствующих местах на
вертикальных участках паропровода были установлены парозаборные
устройства смесительного типа (рис.; 8а). Конусы и труба, в которой
79

происходит сужение потока, препятствуют образованию поверхностной
пленки и способствуют равномерному перемешиванию потока пара, в ре­
зультате чего получается надежный отбор средней пробы.
Отобранная проба пара через ларозаборную трубку поступает не­
посредственно в дроссельный калориметр (рис. 86). Проходя через дрос­
сель, пар поступает в корпус калориметра, где поддерживается опреде­
ленное давление. Из калориметра по трубе пар направляется в холо­
дильник для конденсации и на дегазационный холодильник регистри­
рующего солемера ЦКТИ системы А. А. Мостофина .
Некоторым недостатком опытного стенда была недостаточная паро­
производительность котла, не достигающая даже рабочей нагрузки
опытных паросепараторов.
Методика испытаний
Испытаниями надлежало установить, насколько опытные паросепа-
раторы отвечают предъявляемым к ним требованиям в отношении повы­
шения критической нагрузки и допускаемого содержания солей в кот­
ловой воде. Кроме того, испытаниями следовало определить сопротивле­
ние паросепараторов и показатели их эффективности по удалению
капельной влаги. Испытания производились по методике, по которой
• обычно испытываются паросепараторы при теплохимических испытаниях
стационарных котельных агрегатов.
Согласно этой методике предполагается, что сухой насыщенный пар
до и после сепаратора не содержит солей и что все соли находятся в со­
стоянии раствора в жидкой фазе пара. Это допущение справедливо при
давлениях пара, соответствующих проводившимся испытаниям. Следова­
тельно, паросепараторы должны быть столь же эффективны в отноше­
нии удаления капельной влаги, как и в отношении изменения содержа­
ния солей.
При испытаниях оценивалась работа сепараторов в зависимости
от: а) расхода пара, проходящего через сепаратор; б) изменения
уровня в барабане котла; в) содержания солей в котловой воде и
г) скорости изменения давления.
Результаты испытаний
а) Стационарные режимы. На стационарных режимах работы котла
было'проведено 16 опытов. Во всех этих опытах за исключением трех:
9, 10 и 11 из барабана котла выходил пар относительно высокого каче­
ства. Насколько об этом можно было судить по результатам химиче­
ского анализа с помощью азотнокислого серебра и показаниям солемера
ЦКТИ и лабораторного солемера содержание хлоридов было невелико,
а сухой остаток пара не превосходил 3—4 мг/л. Все изменения нагрузки,
парового объема, высоты парового пространства, напряжения зеркала
испарения и содержания солей в котловой воде не ухудшали качества
выдаваемого котлом пара (рис. 9).
На основе некоторых из числа проведенных опытов установлено
критическое содержание соли в котловой воде судового барабанного
котла типа КВ-3 при давлении 10,0 —11,5 ата. Результаты этих опытов
приведены в таблице.
Резкое ухудшение качества пара в опыте 9 и в меньшей степени
ухудшение его качества в опытах 10 и 11 объясняется большим содер­
жанием солей в кОтловой воде, превысившим критическое, в результате
80

Результаты некоторых испытаний линейных сепараторов
на стационарных режимах
Измерители
Номера опытов
{
7
8
9
10
И
121
Давление пара в котле, ата
.............
13,6
10,1
11,0
11,5
1
10,0
10,6 1
Расход пара, кг/час ...................... 2080 2070 1510 2260 2080 1570 1
Высота парового пространства, мм
...
.
380
357
377
385
393
376 I
Сухой остаток котловой воды мг/л .... 1735 2303 3660 3000 2770 2820 1
В том числе:
Na2SO4, мг/л ......................
1182 1545 1780 1330 1180
1
NaCl, мг/л
........................
610
735
970
755
702
660 1
NaOH, мг/л........................
•
132
251
419
440
464 435 I
Характеристика пара, выходящего из бара-
бана котла:
сухой остаток, мг/л
3,1
4,0
2050
240 45,7
3,75
хлориды, мг/л .......................
0,97 1,3
334 54,5
8.0
1,15
общая щелочность, °Н
...........
0,21 0,22
23,5
0,84 0,675 0,25
гидратная щелочность, °Н
.....
—
—
13,4
0,285 0,33
0,03
условная влажность по солям, %
.
.
0,262 0,292 57,000 11,850 1,880 0,288
чего происходил унос пены с выходящим из барабана котла паром. Это
объяснение подтверждается тем фактом, что по сравнению с опытом 8
расход пара уменьшился и возросла высота парового пространства.
Примечай и я. 1 . Во всех опытах D Окр; Нп пр > 350 мм. 2. Цифры —номера опытов .
NaCl
Таблица показывает, что при данном соотношении солей
^0,550
и NaOH< 450 мг/л и давлении пара 10,0—11,5 ата критическое солесо-
держа-ние котловой воды составляет 2800—2900 мг/л (см. рис . 9).
Используя принцип аддитивности вспенивающего действия раство­
ренных солей, можно подсчитать критическое содержание солей в котло­
вой воде при любом соотношении солей в растворе.
6 ЦШІИРФ, вып. XXIX.
81

В качестве критерия для оценки результатов испытаний, приведен­
ных в таблице, можно указать на следующие рекомендованные нормы
качества пара, выдаваемого судовыми котлами:
1) плотный остаток не выше 3 мг/л;
2) хлориды не выше 1,5 мг/л;
3) щелочность по фенолфталеину (гидратная) —0°Н, а по метил­
оранжу (общая) не выше 0,15° Н, если в конденсате нет аммиака;1
4) жесткость не выше 0,05° Н.
Эти нормы относятся к крупным морским установкам, оборудован­
ным паровыми турбинами. Для установок речного- флота нормы не раз­
работаны, но они, повидимому, должны быть менее строгими. Следует
отметить, что до последнего времени качество пара оценивалось по
влажности, которая определялцсь дроссельными калориметрами. Более
правильно оценивать качество пара по содержанию солей.
Испытания показали, что при существующих на котле типа КВ-3
тягодутьевых средствах даже при самом верхнем уровне воды в барабане
котла нельзя было на невспениваемой котловой воде достигнуть крити­
ческой нагрузки, при которой начинается заброс капель, получаемых от
дробления струек котловой воды. Следовательно, в этом котле при не­
вспениваемой воде и рабочем уровне критическая нагрузка должна быть
значительно выше его нормальной производительности. Поэтому выпол­
ненными на котле КВ-3 испытаниями паросепараторов нельзя было- про­
верить их эффективность в отношении повышения критической нагрузки.
Тем не менее, испытания позволили оценить действие паросепараторов
во время уноса пены, вызываемого сверхкритическим содержанием со­
лей в котловой воде, что является их характерным показателем.
Испытания показали, также, что пленочные сепараторы БПК плохо
отделяют из пара большое количество влаги независимо от ее возникно­
вения. Несмотря на то, что скорость прохождения пара через рабочий
элемент паросепаратора не превосходила критической, осушаемый пар
уносил влагу. Согласно опытам 9, 10 и 11, действительная скорость про­
хожденіе пара через рабочий элемент паросепараторов составляла соот­
ветственно 0,435, 0,640 и 0,622 по отношению к критческой, т. е. была
вполне допустимой. Что же касается условной нагрузки влаги на пери­
метр рабочего элемента сепараторов, то юна достигала 1587 кг/м час,
466 кг/м час и 80,0 кг/м час, т. е. во много раз превосходила обычную
при небольшой влажности (до 1%) нагрузку влаги на периметр1. Таким
образом, подтверждаются сделанные ранее выводы о целесообразности
применения батареи пленочных сепараторов для отделения больших
количеств влаги из потока пара.
В результате опытов 9, 10, 11 и 12, проводившихся при выключен­
ном дренаже горизонтального паросепаратора, коэффициент эффектив­
ности вертикального! паросепаратора оказался несколько выше, чём в ре­
зультате опытов с малой влажностью пара, выходящего из барабана
котла; тем не менее, он был недостаточен. В особенности неудовлетво­
рительна высокая влажность пара после паросепаратора, являющаяся
более существенным показателем его эффективности, чем его кпд, т. е.
коэффициент эффективности.
Как показали испытания, на тех режимах работы котла, когда из •
него поступает пар хорошего качества, целесообразность установки паро­
сепараторов становится сомнительной. В связи с недостаточным смочен­
ным периметром ограничивающей поверхности сепараторы типа БПК
с одним рабочим элементом диамегром 156 імм не могут эффективно от­
делять больших количеств влаги. Для того чтобы снизить нагрузку влаги
82

на периметр, следует перейти к пленочным сепараторам батарейного
типа с диффузором.
Абсолютное сопротивление и коэффициент сопротивления горизон­
тального паросепаратора оказались на 6—15% выше сопротивления вер­
тикального паросепаратора. При этом, несмотря на то, что паросепара­
торы работали последовательно — в две ступени
—
числа Рейнольдса,
характеризующие поток пара перед горизонтальным и перед вертикаль­
ным паросепараторами, совпали. Это объясняется тем, что кривые изме­
нения удельного объема и коэффициента кинематической вязкости су­
хого насыщенного пара в зависимости от давления эквидистантны
(в пределах давлений пара 6—15 кг/см2).
Хотя коэффициент сопротивления вертикального паросепаратора
оказался не намного меньше коэффициента сопротивления горизонталь­
ного паросепаратора, но характер потока в горизонтальном паросепа-
раторе резко ухудшен вследствие поворота -потока при выходе, облегчаю­
щего срыв пленки, а также вследствие создания условий, благоприят­
ствующих затягиванию жидкой -пленки в уже осушенный пар.
Можно считать, что конструкция паросепаратора, сочетающая пря­
мой ток пара с осевым отводом его из паросепаратора, наиболее целе­
сообразна. В этом отношении из двух испытанных сепараторов следует
предпочесть вертикальный.
б) Нестационарные режимы. Для оценки эффективности действия
паросепараторов важны нестационарные режимы работы котельного агре­
гата, часто встречающиеся в судовых условиях. Из шести опытов на пе­
ременных режимах опыты 1, 2, 3, 4 и 6 проведены при спаде давления
с нормального рабочего, достигавшемся увеличением расхода
-пара, и
опыт 5—на подъеме давления до рабочего, создаваемом увеличением
форсировки топки.
На рис. 10 приведены построенные по результатам некоторых из
числа проведенных опытов кривые изменения по времени производи­
тельности котла, давления пара, температуры перегрева и уровня воды
по водомерному стеклу — основных параметров, характеризующих неста­
ционарный режим работы котла.
Расход пара изменялся резко, в течение 5—8 сек.; для этого откры­
вался клапан выпуска пара в атмосферу, установленный на общем кол­
лекторе свежего пара. В течение всего опыта величина открытия кла­
пана оставалась постоянной; поэтому расход пара изменялся в соответ­
ствии с его давлением в котле. Питательная вода подавалась независи­
мым паровым прямодействующим насосом с ручной регулировкой.
Во всех опытах наблюдался достаточно, закономерный характер из­
менения уровня воды в барабане котла.'Его повышение, вызываемое из­
менением режима, не могло отрицательно повлиять на работу паросепа­
раторов, во-первых, потому, что отделенный сепарат дренировался вне
котла, а во-вторых, потому, что даже при меньшей высоте парового про­
странства на стационарных режимах из барабана котла поступал пар
высокого качества.
Таким образом, на нестационарных режимах -качество пара изменя­
лось только по причине резкого изменения процесса парообразования и
характера работы зеркала иопарения. Несмотря на то, что сухой остаток
котловой воды был меньше критического, быстрый и одновременный
подъем на зеркало испарения большого количества мелких паровых пу­
зырей создавал бурное ценообразование.
Непосредственно после изменения режима, сопровождаемого паде­
нием давления и наступлением парообразования во всем водяном объеме
котла, содержание солей в котловой воде закономерно повышалось но
6*
’
83

даже увеличенный после изменения режима расход насыщенного пара
(до 3040 ікг/час) далеко не достигал критической для данного котла
нагрузки.
Можно считать доказанным, что -если при нестационарных режимах
работы котла содержание соли в котловой воде даже не превышает кри­
тическое, то образование пены и частичный унос ее с отводимым из бара­
бана котла паром являются основной причиной ухудшения качества пара.
Только при работе на чистом дистиллате или на невспениваемой котло­
вой воде изменение режима іработы котла не должно сказываться на ка­
честве выдаваемого котлом пара.
Испытания подтвердили, что способность механически разрушать
пену является основным обязательным. требованием, которое надлежит
предъявлять к устанавливаемым на судовых котлах паросепараторам.
То обстоятельство, что при изменении режима работы котла, сопрово­
ждавшемся падением давления, испытанные сепараторы действовали не­
удовлетворительно, можно объяснить их неспособностью разрушать пену,
увлекаемую отводимым паром или же чрезмерной нагрузкой влаги на
84

смоченный периметр, в результате которого наступало явление срыва
пленки и происходило вторичное увлажнение уже осушенного пара.
Последнее объяснение (подтверждается тем, что при всех указанных ре­
жимах скорость прохождения пара через рабочие элементы-сепараторов
была значительно меньше критической.
При оценке паросепараторов следует иметь в виду, что последова­
тельность их работы имеет большое значение, как это вытекает из ре­
зультатов испытаний. Что касается вертикального паросепаратора, стояв­
шего вторым по пути пара, то для оценки эффективности его действия
в отношении количества отделяемой влаги, предъявляемые к нему тре­
бования должны быть снижены. Это соображение объясняется тем об­
стоятельством, что к вертикальному паросепаратору подходило меньше
влаги, чем к горизонтальному. При одинаковых коэффициентах эффек­
тивности предпочтение следует отдать вертикальному паросепаратору.
Кроме того, испытания показали, что последовательная работа паросе-
параторов, в две ступени, нерациональна, так как если паросепаратор
первой ступени не в состоянии отделить необходимое количество влаги,
то эта задача будет, как правило, не под силу и для паросепаратора вто­
рой ступени.
В опытах 1, 2, 3 и 6, где непосредственно после изменения режима
скорость падения давления соответственно была: 1,80 ата/мин,
1,50 ата/мин, 1,40 ата/мин и 1,45 ата/мин, бросок котловой воды был
настолько велик, что даже при сравнительно интенсивном отделении
влаги, после обеих ступеней сепарации, ее все же было достаточно для
того, чтобы выходящий из пароперегревателя котла пар не был перегрет.
Температура перегрева падала с 320—350° С до температуры сухого на­
сыщенного пара — 180—200° С.
В опыте 4 давление падало со скоростью 0,40 ата/мин; бросок воды
был менее значителен, так как после пароперегревателя котла темпера­
тура пара упала только на 46° С. И в этом случае после1 обеих ступеней
сепарации содержание влаги в паре было достаточно велико.
Опыт 5 показал, что даже при увеличении расхода пара, посред­
ством повышения форсировки топки, подъем давления не ухудшает се­
парационных характеристик работы котла. При этом получается вполне
удовлетворительное качество пара, выходящего из барабана котла.
Таким образом, из нестационарных режимов работы судового котла
типа КВ-3, с точки зрения ухудшения качества выдаваемого им пара,
недопустимым является режим резкого увеличения паропроизводитель­
ности, влекущий за собой падение давления со скоростью более
0,40 ата/мин. Эта скорость значительно ниже скорости, при которой
обеспечивается надежность циркуляции (не более 3,6 ата/мин).
Выводы
1. На судовых котлах, часто работающих на нестационарных режи­
мах и при содержании солей в котловой воде, превышающем критиче­
ское, паросепараторы весьма необходимы. Из нестационарных режимов
наиболее опасным в отношении качества выдаваемого пара является ре­
жим резкого увеличения расхода, сопровождаемый падением давления
пара в котле со скоростью, превышающей 0,40 ата/мин. Подобные не­
стационарные режимы весьма! часты в условиях эксплуатации судов. При
стационарных же режимах, допустимом общем солесодержании котловой
воды, любой высоте парового пространства и допустимой производитель­
ности устанавливать паросепараторы на котлах типа КВ-3 нет необхо­
85

димости, так как при нормальном содержании солей в котловой воде
критическая нагрузка находится вне достижимой в судовых условиях
паропроизводительности котла.
2. Из двух типов линейных пленочных паросепараторов для исполь­
зования на судовых котлах мож/но рекомендовать только вертикальный,
устанавливая его в горизонтальном положении, соответственно изменив
внутреннюю перегородку. Сетку размеров паросепараторов следует коор­
динировать с допустимыми скоростями прохождения пара, зависящими
от рабочего давления пара в котле и от допускаемой условной нагрузки
влаги на смоченный периметр поперечного сечения.
3. Паросепаратор подобного типа следует располагать над бараба­
ном котла, на высоте не менее 1000 мм, над рабочим уровнем воды
в нем; отделенный сепарат должен отводиться в барабан котла.
4. Для получения пара хорошего качества необходимо непрерывно
следить за нормальным водным режимом, не допуская превышения до­
пустимых для данного котла и рабочего давления пара общего содержа­
ния солей и щелочи в котловой воде.
5. На нестационарных режимах пленочные паросепараторы типа ВПК .
с рабочим элементом диаметром 156 мм действуют весьма неэффек­
тивно.
6. Испытанные пленочные сепараторы типа ВПК имеют конструк­
тивные недостатки, подлежащие устранению приведенными выше спо­
собами.
7. До установки паросепараторов на судовых котлах должны быть
использованы другие средства улучшения работы зеркала испарения и
парового объема судовых котлов.
8. В настоящее время, ввиду отсутствия других эффективных и про­
веренных устройств можно использовать на судах малой мощности
паросепараторы типа ВПК после внесения в них конструктивных изме­
нений.

Канд. техн, наук Ф. Д . УРЛАНГ
СТЕНДОВЫЕ И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ И ТЕХНИКО-ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ
ПОКАЗАТЕЛИ ДВИГАТЕЛЯ 6С275Л
I. ЦЕЛЬ И МЕТОДИКА ИСПЫТАНИЙ
Двигатель 6ЧР 27,5/36 (6С275Л) номинальной мощностью при
412 об/мин 323 л. с. — вер т икальн ы й, четырехтактный, шестицилиндро­
вый, реверсивный, со струйным смесеобразованием и с воспламенением
топлива от сжатия.
Целью испытаний являлось определение стендовых и эксплуатацион­
ных характеристик двигателя в лабораторных условиях и установление
оптимального режима их работы на серийных буксирных и грузовых
речных теплоходах мощностью 600 и 800 л. с. В результате всесторон­
них испытаний на стенде в лаборатории ДВС ЦНИИСТЭФ опреде­
лены:
1) показатели работы двигателя по теоретической винтовой характе­
ристике и при сохранении заводской регулировки на номинальные пока­
зателиNе=323л.с.ип =412об/мин;
2) внешние характеристики двигателя при сохранении заводской ре­
гулировки;
3) регулировочные характеристики его по моменту начала подачи
топлива и оптимальный скоростной режим, а также целесообразность
повышения среднего эффективного давления при номинальных мощно­
стях 300 и 400 л. с.;
4) семейство внешних характеристик двигателя при оптимальном
угле опережения подачи топлива;
5) оптимальный режим работы двигателя на серийных речных
буксирных теплоходах и показатели работы двигателя по теоретическим
винтовым характеристикам; .
6) механический кпд двигателя.
На экспериментальном стенде двигатель был смонтирован без
редуктора и непосредственно соединялся с гидротормозом. Навешенные
с торца двигателя два плунжерных водяных насоса работали один на
замкнутую, а другой на внешнюю системы охлаждения. На водяной и
масляной системах двигателя были установлены термометровые гильзы.
Стенд был оборудован двумя мерными баками для замера расхода
воды внешней системы охлаждения и одним мерным баком для опре­
деления угара імасла.
87

На двигателе был установлен суммирующий счетчик оборотов, при­
водимый в движение от рычага всасывающею клапана второго ци­
линдра. Для снятия индикаторных диаграмм стенд был оборудован
пневмоэлектрическим индикатором, приводимым в движение от вала
гидротормоза. Расходные топливные цистерны были установлены на
1,75 выше уровня топливных насосов двигателя. В топливную систему
двигателя был, кроме того, включен шестеренчатый топливоподкачи­
вающий насос с независимым приводом. Для определения давления
в выпускном трубопроводе и для определения разрежения в картере іи
во всасывающем коллекторе двигатель был оборудован двумя пьезомет­
рами.
При проведении испытаний производились замеры и определения
следующих параметров:
1) эффективная мощность двигателя — по показаниям гидротор­
моза;
2) число оборотов — суммирующим счетчиком и секундомером;
3) индикаторная мощность — по индикаторным диаграммам, сня­
тым пневмоэлектрическим индикатором;
4) расход топлива — весовым способом;
5) максимальное давление цикла — по индикаторным диаграммам;
6) давление масла и воды—по показаниям манометров;
7) давление в выпускном трубопроводе, разрежение в картере и во
всасывающем коллекторе — по показанию пьезометров;
8) температура: а) выпускных газов по цилиндрам, б) масла в раз­
личных местах системы и в) замкнутой и внешней систем охлаждения —
ртутными термометрами;
9) состав выпускных газов — прибором Орса;
10) положение рейки топливных насосов по шкале, нанесенной на
рейках;
11) расход воды во внешней системе охлаждения — по мерным
бакам;
12) количество циркулирующей воды в замкнутой системе охлажде­
ния и масла в масляной системе — по тепловому балансу;
13) угар масла — по мерному баку;
14) удельный вес масла — ареометром;
15) угол опережения подачи топлива без учета сжимаемости
топлива в форсунке и топливном трубопроводе от насоса к форсунке —
по моменту начала подачи топлива.
Забор газов осуществлялся через приемную трубку, установленную
на выпускном^ трубопроводе двигателя. Пробы масла отбирались на
нагнетательной стороне масляной системы двигателя до фильтра грубой
очистки через каждые 15—25 часов работы.
Эффективная мощность двигателя определялась по формуле
Nc = 0,000708 Рп л. с.,
где: Р — нагрузка по шкале тормоза в кг;
п число оборотов тормоза (двигателя) в минуту.
Часовой расход воды во внешней системе охлаждения определялся
по формуле
6ВН-Збоо •
88

где: gBJ — количество воды в мерном баке до замера в литрах;
—то
же по окончании замера;
I— продолжительность замера в сек.
Количество воды, циркулирующей в замкнутой системе охлаждения
двигателя, определялось по формуле теплового баланса водяного
холодильника
VBH2 ^ВНр
Вз —-------- ’
В1
®2
где: /віц температура забортной воды перед холодильником;
/вна—то же после холодильника;
tBl—температура воды замкнутой системы перед холодильником;
/в,—то же после холодильника.
Количество воды внешней системы охлаждения, циркулирующей
через масляный холодильник, определялось на" основании выражения
Gfl
‘вне
м—Г/Вн•
7
»
*ВН4 ‘ВИЗ
•
I
где: /вн3—температура забортной воды перед масляным холодильником;
/вн4—то же после масляного холодильника .
Количество циркулирующего масла в системе двигателя определя­
лось по мерному баку и формуле теплового баланса масляного холо­
дильника
_
^ВН ' ВН4 ^ВНз)
си—7)’
ѴМ'-М1 М2'
где: См—теплоемкость масла в ккал/кг °C;
/М1—температура масла перед масляным холодильником;
/Ма—то же после масляного холодильника.
Часовой расход топлива определялся по формуле
G4=3600 •
‘3
где: расход топлива за замер в кг;
/3—продолжительность замера в сек.
Часовой угар масла определялся по формуле
»
где: Лі—количество масла в мерном баке перед опытом в л;
Л2—то же после опыта;
z—продолжительность опыта в часах;
Ум —удельный вес масла .
На каждом режиме работы двигателя производилось по два-три
замера с интервалом через 10—15 мин. Все показатели фиксировались
после того, как двигатель проработал на установившемся режиме
не менее 40 мин. Индикаторные диаграммы снимались один раз за
режим. Угар масла определялся через каждые 8—10 часов работы дви­
гателя.
89

Перед испытаниям» на двигателе было проверено газораспределе­
ние то цилиндрам (результаты см. табл. 1), определена степень сжатия
и давление в конце сжатия •» испытаны форсунки.
Таблица 1
Элементы газораспределения
Цилиндры
1
2
4
6
Начало подачи топлива топливными насо-
сами в град, до в. м. т.................
16
16
15,5
17
15
16
Впускной клапан, открытие в град, до
в. м. т ................................
18
20
20
20
18
22
Закрытие в град, после н. м. т ...........
33
34
33
32
35
35
Выпускной клапан:
а) открытие в град, до и. м. т.........
46
49
46
49
46
50
1
6) закрытие в град, после в. м. т.
.
.
.
19
18
19
20
19
18
Форсунки закрытого типа были отрегулироваіны на давление
230—250 атм.
На первом этапе испытаний проверялись маневренные качества дви­
гателя и его пусковые свойства. 1 Максимальное число непрерывных
пусков двигателя при существующей емкости пускового баллона (200 л)
и давлении сжатого воздуха в нем 50 кг/см2 не превышало десяти-
Минимальное давление пускового воздуха, при котором возможен был
пуск двигателя, составляло 18 кг/см2. За один пуск двигателя давление
в пусковом баллоне снижалось на 3—4 кг/см2.
Реверс двигателя, по последовательности и числу операций, очень
сложен. За время реверса рукоятки, при помощи которых он осуще­
ствляется, занимают девять различных положений, в связи с чем от
обслуживающего персонала требуется большой навык. В зависимости
от опытности обслуживающего персонала, продолжительность реверса
колеблется в пределах от 7 до 15 сек. Реверс двигателя надежен только
в том случае, когда давление воздуха в баллоне реверсивного воздуха
не ниже 12 кг/см2. Даже при незначительном понижении давления воз­
духа не всегда "удается осуществить реверс, поэтому для его надежности
целесообразно повысить давление реверсивного воздуха до 13 кг/см2.
Редукционный клапан, перепускающий воздух из пускового баллона
в баллон реверсивного воздуха, работает неудовлетворительно и часто
приходится регулировать его и заменять резиновые прокладки. Мини­
мально устойчивое число оборотов—180 об/мин.
В табл. 2 приведены результаты замера по цилиндрам степени сжа­
тия е, давления в конце сжатия Рс и фирменные данные по зазорам
в подвижных деталях.
За время испытаний в лаборатории двигатель проработал 407 ча­
сов, в том числе 370 на дизельном топливе, 15 на моторном топливе
марки ДТ-1 и 22 часа — на 50% смеси дизельного и моторного (ДТ-1)
топлив. В качестве смазки применялось дизельное масло ГОСТ 1600-46.
Кроме лабораторных испытаний, в 1952 и 1953 «гт. институтом
были проведены испытания пассажирских и буксирных судов, оборудо­
ванных двигателями того же тийа. В результате наблюдений во время
эксплуатации и при испытаниях выявлены следующие недостатки кон­
струкции двигателя и его систем.
1) Топливоподводящая система- На первом этапе
лабораторных испытаний двигателя с 50% нагрузкой и выше цилиндры
работали неравномерно, а второй и шестой часто выключались, что
90

Замеренные значения степени сжатия е и давления в конце сжатия
и заводские данные о зазорах
Таблица 2
Характеристики
двигателя
NoNo цилиндров и подшипников
Примечание
1
1 3 1 4 f_5_1__6_
Степень сжатия, кг/см2
Давление в конце сжа­
тия, кг/см2
......
Зазор в головном под-
14,2
32
14,2
32
14,25
32
14,3
32
14,25
32
14,15
32
—-
шипнике, мм.........
Зазор в мотылевом под-
0,13
0,12
0,12
0,13
0,14
0,12
—
По дан­
ным заво-
шипнике, мм........
Зазор в рамовом под­
шипнике, мм......
0,19
0,19
0,18
0,19
0,18
0,19
0,20
0,18
0,17
0,18
0,18
0,2 0,18
да-изгото­
вителя
і
объясняется недостатком топлива во всасывающей магистрали топлив­
ных насосов на учіастке от фильтра тонкой очистки.1
Испытания показали, что при установке расходной топливной
цистерны на 1,75 м выше уровня фильтров производительность филь­
тров тонкой очистки топлива составляла 20 л/час.
Это количество топлива обеспечивает нормальную работу двигателя
при нагрузках, не превышающих 30%. С увеличением нагрузки во вса­
сывающей' топливной магистрали устанавливается разрежение, в систему
попадает воздух и нарушается нормальная работа цилиндров.
Для обеспечения нормальной работы двигателя в лабораторных
условиях в топливную систему был дополнительно включен топливо­
подкачивающий насос с независимым электрическим приводом. В судо­
вых условиях, для увеличения производительности топливных фильтров,
замша была заменена войлоком, т. е . тонкая очистка топлива факти­
чески была превращена в грубую. По этой причине в топливную аппа­
ратуру топливо поступает недостаточно очищенным »и быстро загрязняет
щелевые фильтры форсунок. Частая чистка щелевых фильтров (через
50 часов) вызывает большие неудобства в эксплуатации.
Как показал опыт работы двигателя в лабораторных условиях, при
хорошей очистке топлива загрязнения щелевых фильтров форсунок не
наблюдалось.
Кроме эксплуатационных неудобств, загрязнение щелевых фильтров
форсунок способствует разрыву корпусов топливных насосов, объясняе­
мому: а) плохим качеством литья; б) чрезмерной затяжкой болтов;
в) высоким напряжением в корпусе насоса, вызванным большим давле­
нием топлива на торцевую поверхность седла клапана; г) высоким
давленем в топливном трубопроводе, возникающим вследствие засоре­
ния щелевых фильтров форсунок.
Для надежности работы топливоподводящей системы необходимо:
а) установить топливоподкачивающие насосы;
б) улучшить систему очистки топлива восстановлением фильтров
тонкой очистки;
в) улучшить технологию изготовления и монтажа топливных насо­
сов;
г) выполнять уплотняющий бурт на втулке топливного насоса со
стороны внутреннего диаметра;
1 Двигатель оборудован двумя топливными фильтрами грубой и тонкой очистки
топлива—пластинчатым и замшевым .
91

і) установить на двигателях, находящихся в эксплуатации, предо­
хранительные клапаны на нагнетательной полости топливных насосов.
2) а с л я н а я система оборудована двумя фильтрами, распо-
ложенными в одном корпусе и включенными последовательно. Для
очистки фильтров требуется останавливать двигатель. Отсутствие
фильтров тонкой очистки масла увеличивает интенсивность износов
подвижных детален двигателя и сокращает срок службы масла. Для
удлинения срока службы двигателя и масла и для возможности чистки
масляных фильтров на ’ходу необходимо: .
а) оборудовать масляную систему двигателя фильтрами тонкой
очистки масла;
б) обеспечить .параллельное включение фильтров грубой очистки
масла.
3) Вентиляция картера двигателя выполнена неудо­
влетворительно. Масляные пары отводятся из отсеков картера по одной
трубе, что приводит в одном из них к концентрации взрывоопасной смеси.
Отделитель масла работает плохо и во всасывающем коллекторе в боль­
шом количестве скопляется масло и его пары.
В картере одного из двигателей исследуемого типа, установленных
на буксирном теплоходе «Спендиаров», вследствие тяжелых и ненормаль­
ных условии его работы, после реверса произошел взрыв масляных
паров.
Возникновенйю взрыва способствовали:
а) неудовлетворительная конструкция маслоотделительного устрой­
ства;
б) недостатки в системе пуска и реверса, допускающие подачу пуско­
вого воздуха в то время, когда включено топливо, подаваемое и регули­
руемое вручную обслуживающим персоналом;
в) повышенный угол перекрытия клапанов 39°.
Для предотвращения взрыва масляных паров в картере и предохра­
нения двигателя от разрушения необходимо:
а) улучшить отделение масла в вентиляционном устройстве и изме­
нить масляную систему таким образом, чтобы масляные пары отводи­
лись отдельно из каждого отсека картера, а не по одной трубе;
б) всасывающий коллектор оборудовать трубкой для стока скапли­
вающегося масла;
,
в) крышки люков картера оборудовать предохранительными пла­
стинами;
г) изменить систему пуска двигателя и осуществить блокировку,
исключающую одновременную подачу воздуха и топлива.
4) Регулятор. Установленный регулятор работает неустойчиво
по причине неудовлетворительного подбора пружины, действующей на
рейки топливных насосов. При установленном режиме колебание оборо­
тов достигало 5—6%. Неустойчивости работы регулятора способствует
попадание воздуха в масло. Из системы регулятора воздух может быть
удален через пробку в его корпусе только на стоянке. Для возможности
удалять воздух во время работы двигателя пробку целесообразно заме­
нить краном.
5) Контрольно-измерительные приборы . Существен­
ным эксплуатационным недостатком является отсутствие на посту
управления дистанционных приборов, позволяющих механику контроли­
ровать температуру охлаждающей воды, масла и выпускных газов,
а также температурный режим в подшипниках редуктора. Вследствие
плохого качества, установленные на двигателе контрольно-измеритель­
ные приборы быстро выходят из строя.
92

Кроме оборудования поста управления дистанционными термомет­
рами, двигатель должен быть оснащен системой автоматической сигна­
лизации и защиты, предупреждающей от чрезмерного повышения тем­
пературы и понижения давления в водяной и масляной системах. Про­
ведение этого мероприятия позволит на судах сократить состав машин­
ной команды.
6) Технология изготовления и материалы. На су­
дах, где установлены двигатели исследуемого типа, вследствие неплот­
ного ’прилегания к основному металлу подшипника, заливка рамовых
и мотылевых подшипников часто выкрашивается. На некоторых двига­
телях наблюдалось выскакивание гнезд выпускных клапанов. На дви­
гателе, установленном в лаборатории Института, одна кулачная шайба
топливного насоса чрезмерно износилась после 30 часов работы, а на
другой появилась трещина. Эти факты свидетельствуют о неудовлетво­
рительной технологии изготовления деталей, в связи с чем при приемке
необходимо усилить контроль.
Ввиду того, что втулки верхних головок шатуна залиты свинцови­
стой бронзой, для смазки двигателей применяется дорогостоящее дизель­
ное масло. Для возможности применять масло моторное Т, свинцови­
стую бронзу целесообразно заменить бронзой ОФ-10-1.
7. Газораспределение - На реверсивных двигателях открытие
выпускных клапанов осуществляется в допустимых пределах — за
46—49° 'до н. м . т ., благодаря чему температура выпускных газов уме­
ренна и выпускные клапаны работают нормально. На таких же двига­
телях, но нереверсивных, открытие выпускных клапанов осуществляется
значительно раньше — за 57—60° до н. м. т . Поэтому при номинальной
мощности двигателя температура выпускных газов достигает недопу­
стимой величины 450—460° С и температурный режим работы выпуск­
ных клапанов ненормально высок.
На нереверсивных двигателях необходимо установить угол открытия
выпускных клапанов за 46—50° до н. м. т. Точно так же чрезмерно
большой угол перекрытия клапанов в реверсивных двигателях 38—39°
целесообразно уменьшить до 29—30°.
8) Компрессор и воздушная система. В связи с отсут­
ствием разобщительной муфты воздушный компрессор непрерывно рабо­
тает вместе с двигателем. При заполнении пускового баллона сжатым
воздухом, имеющим давление 50 атм, перепускной клапан закрывается,
а компрессор, продолжая работать через предохранительный клапан,
перепускает сжатый воздух во всасывающую линию. Вследствие малого
диаметра перепускной трубки (4—6 мм), давление воздуха и его темпе­
ратура в ступени высокого давления повышаются, компрессор и трубо­
провод от компрессора к баллону перегреваются и увеличиваются уси­
лия на валу компрессора. Для ликвидации этого явления целесообразно
увеличить диаметр перепускной трубки и дополнительно установить
сепаратор и охладитель воздуха после второй ступени компрессора.
Емкость воздушных баллонов не обеспечивает 12 пусков двигателя и ее
следует увеличить.
II. РЕЗУЛЬТАТЫ СТЕНДОВЫХ ИСПЫТАНИЙ ДВИГАТЕЛЯ
Нагрузочные характеристики и угол опережения подачи топлива.
Регулирование главных и вспомогательных судовых двигателей ведется
по нагрузочным характеристикам, определяющим зависимость расхода
топлива, температуры выпускных газов, коэффициента избытка воздуха
и других параметров от мощности или среднего эффективного давления
при постоянном номинальном скоростном режиме.
93

По нагрузочным характеристикам, полученным при различных
углах опережения подачи топлива, при заданном номинальном скорост­
ном режиме можно определить оптимальный момент начала подачи
топлива топливным насосом.
Ввиду того, что установленные на речных судах двигатели типа
GC275J1 работают на различных номинальных скоростных режимах,
необходимо установить соответствующие им нагрузочные характеристики
для того, чтобы можно было выявить зависимость экономичности от
числа оборотов и в судовых условиях определять мощность двигателя.
С этой целью были проведены испытания двигателя по нагрузочным
характеристикам при разных скоростях режима: 550, 500, 450, 412, 350,
300 и 250 об/мин и углах опережения подачи топлива топливными насо­
сами: 13°, 16° и 19° до в. м. т . Каждая нагрузочная характеристика
снималась при постоянном скоростном режиме (п = const) и пяти зна­
чениях мощности двигателя. Таким образом, были исследованы все ско­
ростные режимы, в пределах которых достигаются необходимые в экс­
плуатационных условиях показатели работы двигателей по винтовым иі
внешним характеристикам.
При определении нагрузочной характеристики двигатель загружался
тормозом до заданного числа оборотов и в течение 40 мин. работал до
установившегося теплового состояния. После этого через каждые
10—15 мин. производились два -три замера .
Благодаря изменению подачи топлива и загрузки двигателя посред­
ством тормоза изменялась эффективная мощность, в то время как число
оборотов оставалось почти неизменным, с колебаниями, не превышаю­
щими 1—2%.
Анализ частично изображенных на рис. 1 —5 результатов обработки
экспериментальных данных по нагрузочным характеристикам при раз­
личных углах опережения подачи топлива показывает, что при скорост­
ных режимах до 450 об/мин оптимальный угол опережения подачи топ­
лива равен 16° до в. м. т. и Рг колеблется в пределах 51—53 кг/см2.
С повышением скоростного режима до 500—550 об/мин угол опереже­
ния подачи топлива должен быть увеличен до 19—20° до в. м. т., а Pz
при этом возрастет до 55—56 кг/см2.
Номинальная мощность двигателя. В табл. 3 приведены основные
параметры двигателя, характеризующие его работу при номинальной,
установленной заводом-изготовителем, мощности. Эти параметры пока­
зывают, что установленные заводом значения номинальной мощности
при 412 и 550 об/мин могут быть повышены.
Таблица 3
Для решения вопроса о целесообразных границах повышения Ре
рассмотрим оценочный показатель
который’ характеризует эконо­
мичность и эффективность двигателя и качество его регулировки. Работа
двигателя будет наилучшей, когда этот показатель достигнет минимума,
94
Н
о
м
и
н
а
л
ь
н
а
я
м
о
щ
н
о
с
т
ь
д
в
и
­
г
а
т
е
л
я
Ч
и
с
л
о
о
б
о
р
о
­
т
о
в
в
м
и
н
у
т
у
С
р
е
д
н
е
е
э
ф
ф
е
к
т
и
в
н
о
е
д
а
в
л
е
н
и
е
,
к
г
/
с
м
2
Т
е
м
п
е
р
а
т
у
р
а
в
ы
п
у
с
к
н
ы
х
г
а
з
о
в
,
°
C
К
о
э
ф
ф
и
ц
и
е
н
т
и
з
б
ы
т
к
а
в
о
з
­
д
у
х
а
М
а
к
с
и
м
а
л
ь
н
о
е
д
а
в
л
е
н
и
е
в
ц
и
л
и
н
д
р
е
,
к
г
/
с
м
2
У
г
о
л
о
п
е
р
е
­
ж
е
н
и
я
п
о
д
а
ч
и
т
о
п
л
и
в
а
д
о
в
.
м
.
т
.
400
1
323
550
412
5,11
5,5
365
343
2,2
2,18
55
52
19
16

определяемого по нагрузочной характеристике в точке касания каса­
тельной, проведенной из начала координат к кривой
Обычно
эта точка находится в области 'недопустимых режимов и может быть
получена только при стендовых лабораторных испытаниях. Практически
предельная длительная нагрузка двигателя допускается при/>с=0,9/:>стах
2,0
2?
3,0
3,5
\0
45
30
45
М
6.5 Ре кг/см2
Рис. 1 . Нагрузочная характеристика двигателя 6С275Л при /2 = 550 об/мин.
Наибольшая нагрузка, которой удалось достигнуть при п —
~ 450 об/мин, была Л- — 7,08 кг/см2. При этом режиме появились при­
знаки дымления двигателя. При других скоростных режимах, когда
было меньше 7,0 кг/см2, выхлоп был чистый.
Проведя на рис. 3, 4, и 5 касательные к кривой £'<.
находим по
точке касания А значения Рсшіх, изменяющиеся при п = 450, 412 и
350 об/мин от 7,4 до 7,6 кг/см2' Таким образом, при этих скоростных
95

Рис. 2. Нагрузочная характеристика двигателя 6С275Л
при п = 500 об/мин.
I
96

С кг/час
Рис. 3. Нагрузочная характеристика двигателя 6С275Л
при п = 450 об/мин.
7 цніпіРФ, вып. XXIX.
97

С кг/час
Рис. 4. Нагрузочная характеристика двигателя 6С275Л
при л = 412 об/мин.

Рис. 5 . Нагрузочная характеристика двигателя 6С275Л
при п = 350 об/мин.

режимах предельно допустимая длительная нагрузка двигателя соответ­
ствует значениям РеПр=0,9 Л>1Пах, т. е. Л .1Р = 6,65—6,85 кг/см2. Эти зіна
чения должны соответствовать перегрузочному режиму работы двигати
лей в судовых условиях.
При использовании двигателя 6С275Л в качестве главного его но­
минальная мощность должна быть на 10—12% ниже, т. е . среднее
эффективное давление
Рен 5,9—6,13 кг/см2.
При скоростных режимах 350, 412, 450 и 500 об/мин рекомендуемая
номинальная мощность двигателя соответственно составит 305, 355, 380,
400 л. с.
В табл. 4 приведены основные параметры двигателя, характеризую­
щие его работу при установленных заводом-изготовителем и рекомендуе­
мых нами значениях номинальной мощности. Эти параметры, следова­
тельно, находятся в допустимых пределах, а экономические показатели,
в особенности при работе по винтовой характеристике, даже улучшаются.
Повышение номинальной мощности позволит снизить скоростной режим
работы двигателя и будет способствовать удлинению срока его службы.
Таблица 4
1
Параметры
Номинальная мощность двигателя, л. с.
рекомендуемая
установленная
заводом
305
355
380
400
323
400
Число оборотов в минуту ........
350
412
450
500
412
550
Удельный расход топлива, г/ э. л. с. ч
177
174
177
177
175
177,5
Температура выпускных газов, °C
360
380
390
390
343
365
Коэффициент избытка воздуха . . .
Среднее эффективное давление,
1.87
1,85
1,85
1,95
2,18
2,2
кг/см2...........................
6,12
6,05
5,94
5,65
5,5
5,1
Изложенное подтверждает возможность и целесообразность повы­
шения номинальной мощности двигателя путем увеличения среднего
эффективного давления на 10—12%.
Мощность трения и коэффициенты полезного действия двигателя.
Как известно, на удельный расход топлива влияют индикаторный. тц и
механический а?м коэффициенты полезного действия, которые изме­
няются в зависимости от нагрузки. С увеличением нагрузки >/; умень­
шается, а г/м увеличивается.
В табл. 5 представлена мощность трения и индикаторная мощность
двигателя при различных скоростных режимах, полученная в результате
обработки индикаторных диаграмм.
Таблица 5
!
і
Ч
и
с
л
о
о
б
о
р
о
-
|
j
т
о
в
в
м
и
н
ѵ
т
ѵ
_
_
_
_
і
Э
ф
ф
е
к
т
и
в
н
а
я
і
м
о
щ
н
о
с
т
ь
,
л
.
с
.
С
р
е
д
н
е
е
и
н
д
и
-
|
і
к
а
т
о
р
н
о
е
д
а
в
-
1
л
е
н
и
е
,
к
г
/
с
м
2
_
_
_
_
И
н
д
и
к
а
т
о
р
н
а
я
м
о
щ
н
о
с
т
ь
,
л
.
с
.
М
о
щ
н
о
с
т
ь
т
р
е
н
и
я
,
л
.
с
.
Ч
и
с
л
о
о
б
о
р
о
­
т
о
в
в
м
и
н
у
т
у
Э
ф
ф
е
к
т
и
в
н
а
я
м
о
щ
н
о
с
т
ь
,
л
.
с
.
С
р
е
д
н
е
е
и
н
д
и
­
к
а
т
о
р
н
о
е
д
а
в
­
л
е
н
и
е
,
к
г
/
с
м
2
И
н
д
и
к
а
т
о
р
н
а
я
м
о
щ
н
о
с
т
ь
,
л
.
с
.
М
о
щ
н
о
с
т
ь
т
р
е
н
и
я
,
л
.
с
.
249
111
4,48
159
48
455
334
6,48
420
86
349
302
7,25
361
59
500
389
6,7
478
89
411
305
6,64
387
82
500
360
46,5
464
104
420
385
7,73
468
78
550
428
6,91
542
ІІ4
445
356
6,88
436
80

По нагрузочной характеристике мощность трения мало изменяется,
незначительно возрастая с повышением нагрузки. Поэтому с достаточ­
ной для практических целей точностью мощность трения при постоян­
ном числе оборотов и различной нагрузке можно принять неизменной.
too
НО
80
70
60
50
<*0
90
^тр
120
1
Nтр Of
тр 07Реде.
пяеп
пяеп
іся и
1СЯ h
3 6Ь//
аю
юж
оослЮМ .ходу
-
А/. L
о-■■■
N
с
1
двигателя
Л
1
1
1
С кг/уас
j/
*1
75
і
/
11
и■■г
9
/р1
X
_J
7
■j
///
[
1
і
"Г/
1
7
5
j
4Г
---- і-
400
500
300
200
ООО п
ин
Рис. 6. Зависимость мощности трения и расхода топлива на холостом ходу
от числа оборотов двигателя.
позволило при каждом скоростном режиме двигателя
соответствующее только одному значению Ре. На рис . 6
и часового расхода
Это допущение
определять М-р»
показана зависимость мощности трения двигателя
топлива на холостом ходу от числа оборотов.
Используя выражеін11я:
/V,=Ne+A'Ip;А', N
Жи
632
101

где: Qp= 10180 ккал/кг ~ теплотворность дизельного топлива, опреде­
лим зависимость удельного индикаторного расхода топлива gi, индика­
торного щ и механического кпд >/« по нагрузочным характеристикам
от эффективной мощности.
При холостом ходе мощность трения определяется на основании
NtP = -("- Л. с.,
ьіх
где: Очх — часовой расход топлива на холостом ходу двигателя в кг/час;
gix—удельный индикаторный расход топлива на холостом ходу
двигателя в кг.
Удельные индикаторные расходы топлива на холостом ходу и при
малых нагрузках двигателя (при а > 3,5) могут быть приравнены.
Результаты определения мощности трения (холостого хода) и ее
зависимость от числа оборотов приведены в табл. 6, из которой видно,
что разница между мощностью трения при работе на холостом ходу и
под нагрузкой составляет 2—3% .
Таблица 6
Число
оборотов
двигателя
в минуту
Расход
топлива,
кг/час
Удельный
индикаторный
расход топлива,
г/и. л. с. час.
Мощность
трения,
л. с.
250
5,4
133,5
40,5
300
6,7
133
50,4
350
8,1
133
60,7
1
412
9,9
133
74,5
1
450
11,1
135
82,2
1
500
12,5
131
95,5
J
550
14,5
129
112,5
Минимальное значение а, при котором двигатель работал без­
дымно, составляло 1,53—1,55.
Тепловой баланс и влияние температурного режима в системе
охлаждения на экономичность работы двигателя. Максимальное значе­
ние полезно использованного тепла = 35,6 достигнуто при п —
об/мин и угле опережения подачи топлива 16° до в. м. т - Тепло­
вой баланс при рекомендуемых номинальных мощностях двигателя при
п = 350, 412, 450 и 500 об/мин представлен в табл. 7.
Таблица 7
Мощность
двигателя,
л. с.
Число
оборотов
в минуту
_
______ _________
Тепловой баланс, %
полезно
используемое
тепло
потери
с выпуск­
ными
газами
потери
с охлаждаю­
щей водой
неучтенные
потери
305
350
34,7
26,0
30,6
87
355
412
35,6
23,7
30,0
77
380
450
35,1
26,0
24,5
14Д
400
500
35,1
27,3
24,7
12,9
102

Потери тепла с выпускными газами находятся в ^ПУС1.И^!ЫХ/ПР
делах. Потери тепла с охлаждающей водой при п = 350 и 412 ОО/МИН
несколько завышены. Для снижения потерь тепла с охлаждающей
водой необходимо повысить температурный режим в замкнутой системе
охлаждения.
Рекомендуемая заводом предельная температура воды на выходе
из двигателя 60° занижена. В замкнутых системах охлаждения ее повы­
шают до 80—85°. Повы­
шение температуры охла­
ждающей воды приводит
к уменьшению темпера­
турных напряжениій и
износов цилиндровых вту­
лок и к повышению эко­
номичности работы дви­
гателя.
На рис. 7 показана
полученная в результате
испытаний зависимость
удельного расхода топли­
ва и эффективного кпд
от средней температуры
охлаждающей воды в
замкнутой системе при
работе двигателя на но­
минальной мощности и
п = 500 об/мин.
Рис. 7 . Зависимость удельного расхода топлива и
аффективного кпд от средней температуры воды в
замкнутой системе охлаждения при 7Ѵе = 4О7 л.с. и
п =500 об/мин.
Анализ этих данных
подтверждает, • что с по­
вышением рекомендован­
ного заводом температур­
ного режима в замкнутой
системе охлаждения на 20—22° экономичность работы двигателя повы­
шается на 5%. Одновременно с повышением температуры воды на
выходе из двигателя должна повышаться и температура воды, входящая
в двигатель. Разность их не должна превышать 10—15°. Температурный
режим в замкнутой системе охлаждения должен регулироваться авто­
матически.
Внешние характеристики двигателя. Внешние характеристики пред­
ставляют собой зависимость мощности двигателя от числа оборотов
при постоянном положении органа, регулирующего подачу топлива.
Из семейства внешних характеристик наибольший интерес предста­
вляют:
1) предельная или заградительная, ограничивающая поле возмож­
ных максимальных мощностей двигателя при бездымном сгорании;
2) эксплуатационная, ограничивающая поле мощностей при положе­
нии органа, регулирующего подачу топлива, соответствующего номи­
нальной мощности двигателя;
3) экономическая, определяющая зависимость Л\. =/(//) при (£е)п»ы.
Первые две внешние характеристики обычно снимаются на стенде
при1 соответствующем заклиненном положении органа, регулирующею
подачу топлива, либо могут быть получены из результатов испытаний
двигателя по нагрузочным характеристикам-
Экономическая характеристика определяется только по нагрузочным
характеристикам.
ЮЗ

При -испытаниях по нагрузочным характеристикам фиксировалось
положение рейки топливных насосов, определяющее подачу топлива.
При испытании по заградительной внешней характеристике положение
рейки определялось в зависимости £е=/(^е). соответствующей номиналь­
ному скоростному режиму двигателя (п = 412 об/мин.), снятой в точке
максимального Ре при сгорании без дымления, которое начинается при
Р(> = 7,0—7,08 кг/см2. Это значение и соответствует заградительной
внешней характеристике. Таким образом, положение рейки топливного
насоса S = 28 мм, соответствующее заградительной характеристике,
определяется по рис. 4 при Р.> = 7 кг/см2.
По известному S = 28 мм, пользуясь графиками на рис. 1 —5 опре­
деляем основные параметры, характеризующие работу двигателя по
заградительным внешним характеристикам, при двух углах опережения
подачи топлива 16 іг 19° до в. м. г . По тем же графикам определяем
параметры, характеризующие работу двигателя по экономической
характеристике, которые в этом случае соответствуют минимальному
значению ge-
Выше были даны рекомендации по изменению установленных заво­
дом-изготовителем номинальных мощностей двигателя. Этим номиналь­
ным мощностям и должна соответствовать эксплуатационная внешняя
характеристика.
Рекомендуемым номинальным мощностям двигателя 305, 355, 380 и
410 лс, при п = 350, 412, 450 и 500 об/мин, соответствует положение
рейки топливных насосов S = 24 мм, которое для эксплуатационной
внешней характеристики определено по рис. 2—5, кроме того, снята
существующая эксплуатационная характеристика, соответствующая уста­
новленным заводом значениям номинальной мощности /Ѵе = 323 л- с .,
при которой S = 21,5 мм.
Основные параметры двигателя, характеризующие его работу по
указанным внешним характеристикам, при угле опережения подачи
топлива 16° до в. м. т., приведены на рис. 8. Такие же построения сде­
ланы и* для угла опережения подачи топлива 19° до в. м. т .
По экономическим характеристикам определяется нормальная мощ­
ность двигателя, т. е . мощность, соответствующая минимальному удель­
ному расходу топлива. При углах опережения подачи топлива 16 и 19°
до в. м. т. она составляет 340 и 385 л. с. при п = 412 иі 500 об/мин-
Использование результатов испытаний для определения мощности
двигателя в судовых условиях. Двигатели типа 6С275Л не имеют
индикаторных приводов и мощность их в судовых условиях определяется
косвенным путем. Если двигатели находятся в хорошем техническом
состоянии и значения Pz и температуры выпускных газов совпадают
с соответствующими стендовыми данными, то можно с достаточной
для практики точностью определять мощность двигателя по замерен­
ному расходу топлива. Для этой цели снятые на стенде при раз­
ных скоростных режимах нагрузочные характеристики двигателя совме­
щаются на одном графике, на кагором наносится также условная вели-
чина п , зависящая от удельного расхода топлива и среднего эффек­
тивного давления.
По полученной в процессе испытаний на судне условной вели­
чине п > пользуясь совмещенным графиком нагрузочных характеристик,
определяют среднее эффективное давление Ре, температуру выпускных
газов и удельный расход топлива
104

где:
Мош1гостh двигателя
п — число оборотов
Оч — часовой расход
/Ѵе ПС
определяется из выражения:
Ле-0,1425
в минуту коленчатого вала двигателя;
топлива в кг.
500
400
ООО
200
0.85
0.80
80
500
400 X
51
60\0.180\
550
400
опере-
зоо
Р2 *2/СМ
53
4f)\OJ70\
пиб/минЗОО
350
400
450
500
Рис. 8. Внешние характеристики двигателя 6С275Л при угле
жения подачи топлива 16° до в. м .т .
49
С нг/час
де пгіэлеч
і
0190.
двига геля
На рис. 9 и 10 приведены нагрузочные характеристики
6C275J1, полученные на стенде при скоростных режимах 300
450, 500 и 550 об/мин и углах опережения подачи топлива 16е и 19е до
в. м. т . На рисунках нанесена также условная величина
—
. Кривые —
п
п
относящиеся к указанным выше значениям нагрузочной характеристики.
І05

проходят близко друг к другу- Поэтому путем интерполяции можно
определить мощность двигателя на любом промежуточном скоростном
режиме.
Рис. 9 . Нагрузочные характеристики двигателя при угле опереже­
ния подачи топлива 16° до в. м. т.
Приведем пример пользования графиком. Во время испытаний на
судне замером установлено, что часовой расход топлива при1 и =
—
375 об/мин составляет 41,3 кг/час. При этом режиме температура
выпускных газов была /г = 268° и угол опережения подачи топлива 16°
до в. м . т. Определяем:
106

Воспользуемся графиком, изображенным на рис. 9,
найденное значение (точка А) между скоростными режима
412 об/мин (в нашем случае кривые слились). Через точку А
"і
2
3
4
6
6 PeK2/QM*
&
500
ьоо
зоо
200-
юо.
1
*•’
*
______
&
п
__
/
—
а
г.
ѵ-30(.
1=.
9ми
оі.
1 N1111
и
/
11
018 ‘
7
0.16
об
fs4/7 мин’
_
п: 50МIIН
Qu
*
■
fl
об
-
^Г)О мни
—
fl
п
’JUU
—-
об
2 ЧЧП ЕПТй
о^
/
0.12
і
У'
1
ПіП.
и,'с/
ООО
_____!
006.
fу
1
:
і
9е
кѵЬлсч
О 7?О
1
1
Uсси
0,210
П7ПП
V
1
і
U.ZJU-
п 1QH
1
U. 1jU-
0180.
ч.
Рис. 10. Нагрузочные характеристики двигателя при угле
опережения подачи топлива 19° до в. м . г.
вертикаль, -параллельную
оси ординат и определяем значения
= 4,38 кг/см2 (точка В) и =270° (точка С). По значению Р
деляем мощность двигателя /Ѵг =0,1425 Р.п = 0,1425
*44-
= 234л.с.
отложим
ми350и
проводим
Ре=
е опре-
375 =
107

IV. рекомендуемый режим работы двигателей для серийных
РЕЧНЫХ ТЕПЛОХОДОВ /
Двигатели 6С275Л поставляются с редукторами с передаточным
отношением /=1:1,35 и используются в качестве главных двигателей
на серийных речных грузовых теплоходах грузоподъемностью 1000 н
2000 т и на буксирных теплоходах мощностью 600 л. с .
На грузовых теплоходах типа «Большая Волга» устанавливаются
по два двигателя с редукторами, развивающих мощность по 350 л. с .
при 500 об/мин. Устанавливаемые на теплоходах грузоподъемностью
1000 т два двигателя без редукторов развивают мощность по 323 л. с.
при 412 об/мин. На этом же режиме работают двигатели и на буксир­
ных теплоходах. Приведенные выше регулировочные характеристики
подтверждают, что установленные іна серийных речных теплоходах дви­
гатели 6С275Л недогружены и мощность их должна быть повышена,
либо в случае ее сохранения должен быть понижен скоростной режим.
При этом возможно исключение редуктора.
Для выбора режима работы двигателей на серийных речных тепло­
ходах сопоставим кпд гидромеханического комплекса при различных
значениях мощности силовой установки и числа оборотов гребных вин­
тов. Принимается, что на всех указанных судах винты работают в на­
правляющих насадках.
Как показали расчеты, при установке на серийных речных теплохо­
дах двигателей 6С275Л оптимальный винт не может быть осуществлен
и приняты винты заданного диаметра. Мощность силовых установок реч­
ных теплоходов выбрана с учетом полной загрузки, двигателей. Приня­
тые и определенные для них кпд гидромеханического комплекса приве­
дены в табл. 8.
Показатели работы двигателей целесообразно сопоставить не только
при номинальном режиме, но и на долевых нагрузках по винтовым
характеристикам. На рис. 11 приведены параметры, характеризующие
работу двигателей по теоретическим винтовым характеристикам и соот­
ветствующие рассмотренным вариантам силовых установок 2000-тонного
грузового теплохода.
Анализ расчетных данных позволяет заключить, что применение
редукторов не обеспечивает наибольшего пропульсивного кпд. Более
того, установка редукторов повышает скоростной режим работы двига­
телей и снижает их моторесурс. Наличие двух редукторов на судне
создает эксплуатационные неудобства в отношении обслуживания и ре­
монта и ухудшает энергетические и экономические показатели уста­
новки.
Наибольший пропульсивный кпд силовой установки грузовых тепло­
ходов типа «Большая Волга» соответствует мощности двух двигателей
по 750 л с. при 450 об/мин, работающих непосредственно на гребные
винты, т. е. без редукторов. В этом случае при сопоставлении с редук­
торной установкой мощностью 800 л. с. при п — 500 об/мин полезно
используемая мощность сохраняется и уменьшение скоростного режима
работы двигателей должно увеличить моторесурс на 20—25% и дать
экономию топлива на 6,5%.
Как видно из рис. 11, работа двигателей на долевых нагрузках по
винтовой характеристике, соответствующей силовой установке No 2, эко­
номичнее такой же работы силовой установки No 1. Наивысший пропуль­
сивный кпд силовой установки 1000-тонного грузового теплохода соот­
ветствует номинальной мощности двух двигателей — 646 л. с . при
// = 412 об/мин- На этом режиме главные двигатели не догружаются
на 10%.
108

М
о
щ
н
о
с
т
ь
с
и
л
о
в
ы
х
у
с
т
а
н
о
в
о
к
,
р
е
ж
и
м
р
а
б
о
т
ы
д
в
и
г
а
т
е
л
е
й
и
к
п
д
г
и
д
р
о
м
е
х
а
н
и
ч
е
с
к
о
г
о
к
о
м
п
л
е
к
с
а
р
е
ч
н
ы
х
т
е
п
л
о
х
о
д
о
в
% ‘КIf91
-ВЛіЯѴ
ѵпя
ИІЧНЯПІЯЭффе
Jя
'еаиішоі vox
-ЭВСІ
ИОНОЭІ'І,
ияаонвіэХ
Ѵпя иічн
- ЯИ ЭЧ1ГЛ*ио<1 11
’Э ‘If ‘ЧІЭОНТПОН
веиіэХвчігои
-эи
оіісаіго11
U І’ЭЯЭІГИ
-поя
ѵиуі
С
к
о
р
о
с
т
ь
яээ/іѵ ,7Н OIL’
-ЭІ ИЖИЯѴ
я
КИНВЯЭПГОІІ
с
у
д
н
а
к
м
/
ч
а
с
м
/
с
е
к
.
X
ЯО1НИЯ
О
б
/
вігэівліяѵ
•э чг ‘инвіниа
квіѵэвврэііюи
чіэонтподо
U 1\] *Э 4f ЧіІІНІІІГ
ПОЯОІГі’Я Я II
•іялѵосі я иіэон
-mor; ікіэюц
-э
чг
‘ВІГЭІВЛШѴ
ЧІЭОНПЮІѴ
вина Піяэффв
СП
о
о—
о£
«и СО
о>о
=
ган
гах >.
га>.
о
с
н
ііяяоіівіэХ
ИОЯОІНІЭ оД І
о?
>1
109

Рис. 11. Теоретические винтовые характеристики двигателя примени­
тельно к 2000-тонному грузовому теплоходу.

На реках восточных бассейнов двигатели этих теплоходов должны
развивать полную мощность — 710 л. с . при 412 об/мин и работать
непосредственно на винты. При этом пропульсивный кпд всего на 2%
меньше оптимального. Дальнейшее повышение мощности силовой уста­
новки до 800 л. с . потребовало бы установки редукторов и снизило бы
моторесурс двигателей без увеличения скорости судна.
Наибольший пропульсивный кпд установки буксирных теплоходов
мощностью 600 л. с. соответствует скоростному режиму работы двигате­
лей при /і = 350 об/мин и непосредственной прямой передаче на греб­
ной винт. По сравнению с существующим этот режим дает 5% эконо­
мии топлива, обеспечивает полную загрузку двигателя и исключает уста­
новку редукторов.
Анализ подтверждает возможность увеличения скоростного режима
43') об/мин. К таким судам относятся 1000-тонный грузовой теплоход и
буксиры постройки завода «Красное Сормово». В этом случае повыше­
ние мощности силовых установок улучшит показатели эксплуатируемых
судов.

Канд. техн, наук Д. Д. ПОПОВ и инж . Т. Д. КОЛЬ
ИССЛЕДОВАНИЕ НАСОСНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДИЗЕЛЬНЫХ
ТОПЛИВНЫХ НАСОСОВ ЗОЛОТНИКОВОГО ТИПА
С ПЕРЕМЕННЫМ НАЧАЛОМ ПОДАЧИ ТОПЛИВА
Стандартный топливный насос золотникового типа характеризуется
наличием на образующей рабочей части плунжера наклонной (винто­
вой) кромки. Эта кромка управляет количеством подаваемого топлива,
которое регулируется изменением момента конца подачи (отсечки).
Момент начала подачи топлива практически остается постоянным и опре­
деляется моментом перекрытия отверстий во втулке верхним торцом
плунжера.
В транспортных двигателях внутреннего сгорания, работающих при
переменном скоростном режиме, в частности в главных судовых двига­
телях, непосредственно или через редуктор связанных с движителем,
изменение нагрузки зависит от изменения числа оборотов коленчатого
вала. Эта зависимость выражается формулой Ne = ан3. При изменении
количества топлива, нагнетаемого в цилиндр за каждый цикл, изменяется
и число оборотов коленчатого вала. При неизменном моменте начала
подачи топлива (по углу поворота коленчатого вала) опережение подачи
топлива, отсчитываемое в единицах времени, изменяется, так как с уве­
личением скоростного режима двигателя время опережения уменьшается
пропорционально скоростному режиму, что выражается соотношением
_
0.,
Г““6л’
гдеО,, —опережение начала подачи топлива в градусах поворота колен-
чатого вала.
Поскольку процессы воспламенения и сгорания протекают в опре­
деленном отрезке времени, необходимо принять меры, чтобы с увеличе­
нием скоростного режима двигателя процесс подготовки заряда ци­
линдра к сгоранию не продолжался за в. м. т . Это достигается соответ­
ствующим увеличением опережения момента начала подачи топлива
в цилиндр относительно в. м. т . По этой же причине, если число оборо­
тов коленчатого вала снижается, необходимо уменьшатъ опережение
подачи топлива. Если этого не предусмотреть, то на малых нагрузках
процесс сгорания может оказаться законченным до в. м. т., что сопро­
вождается повышением скорости нарастания давления —у и макси­
мальных давлений цикла рІЬ а вместе с тем и жесткости >и шумности
работы двигателя, не говоря уже о повышенных нагрузках на детали
кривошипно-шатунного механизма .
112

С целью сохранения оптимального момента начала подачи топлива
на всех возможных скоростных режимах двигателя применяются ручные
или автоматические механизмы, с помощью которых принудительно
изменяется опережение момента начала подачи топлива. Очевидно, что
дополнительные механизмы регулирования усложняют конструкцию и
обслуживание двигателя.
Попытки автоматизировать регулирование момента начала подачи
топлива, и благодаря этому отказаться от сложных механизмов, при­
вели ік созданию для транспортных двигателей специальных конструкции
топливных насосов. К числу таких конструкций относится топливный
насос, судового двигателя типа ДР30/50. Топливный насос этого двига­
теля снабжен всасывающим клапаном, выполняющим одновременно
функции регулирующего. С изменением количества подаваемого топлива,
автоматически изменяется момент начала нагнетания. Чем больше топ­
лива следует подать в цилиндр, т. е. чем больше нагрузка двигателя
и число оборотов его коленчатого вала, тем раньше закрывается всасы­
вающий клапан и раньше начинается нагнетание топлива (увеличи­
вается опережение начала подачи топлива).
Золотниковые топливные насосы по конструкции значительно проще
топливных насосов всех других типов. Вместе с тем в них легко осуще­
ствляется изменение в широких пределах опережения начала подачи
топлива во время работы двигателя. Для этого винтовая кромка распо­
лагается в верхней рабочей части плунжера.
Возможны два варианта такого плунжера: с одной верхней косой
кромкой и с двумя регулирующими кромками — верхней и нижней. По­
скольку в насосе с такими плунжерами момент начала подачи топлива
может автоматически изменяться только при изменении количества пода­
ваемого топлива, очевидно, что возможен один случай работы двигателя
(на разных скоростных режимах), когда момент начала подачи топлива
не будет изменяться. Этому случаю соответствует работа двигателя по
внешней характеристике, при которой сохраняется неизменным положе­
ние органов регулирования подачиі топлива (положение рейки топлив­
ного насоса).
В остальных встречающихся в эксплуатации случаях работы дви­
гателя внутреннего сгорания момент начала подачи топлива будет изме­
няться одновременно с изменением режимов работы. Возможность
использовать особенности конструкции золотникового топливного насоса
главного судового двигателя для автоматического регулирования момента
начала подачи топлива представляет большой технический и эксплуа­
тационный интерес? В связи с этим автором проведено исследование
ряда насосных элементов стандартного типа с различными вариантами
расположения регулировочных винтовых кромок; в настоящей статье
излагается часть этой работы. Для исследования были использованы
плунжеры трех видов, имеющие верхние наклонные кромки. Эти плун­
жеры работали на двигателях,, используемых в системе водного транс­
порта.
Исходными данными для исследования явились:
1) конструктивные размеры плунжеров и втулок, полученные путем
обмера образцов с натуры;
2) зависимость подъема плунжера от угла поворота кулачкового
валика топливного насоса Лпл =/(9>к ), установленная путем замеров
в натуре при помощи технологического индикатора.
іПо этим данным построены развертки рабочей части плунжера,
найдены активные (рабочие) хода плунжера при различных положениях
регулировочных реек топливных насосов и исследовано изменение мо-
8 цниирф, вып. ххіх.
из

ментов начала подачи топлива при повороте плунжера. Основные дан­
ные исследованных плунжеров приведены в табл. 1.
Таблица /
INoNo
1 плун-
ркеров
Размер плунжера и
расположение кромок
на плунжере
Направле­
ние
кромки
Шаг
кромки,
мм
Угол
наклона
кромки
к горизон­
тали
Начало
кромки от
верха
плунжера,
мм
1
-
—
.... -—
■■■■■■■ - ■ ■
—
-
--
—
■■■ -
—
.-------
1
Диаметр плунжера 13,5 мм
а) верхняя.......... .
б) нижняя .............
Правоходо­
вая
Левоходо­
вая
11
20
14°32'
25°15'
5,1
7,9
12
Диаметр плунжера 13,5 мм
а) верхняя .............
б) нижняя .............
Правоходо­
вая
Левоходо­
вая
21
11
26®22'
14®32'
8,0
3
Диаметр плунжера 11 мм
а) верхняя ............ Пра во ходо­
вая
14,9
23°2Г
2,5 1
Втулки плунжеров двух первых типов одинаковы. Диаметр отвер­
стия во втулке плунжера 3 мм. Ось этого отверстия расположена па
расстоянии 12,5 мм от верхнего торца втулки.
При определенных линейных перемещениях регулировочной рейки
и диаметре начальной окружности поворотного зубчатого венца DH. в=
= 33 м, углы поворота плунжера подсчитывались по формуле
360 5
п.о
На рис. 1 изображена развертка плунжера первого типа. При ее
исследовании условно принималось, что плунжер неподвижен, а отвер­
стие втулки перемещается. Нулевым положением считалась осевая
линия вертикального прореза на плунжере. Угловые положения отвер­
стия втулки относительно плунжера отмечены вертикальными линиями,
расположенными на расстоянии 20,5 мм друг от друга, что соответствует
17°,35 поворота плунжера или 5 мм перемещения регулировочной рейки
топливного насоса. Дополнительно отмечены положения 1' — начало
подачи топлива и расчетные положения границ рабочего участка.
•
Расстояние верхнего торца плунжера от верха втулки при наиболь- -
шем выступе кулачка принято Л = 0,5 мм.
При крайнем нижнем положении плунжера расстояние верхнего
торца плунжера от центра отверстия во втулке Л =—1, т. е . торец
плунжера в этот момент находился на 1 мм выше оси отверстия.
Подъем плунжера до начала нагнетания в искомом положении опреде­
ляется как сумма расстояний/гил=2
где z— расстояние верхнего
торца плунжера от центра окна в момент его перекрытия. Активный ход
плунжера при определенном положении регулировочной рейки нахо­
дился по развертке, как расстояние по вертикали между двумя край-
1 От нижней горизонтальной кромки.
114

1ІІІМІ1 положениями центра отверстия, когда оно полностью перекрыва­
лось. Эти положения центров отверстия при, разном их
положении соединены линиями, параллельными косым
жера. Зона между образующими А и Б соответствует рабочему участку
плунжера на двигателе.
ведены па графиках рис. 2, а (I). Здесь дана
ходов плунжера Ла от углов поворота плунжера
жениях регулировочной рейки; наименьший жж
Результаты исследования плунжера первого типа dпл 13,5 мм про
і зависимость активных
-
’° при заданных поло­
активный ход плунжера
Ла min = 0,7 мм, наибольший Латах = 6,9 мм (положение 5’/г на раз­
вертке). При дальнейшем перемещении регулировочной рейки, нижняя
отсечная кромка плунжера не открывает отверстия во втулке, т. е.
с этого момента управление работой топливного насоса прекращается.
На этом же рисунке, на кривой подъема плунжера отмечены моменты
начала и конца подачи топлива, относящиеся к разным положениям
плунжера. По оси абсцисс отложены углы поворота кулачкового
валика топливного насоса. С помощью графика іна рис. 2,а подсчиты­
вались изменения углов опережения начала подачи топлива ^0°.
Поскольку автоматическое изменение момента начала подачи
топлива тесно связано с положением плунжера относительно втулки,
т. е . с количеством нагнетаемого в цилиндр двигателя топлива, необ­
ходимо было находить величину изменения углов опережения начала
подачи топлива ^0 при различных активных ходах плунжера Ла. Соот­
ветствующие данные иллюстрированы графиком на рис. 2, а.
Аналогичное исследование было проведено для плунжера второго
типа. Зависимость
оказалась несколько иной, что объяс­
няется другим наклоном косых кромок на плунжере. При повороте
плунжера второго типа (J= 1,5 мм) на 100° верхняя косая кромка его
переходит в горизонтальную (сливается с верхним торцом плунжера).
Благодаря более пологой нижней кромке плунжера этого варианта, его
рабочий участок больше (по углу поворота плунжера)-
8*
|15

Таблица 2
I
NoNo
I вариан-
1
тов
Расположение
регулирующих
кромок на
плунжере
Направление
наклона кромок
•
Шаг кромки,
мм
1
Верхняя (1)
Правоходовая
12
Нижняя (3)
Левоходовая
8
1 11 Верхняя (1)
Правоходовая
12
Нижняя (4)
Левоходовая
16
1 111 Верхняя (2)
Правоходовая
6
Нижняя (3)
Левоходовая
8
1 1Ѵ Верхняя (2)
Правоходовая
6
Нижняя (4)
Левоходовая
16
Путем уменьшения рас­
стояния между торцом плун­
жера и торцом втулки в верх­
нем крайнем положении плун­
жера можно удлинить рабочий
участок.
Анализ двух плунжеров с
двумя косыми кромками еще
не позволяет в полной мере су­
дить о степени влияния каж­
дой кромки его рабочей части
на изменение опережения на­
чала подачи топлива. Для то­
го чтобы проанализировать
влияние кромок, следовало,
сохранив неизменным угол
наклона одной из них, варьиро­
вать углами наклона другой
кромки. В основу исследования
был положен соответственно
переделанный насосный эле­
мент топливного насоса двига­
теля ЗД6 с плунжером, имею­
щим диаметр dnji = 10 мм.
Основные размеры рабочей ча­
сти плунжера и втулки сохра­
нены неизменными.
Заданные параметры косых
кромок приведены в табл. 2.
Fla рис. 3 дана развертка
плунжера диаметром 10 мм.
Варианты косых кромок обо­
значены цифрами: / и 3—
кромки, принятые для экспе­
риментального плунжера, 2 и
4 — кромки, взятые произ­
вольно.
Поскольку закон измене­
ния подъема плунжера от угла

поворота кулачкового вала влияет на угловые значения изменения опе­
режения начала подачи J0, влияние этого фактора из исследования
исключено. Во всех случаях принят один и тот же закон изменения
Лпл — / (^к), который в рабочей области характеризуется прямой
линией (рис. 2,6). Ее наклон близок к наклону, замеренному при испыта­
нии топливного насоса.
Исследование показало, что разный наклон верхней и нижней
кромок плунжера оказывает неодинаковое влияние на опережение начала
подачи топлива, зависящее от изменения активного хода плунжера.
Результаты исследования приведены на рис. 4. Как отмечено выше,
зависимость подъема плунжера
от углов поворота
кулачко­
вого вала прямолинейна- Условно принято, что начало подачи топлива
соответствует Л;1 = 0; на графиках оно обозначено толчками 0. На гра­
фиках а и б точками а, б и в отмечены моменты начала подачи топлива,
соответствующие относительным положениям отверстия во втулке, обо­
значенным теми же буквами на рис. 3. На графике а верхняя кромка
принята по варианту 1, а на графике б — по варианту 2.
Пользуясь этими данными и находя по развертке (рис. 3) значения
активных ходов плунжера, можно построить график, характеризующий
изменение опережения начала подачи топлива АО от активного хода Лл
плунжера (график в). Условно принятое начало отсчета АО соответ­
ствует угловому положению плунжера при Д, = 0. На графике г
АО=0 при//.,
—
2,3 мм, что соответствует положению плунжера на
режиме полной мощности.
Анализируя эти данные, можно заключить, что нижняя отсечная
кромка на плунжере также влияет на характер изменения J0 — / (Ла),
даже при неизменном угле наклона верхней кромки. Однако, как и сле­
довало ожидать, основное влияние на изменение моментов начала по­
дачи топлива оказывает угол наклона верхней кромки.
При изменении угла наклона одной нижней кромки абсолютный
момент начала подачи топлива не изменяется, но относится к другом}7
активному ходу, т. е . другому количеству подаваемого топлива.
117

Для того чтобы установить действительное изменение моментов
начала подачи топлива на главном судовом двигателе в условиях его
работы по винтовой характеристике, были использованы данные испы­
тания двигателя ЗД6 и испытания топливного насоса в лаборатории,
которые соответствовали режимам работы на судне.
Рабочее положение плунжера
(hac 2?мм)условно принято оа начальн
Рис. 4.
Путем сравнения с режимом полной мощности (N? =150 л. с. при
1500 об/мин), для которого при требуемом нормальном опережении
начала подачи топлива АО — 0, было установлено, что при увеличении
наклона нижней косой кромки плунжера уменьшается диапазон измене­
ния АО. При изменении режима от полной мощности до мощности
малого хода, опережение момента начала подачи топлива изменяется
почти на 2° угла поворота кулачкового валика насоса, или 4° угла пово­
рота коленчатого вала. Когда плунжер имеет только одну верхнюю
КРОМ'КУ> предел изменения АО увеличивается. Если у двигателя
ЗД6 на режиме полной мощности опережение начала подачи топлива
118

составляет 25° до в. м. т., то
па режиме малого хода при плунжере,
имеющем только одну верхнюю косую кромку ДО = 18,8° до в. м. т .
Лнали-з показал, что в пределе плунжер с двумя косыми кромками
может быть сведен к плунжеру с одной, только верхней, кромкой, при
которой изменение моментов начала подачи топлива в зависимости от
активного хода плунжера оказывается наибольшим возможным. Из
исследования видно, что это предельное значение остается неизменным
при различных углах наклона верхней кромки.
Стандартный золотниковый топливный насос, плунжер которого
имел только одну у верхнюю кромку, был подвергнут лабораторным
испытаниям. Обмерами было установлено, что угол наклона верхней
косой кромки равен 23°2Г, что соответствует шагу 14,9 мм (см. табл. 1,
плунжер No 3). Диаметр плунжера
—
11 мм. Диаметр отверстия во
втулке плунжера 3 мм иі расстояние его оси от верхнего торца
втулки 9 мм. Диаметр начальной окружности зубчатого венца поворот­
ной втулки 23,32 мм. Когда плунжер находится в верхнем крайнем поло­
жении, высота А~ 0,5 мм, а отверстие во втулке открывается нижней
горизонтальной кромкой на половину сечения. В крайнем нижнем поло­
жении плунжера отверстие во втулке плунжера открыто полностью.
Момент конца подачи топлива (отсечка) постоянен и имеет место при
подъеме плунжера на 8,5 мм.
Для исследования была построена развертка этого плунжера,
а также построены развертки плунжера с измененными углами наклона
верхней косой кромки, для которых были приняты следующие углы
наклона кромки: 15°; 20°; 23°20' и 46°40'.
Замеренные подъемы плунжера Лпл показали, что в рабочей области
зависимость/?пл=/(^к) является прямой линией.
Пользуясь зависимостью подъемов плунжера от угла поворота
кулачкового валика топливного насоса и данными разверток плунжера
с различными вариантами верхней косой кромки, можно определить, как
влияет величина активного хода плунжера !іл на угол опережения
начала подачи топлива.
Опытом установлено, что в топливных насосах золотникового типа
с плунжерами, имеющими только одну верхнюю кромку, величина
активных ходов изменяется по тому же закону, как и угол опережения
начала подачи топлива.
От наклона верхней косой кромки зависит только требуемая вели­
чина перемещения регулировочной рейки топливного насоса. При кру­
тых кромках плунжер будет весьма чувствителен к перемещению рейки,
так как незначительные ее движения вызовут большие изменения актив­
ного хода плунжера. Наоборот, при пологой кромке можно точно регу­
лировать топливный насос. Кроме того, уменьшается чувствительность
подачи топлива к колебаниям регулировочной рейки насоса.
Шестиплунжерный топливный насос с плунжерами диаметром
11 мм был испытан в лаборатории. В результате этих испытаний были
определены основные геометрические параметры, активные хода по всем
насосным элементам и изменение моментов начала подачи топлива в за­
висимости от перемещений регулировочной рейки, а также характери­
стика подачи топлива.
Выводы
В результате проведенной работы не только выявлено влияние
верхней и нижней косых кромок плунжера золотникового топливного
насоса на изменение опережения начала подачи топлива, но и показана
і
119

целесообразность применения плунжеров подобного типа для автомати­
ческого изменения момента начала подачи топлива в двигателях, рабо­
тающих при переменных скоростных режимах, в частности, в судовых
двигателях, у которых закономерно связаны нагрузка и скоростной
режим.
Изменением угла наклона косых кромок на плунжере можно для
определенного двигателя, работающего в заданных условиях, подобрать
требуемый закон изменения опережения подачи топлива.
Наибольшее возможное изменение 40 —/(/іа ) достигается примене­
нием плунжеров с одной верхней косой кромкой.
Редактор £>. /7. Арефьев
Техн, редактор К. Л!. Волчок.________ _ __________________
Корректор Н. Б. Александрова >
Слано в набор 6/XII 1954 г. Подписано к печати 18/ІП 1955 г. Бумага 70x108/16. Физ. печ. л. 7 .5 .
Усл. печ. л. 10.28. Уч. -и зд . л. 10,33. Тираж 1000 эісз.
М-27620.
Изд. No Н-0315-РЛ .
________________________
Нена 7 р. 25 к. Заказ No 1259.
Издательство .Речной транспорт
*.
Ленинградское отделение. Ленинград, ул. Герцена . 37.
Типография .Красный Печатник
*,
Ленинград, проспект имени И. В. Сталина, 91.

Замеченные опечатки
Стра­
ница
Строка
Напечатано
Должно быть
По чьей вине
42
15 сн.
12—15%
15—17%
Автора
42
14 сн.
8—10%
11—13%
Автора
63
3 св.
30,0 кг/см2
3,0 кг/см2
Типографии
108
13 сн.
по750л.с.
в750л.с.
Автора
ЦНИИРФ, вып. XXIX