Author: Котишек Я. Род В.
Tags: химическая промышленность проектирование гидравлика нефтяная промышленность трубчатые печи
Year: 1963
Text
METODY A POCHODY CHEMICKE TECHNOLOGIE
Svnzek 7
Inz. JAROSLAV KOTISEK,
inz. VLADIMIR ROD
TRUBKOVE PECE
V CHEMICKEM PRUMYSLU
PRAHA -1961
STATNI NAKLADATELSLVI TECIIN1CKE LITEHATURY
ЯРОСЛАВ КОТИШЕК, ВЛАДИМИР РОД
ТРУБЧАТЫЕ ПЕЧИ
В ХИМИЧЕСКОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Перевод с чешского И. Н, Иониной
ПОД РЕДАКЦИЕЙ ИНЖ. Я. С. ГЛОЗШТЕЙНА
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ПАУЧПО-ТЕХПИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
НЕФТЯНОЙ И ГОРНО-ТОПЛИВНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
Лешптград • 19G3
В книге дан краткий обзор современных типов трубчатых
печей, их характеристика и примеры применения,- Приведены
основные методы теплового и гидравлического расчетов труб-
чатых печей, используемые при проектировании новых, а также
для поверочного расчета работающих трубчатых печей, необхо-
димого для обеспечения их экономичной эксплуатации. Удоб-
ным дополнением к книге являются примеры расчетов, взятые
из практики, и графические приложения.
Книга рассчитана на работников химической л нефтяной
промышленности, занимающихся вопросами проектирования,
усовершенствования эксплуатации и рационального использо-
вания трубчатых печей, а также для учащихся специальных
средних и высших учебных заведений с химическим уклоном.
СОДЕРЖАНИЕ
Стр.
Введение ....................................................... 8
Принятые обозначения ........................................... 9
1. Описание основных типов трубчатых печен
1.1. Характеристика основных типов трубчатых печен и и х применение 13
1. 1. 1. Конвективные печи ................................ —
1. 1. 2. Радиационные печи ............................... 14
1. 1. 3. Радиационно-конвективные печи ................... 15
Кубовые печи............................................. —
Многокамерная кубовая печь.............................. 17
Печь с наклонным сводом.................................. —
Вертикальная цилиндрическая печь........................ 18
Печь А ................................................. 21
Вертикальная плоская печь................................ —
Печи с двухсторонним обогревом труб..................... 23
а) Печь с двухсторонним обогревом труб с длиннопламен-
нымп горелками ...................................... —
б) Печь с двухсторонним обогревом труб с беспламенными
горелками . ........................................ 25
1. 2. Эксплуатационные параметры трубчатых печей............... 26
1/3. Конструкция трубчатых печей............................... 27
1. 3. 1. Корпус печи ..................................... —
1. 3. 2. Трубчатый змеевик............................... 30
1. 3. 3. Установка для снабжения топливом................ 33
Отопление жидким топливом................................ —
Газовое отопление....................................... 34
1. 3. 4. Форсунки ....................................... 35
Форсунки для сжигания жидкого топлива...................... —
а) Форсунки с распиливанием под давлением............. 36
б) Форсунки с паровым или воздушным распиливанием . . 37
в) Комбинированные горелки с расныливапием и испарением 39
Газовые горелки .... 40
I. 3. 5. Вспомогательные части печи ..................... 42
1.4. Оборудование печи......................................... 43
1. 4. 1. Подогреватель воздуха............................. —
1. 4. 2. Обеспечение безопасности работы печи............. 44
1. 4. 3. Измерение и регулирование........................ 45
Количество продукта..................................... 46
Выходная температура продукта............................ —
Регулирование при газовом отоплении..................... 47
Регулирование при отоплепии жидким топливом............. 48
Избыток воздуха ........................................ 50
Температура па поверхности труб.......................... —
Температура газов....................................... 51
Тяга .................................................... —
5
Стр,
2. Горение
2. 1. Основные понятия и реакции............................... 52
2. 2. Избыток воздуха ......................................... 53
2. 3. Свойства топлива ........................................ 54
2. 4. Физические свойства продуктов сгорания................... 57
2. 5. Состав продуктов сгораппя и расход воздуха............... 59
2. 6. Максимальная температура горения......................... 60
3. Передача тепла в трубчатых печах
3. 1. Способы передачи тепла....................*.............. 61
3. 2. Тепловой баланс ........................................ 63
3.3, Передача тепла в радиационной секции..................... 64
3. 3. 1. Источник тепла ................................ 65
3. 3. 2. Поглощающая поверхность......................... 68
Ко эффициент формы..................................... 69
Ра спределение теплового потока по периметру трубы .... 72
Ме стная тепловая нагрузка поверхности труб............ 74
Те мпература поверхности труб.......................... 75
3. 3. 3 Отражающая поверхность .......................... 76
Телшература отражающей поверхности...................... 77
3. 4. Аналитические методы теплового расчета радиационной секции 78
3. 4. 1. Тепловой баланс радиационной секции............. 79
3. 4. 2. Уравнение теплопередачи ........................ 80
Расчет эквивалентной черной поверхности................. 81
Решение уравнений теплопередачи и теплового баланса ... 83
Графическое решение ..................................... —
Аналитическое решение .................................. 85
Метод Меклера — Фенрола................................. —
«3. 5. Эмпирические методы .................................... 87
3. 6. Конвективная секция ..................................... 88
3. 6. 1. Коэффициенты теплоотдачи ....................... 89
Коэффициент теплоотдачи внутри труб...................... —
Коэффициент теплоотдачи вне труб......................... —
а) Коэффициент теплоотдачи конвекцией................. 90
б) Коэффициент теплоотдачи излучением газов........... 91
в) Коэффициент теплоотдачи излучением степ............ 94
Суммарный коэффициент теплопередачи...................... —
3. 6. 2. Средняя разность температур...................... —
3. 7. Влияние изменений эксплуатационных условий на характерные
показатели печи ................................................ 96
3. 8. Потери тепла через степы печи........................... 97
4. Гидравлический расчет
4. 1. Основные отношения..................................... 101
4. 2. Потери напора в трубах................................ 104
4. 2. 1. Нагрев жидкостей без изменения фазы ............ —
4. 2. 2. Нагрев газов ................................... —
4. 2. 3. Нагрев жидкостей с изменением фазы ............. —
4. 3. Потери напора на пути дымовых газов.................... 107
4. 4. Дымовая труба.......................................... 111
5. Эксплуатация и ремонт печи
5. 1. Ввод печп в эксплуатацию................................ 114
5. 2. Остановка печи ..................................... 116
5. 3. Ремонт печи ............................................. —
5.3.1. Текущпп контрольный осмотр печи.................. 117
6
Стр.
5. 3. 2. Контроль трубчатого змеевика при остановке лечи . . . 118
5. 3. 3. Чистка труб ................................... 120
а) Механическая чистка труб........................... —
б) Устранение кокса путем его выжигания в трубах .... —
G. Экономичность эксплуатации трубчатых лечен
6. L Коэффициент полезного действия печи...................... 123
6. 2. Эксплуатационные расходы ............................... 125
7. Прпмер расчета
7. 1. Тепловой расчет печп................................... 128
7. 1. 1. Горение .................................... ' . —
7. 1. 2. Тепловой баланс .............................. 129
7. 1. 3. Радиационная секция ........................... 130
Предварительный расчет ................................. —
Проект печп и поверочный расчет ...................... 131
7. 1. 4. Конвективная секция ........................... 133
7, 1. 5. Расчет радиационной секции методом Лобо — Эванса . 135
7 2. Гидравлический расчет ................................... 136
7. 2. 1. Потери давления в трубах......................... —
7. 2. 2. Диаметр и высота дымовой трубы................. 140
Литература . . . ............................................. 143
Алфавитный указатель .................................... . 145
ВВЕДЕНИЕ
В последние годы трубчатые печи получили широкое распро-
странение во всех наиболее развитых промышленных странах,
так как быстрое развитие химической и особенно нефтяной и
нефтехимическо/i промышленности требует увеличения дешевых
тепловых агрегатов для специальных технологических процессов.
Трубчатые печи используются при необходимости нагрева
среды до температур более высоких, чем те, которых можно до-
стичь с помощью пара, т. е. примерно свыше 230° С. Несмотря
на сравнительно большие первоначальные затраты, стоимость
тепла, отданного среде при правильно спроектированной печи,
дешевле, чем при всех других способах нагрева до высоких тем-
ператур. В качестве топлива могут применяться продукты от-
ходов различных технологических процессов, в результате чего
не только используется тепло, получаемое при их сжигании, по
часто устраняются и затруднения, связанные с обезвреживанием
этих отходов.
В химической и нефтяной промышленности трубчатые печи
применяются в основном при следующих операциях:
а) при нагревании технологических жидкостей или газов (на-
грев и вакуумная перегонка, перегрев пара и т. п.);
б) при нагревании или выпаривании веществ, служащих для
переноса тепла, например, минеральных масел, неорганических
солей, дау термов и др.;
в) для сообщения реакционного тепла эндотермическим реак-
циям путем прямого нагрева реакционного пространства (терми-
ческий крекинг, пиролиз бензинов, ппролпз этан-пропановой
смеси, коксование и др.) или перегревом веществ, поступающих
в реактор адиабатического типа (производство стирола, дегидро-
генизация бутенов, риформинг бензинов и т. п.).
Трубчатые печи используются для нагревания до 1000° С при
давлении до 100 ата. Коэффициент полезного действия современ-
ных печей колеблется от 70 до 80 % п в некоторых случаях дости-
гает 88%.
Существует много типов печей —конвективных, радиацион-
ных и радиационно-конвективных — однако создание новых спе-
циализированных и экономичных печей является по-прежнему
актуальной и важной задачей.
ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ *
b — количество пара на распыление топлива, кг/кг.
В — расход топлива, кг/ч.
сР — средняя теплоемкость, ккал!кг °C.
— средняя теплоемкость газов в конвективной сек-
ции, ккал/кг
Ср — средняя теплоемкость газов при температуре £р,
ккал/кг • °C.
с —средняя теплоемкость газов при температуре £Шах»
ккал!кг • °C.
dH — наружный диаметр трубы, ле.
dBH — внутренний диаметр трубы, ле.
/ — коэффициент трения.
F—общая поверхность всех стен радиационной сек-
ции, ле2.
Fq — отражающая поверхность, ле2.
g— ускорение силы тяжести, м/сек2.
(?г — количество продуктов сгорания, кг/кг топлива.
GB8—расход воздуха, кг/кг топлива.
Go — теоретический расход воздуха, кг/кг топлива.
Нк — внешняя поверхность труб в конвективной секции,
ле2.
Нр — внешняя поверхность труб в радиационной сек-
ции, ле2.
i — теплосодержание, ккал]пг.
к — общий коэффициент теплопередачи, ккал/м^ ч • °C.
I — длина трубы, длина трубопровода, ле.
/эки — эквивалентная длина трубопровода, ле.
L — средняя длина луча, ле.
М — молекулярный вес.
Л/СОа— число киломолей СО2.
п — число труб.
п'— число атомов углерода в молекуле топлива.
р— индекс противоточности.
р— давление, парциальное давление газов, атм9
Др —потеря напора, иг/ле2.
* Мепее часто употребляемые обозначения объяснены прямо в тексте
у соответствующих уравнений.
9
Ард — потеря динамического яапора, кг/м2.
Ард. т — тяга внизу дымовой трубы, кг/м2.
Арм. с — потеря папора в результате местных сопротивле-
ний, кг/м2.
Арет — потеря статического напора, кг/м2.
&рт$ — потери напора на трение, кг/м2.
<7тах — максимальный тепловой поток через стенку трубы,
ккал/м2 • ч.
(jG — средняя тепловая нагрузка внутренней поверх-
ности труб, ккил/м2-ч.
7св — средняя тепловая нагрузка внутренней поверх-
ности труб, ккал/м2 -ч.
cjn — тепловые потери, ккал/м2 • ч.
Q — все тепло, отданное печп, ккал/ч.
Qu,.i— физическое тепло, внесепнос циркулирующими
газами, ккал/ч.
Qu— тепло, переданное в конвективной секции, ккал/ч.
(?л. г — фпзическое тепло в дымовых газах, ккал/ч.
фр—тепло, переданное продукту в радиационной сек-
ции, ккал/ч.
(?р — тепло, переданное газамп в радиационной секции,
ккал/ч,
Qcm.T — тепло, выделенное при сжигании топлива, ккал/ч.
Qn.ii — физическое тепло, внесенное паром, ккал/ч.
Qh3 — физическое тепло, внесенное воздухом, ккал/ч.
Qu— общие потери тепла, ккал/ч.
Qn.p — потери тепла в радиационной секции, ккал/ч.
Qo^ тепло, используемое в печи, ккал/ч.
Qu — низшая теплотворность (теплота сгорания) топлива,
ккал/кг.
—теплота парообразоваппя, ккал/кг.
R— газовая постоянная, 0,082 м3атм/°К • кмоль.
R — мольный процент песгоревшего топ лива, в продук-
' х тах сгорания.
R — часть полученного тепла, которая передается про-
дукту в радиационной секции.
s — шаг труб, м.
S — площадь стен, покрытых трубами, л^2.
Sa — свободное сечение межтрубного пространства, м2.
Sq—эффективная поглощающая поверхность, м2.
SQ — Эквивалентная черная поверхность, .н2.
£лов — температура поверхности, °C.
' Лпах — максимальная температура горения, °C-
^вз — температура воздуха, °C.
Zi, t2 — входная п выходная температуры дымовых га-
зов, °C.
J0
tr t2 — входная и выходная температуры нагреваемого
продукта, °C.
Д£с — средняя разность температур, °C.
Та—эффективная температура газовой среды,. °К.
Г1Пах— максимальная температура газов, °К.
Гр, £р — температура газов на выходе из радиационной
секции, °К, °C.
То, п — температура отражающей поверхности, °К.
и — весовая скорость, кг/м2 • ч, кг/м2 • сек.
и' — весовая скорость в самом узком поперечном се-
чении, кг/м2-ч.
V — удельный объем, м3/кг.
Т70 — теоретический объем воздуха для сжигания 1 кг
топлива, <м3/иг.
Уд — действительный объем воздуха для сжигания 1 кг
топлива, м3/кг.
w—скорость жидкости, м/сек.
W — весовой процент влаги в топливе.
х — параметр, определяемый уравнением (54).
у — часть испарившейся жидкости.
z — относительная шероховатость степы.
а — коэффициент избытка воздуха.
—коэффициент теплоотдачи внутри труб,
ккал/м2 - ч • °C.
а2 — коэффициент теплоотдачи вне труб, ккал/м2 »ч-°C.
ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией вне труб,
ккал/м2•ч • °C.
«л. г — коэффициент теплоотдачи излучением газов,
ккал/м2 -ч-°C.
<1л.ф — коэффициент теплоотдачи излучением футеровкой,
ккал/м2 • ч • СС.
ап — коэффициент теплоотдачи от поверхности воздуху,
ккал/м2-ч - °C.
Р—параметр, определяемый уравнением (55).
у — удельный вес, кг/м3.
увз, уп. г — удельный вес воздуха, продуктов горения, кг/м3.
у — коэффициент, определяемый уравнением (45).
6 — толщина стены, толщина слоя, м.
е — излучение.
ег — излучение газов.
8Г. с — излучение газовой среды.
ет — излучение труб.
£ф—излучение футеровки.
8Z — излучение газовой среды, с поправкой на отра-
женное излучение.
8Л—излучение газовой среды, включающее поправку
11
на отраженное излучение, падающее на поверх-
ность SA.
г| — общий к. п. д. печи.
т|т. к — к.п.д. топочной камеры.
0, v — средняя температура поглощающей поверхности,
°К, °C.
Д0 — параметр, определяемый уравнением (53).
X — теплопроводность, ккал/м • ч • °C.
р — динамическая вязкость, кГ/сек • №.
v—кинематическая вязкость, м2/сек.
р—угловой коэффициент взаимного излучения.
Tnpi фотр» ф — коэффициент формы трубчатой йоверхности для
прямого, отраженного и общего излучения.
£м. с — коэффициент местного сопротивления.
Ф — общий коэффициент.
Y — температурный коэффициент, определяемый урав-
нением (17).
ОПИСАНИЕ ОСНОВНЫХ ТИПОВ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ
1.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ОСНОВНЫХ ТИПОВ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ
И ИХ ПРИМЕНЕНИЕ
Трубчатые печи, применяемые в химической и нефтяной про-
мышленности, по способу передачи тепла подразделяются па кон-
вективные, радиационные и радиационно-конвективные. Этой клас-
сификации придерживались и авторы настоящей книги. Для наи-
более распространенного радиационно-копвективного типа при-
водится описание нескольких конструкций печей.
L 1. 1. Конвективные печи
Печь состоит из двух основных частей — камеры сгорания
и трубчатого пространства, которые, отделены друг от друга сте-
ной, так что трубы не подвер-
гаются прямому воздействию
пламени, и большая часть
тепла передается нагреваемому
веществу путем конвекции*
Чтобы предотвратить прожог
/Первых рядов труб, куда по-
ступают сильно нагретые ды-
мовые газы из камеры сгора-
ния, и чтобы коэффициент те-
плоотдачи удерживался в пре-
делах, приемлемых по технико-
экономическим соображениям,
при сжигании используется
значительный избыток воздуха
или 1,5—4-кратная рециркуля-
ция остывших дымовых газов,
отводимых из трубчатого про-
Рис. 1. Конвективная печь.
J — горелки; 2 — камера сгорания; з —
канал для отвода дымовых газов.
страпства и нагнетаемых воздуходувкой снова в камеру сго-
рания.
Конвективные печи — это один из старейших типов печей.
Они являются как бы переходными от нефтеперегонных устано-
вок к печам радиационно-конвективного типа. Практически в на-
стоящее время эти печи не применяются, так как по сравнению
с печами радиационными или радиационно-конвективными они
13
требуют больше затрат как на их строительство, так и во время
эксплуатации. Исключение составляют только специальные слу-
чаи, когда необходимо нагревать чувствительные к температуре
вещества сравнительно холодными дымовыми газами.
Одна из конструкций конвективной пени показана на рис. 1.
Дымовые газы проходят через трубчатое пространство сверху
впиз. По мере падения температуры газов соответственно равно-
мерно уменьшается поперечное сечение трубчатого пространства,
при этом сохраняется постоянная объемная скорость продуктов
сгорания.
1. 1. 2. Радиационные печи
В радиационной печи все трубы, через которые проходит на-
греваемое: вещество, помещены на стенах камеры сгорания. По-
этому у радиационных печей камера сгорапия значительно больше,
чем: у конвективных. Все трубы подвергаются прямому воздей-
ствию газообразной среды, которая имеет высокую температуру.
Этим достигается:
а) уменьшение общей площади теплоотдачи печи, так как ко-
личество тепла, отданного единице площади труб, путем радиации
при одинаковой температуре среды (особенно при высоких тем-
пературах этой среды), значительно больше, чем количество тепла,
которое молото передать путем конвекции;
б) хорошая сохранность футеровки за трубчатыми змеевиками
благодаря тому, что снижается ее температура, во-первых, за
счет прямого закрытия части ее трубами, во-вторых, за счет от-
; дачи те^ла . излучением футеровкой более холодным трубам.
Обычно’нецелесообразно закрывать все степы и свод трубами,
Так как! ятий ограничивается теплоизлучение открытых поверх-
ностей, а в результате уменьшается общее количество тепла, от-
даваемого единицей площади труб. Например, у современных типов
Цубовыхр печей отношение эффективной открытой поверхности
общей внутренней поверхности печи колеблется в пределах
0,2—0,5-
' чЧ^мсто радиационные печи из-за простоты конструкции и боль-
шой тепловой нагрузки труб имеют самые низкие капитальные
затраты на единицу переданного тепла. Однако они не дают воз-
можности использовать тепло продуктов сгорания, как это имеет
мёстб радиационно-конвективных печей. Поэтому ра-
диационные печи работают с меньшей тепловой эффектив-
ностью.
Радиационные печи применяются при нагреве веществ до низ-
кйкитемператур (приблизительно до 300° С), при небольшом их
количестве, при необходимости использования малоценных деше-
вых: топлив и в тех случаях, когда особое значение придается
Низким затратам на сооружение печи. Любой из описанных Ти-
тов 1радаациопно-конвективных печей можно использовать как
Т4
чисто радиационный. Чаще всего используются печп, не требую-'
гцие больших затрат на их сооружение, а именно: вертикальные^
цилиндрические и вертикальные плоские. •* о ’•
!♦ 1. 3. Радиационно-конвективные, печи
Радиационно-конвективная печь имеет две отделенные' друг’
от друга секции: радиационную и конвективную. Вольшая*>часть-
пспользуемого тепла передается в радиационной секции (обыЧпо-
60—80% всего использованного тепла), остальное — в конвек-
тивной секции. Конвективная секция служит для использования
физического тепла продуктов сгорания, выходящих из радиа-
ционной секции обычпо с температурой 700—900° С при экономи-
чески приемлемой температуре нагрева 350—500° С (соответствен-
но температуре перегонки). Величина конвективной секции, как/ •
правило, подбирается с таким расчетом, чтобы демпература прр!-
дуктов сгорания, выходящих в боров, была почти па 150° С выше',
чем температура нагреваемых веществ прп входе в печь. Поэтом^
тепловая нагрузка труб в конвективной секции мепьЩе, чем в ран
диационной (около 6—13 000 ккал/м* *ч), что обусловлено пизкп^
коэффициентом теплоотдачи со стороны дымовых газов. С виоЩ-
ней стороны иногда эти трубы снабжаются добавочной мрверХ1-
ностыо — поперечными или продольными ребрами, шипами й т. ip’.
Особенностью некоторых печей является отвод продуктов ci[p|-
рания из радиационной секции через свод, точнее через щелй ?
легкой футеровки над верхним рядом труб. Причем футеровкй
сделана так, что между ней и верхней стороной трубы создается1
кольцеобразное пространство,.в котором сболыпои скрро^тыодтр.ощ
тскают дымовые газы, повышая общее, количество теплау!передан-
ного последующему ряду труб (от пламепл) за счет тепла, цере-.
даваемого конвекцией. ,
В результате технического развития отечественных радиа-
ционно-конвективных печей и их приспособления длгк спецпаль^
пых технологических целей был сконструирован целый ряд раз^
личных радиационно-конвективных печей. ‘ 5’
Кубовые печи ' •
•: ..jut.
Кубовые печиг еще сохранившиеся в первоначальном-своем
виде на многих наших заводах, являются старейшим типом радиан
ционно-копвектинпых печей. Они имеют некоторые-недостатки:
относительно малые тепловые нагрузки па I м3 печи; .высокие:
затраты на их сооружение, а также неравномерную тепловую:
нагрузку отдельных труб, в результате чего происходит перегрев
и прогорание труб, находящихся вблизи пламени, в • то время
как трубы более удаленные (в углах) остаются неиспользованными.;
Эти недостатки практически устранены в современных типах ран
диационно-конвективпых печей. Однако и в настоящее) время
16
строят кубовые печи для специальных технологических целей.
Например, печь па рис 2 предназначена для сжигания очень тя-
желых остаточных мазутов (с удельным весом свыше 1,03а/см3)
и асфальтов с высокой температурой застывапия (до 150° С), т. е.
веществ с большим содержанием остатков.
В радиационной секции печей такого типа трубами покрыты
только свод и стены, параллельпые расположению пламени. На
двух остальных стенах в верхней половине размещены горелки.
Под радиационной секции выложен огнеупорным и пе поддаю-
щимся коррозии кирпичом. Кирпичи укладываются на балках
Рис. 2. Кубовая ночь, отапливаемая тяже-
лыми остаточными мазутами.
/ — горелки; 2 — радиационная секция; 3 — под
с отверстиями; 4—осадительная камера; 5 —
конвективная секция; 6 —выход дымовых газов.
таким образом, чтобы че-
рез щели между ними мо-
гли проходить продукты
сгорания. Выбором опре-
деленной ширины щелей
между кирпичами можно
направить потоки про-
дуктов сгорания так,
чтобы они не соприкаса-
лись с нижними рядами
труб па стене у осади-
тельной камеры в борове,
в результате чего не будет
происходить их прогара.
Такое устройство печи
имеет два преимущества:
а) под и обе стены
печи с горелками создают
горячую излучающую по-
верхность, и в радиацион-
ной секции создается
высокая температура, до-
статочная для полного испарения
и сжигания капелек то-
плива;
б) тяжелые остаточные масла и мазуты содержат до 8 вес. %
серы, а также соединения ванадия, которые при сжигании дают
сильно корродирующие окислы. При высоких температурах эти
окислы воздействуют па легированную хромированную сталь.
Продукты сгорания выходят через всю площадь пода равномерно
и практически ие соприкасаются с трубами.
После прохождения через щели пода продукты сгорания по-
падают в осадительную камеру, где вследствие изменения напра-
вления движения и скорости осаждается зола (около 0,1 % от веса
топлива). Величина этой осадительной камеры подбирается с та-
ким расчетом, чтобы обеспечить эксплуатацию печи в течение
минимум 6 месяцев. В конвективную секцию, где продукты сгора-
ния соприкасаются с металлическими частями, они приходят
уже с более низкой температурой, так что оставшиеся корроди-
16
рующие элементы, содержащиеся в них, имеют пониженную ак-
тивность, и большинство твердых частиц из них уже осаждено.
В конвективной секции обычно размещается оборудование для
обрызгивания труб водой, которое при остановке печи исполь-
зуется для удаления части, осадка, растворимого в воде. Боль-
шинство осадков устраняется струей горячего слабощелочного
раствора. Подача и отвод воды должны быть устроены так, чтобы
вода не соприкасалась с огнеупорной футеровкой. По литера-
турным даппым, в 1955 г. действовало свыше 60 таких печей,
причем мощность одной печи была максимум 55 млн. ккал/ч.
Техническая характеристика кубовой печи:
Тепловая нагрузка труб в радиационной секции
(в зависимости от Tima нагреваемого вещества,
технологического процесса, выходной темпе-
ратуры и отношения эффективной поглощаю-
щей поверхности ко всей поверхности),
ккал/м*ч ................................ 18 000—40 000
Тепловая нагрузка труб в конвективной секции,
ккал/м^ч .................................. 6000—10 000
Тепловая нагрузка 1 м3 печи, ккал/м3ч .... 20000—45000
Температура продуктов сгорания при выходе
из радиационной секции, °C .............. 700—800
Отношение эффективной поглощающей поверх-
ности к общей поверхности печи ............ 0,2—0,5
Кубовые печи самых различных мощностей применялись глав-
ным образом для нагрева продукта при дистилляции нефти.
Многокамерная кубовая печь
Печь имеет несколько радиационных секций, отделенных друг
от друга перегородками, и общую конвективную секцию. Разделе-
ние радиационной секции дает возможность частично регулиро-
вать температуру в отдельных секциях и выбирать требуемые
температурные режимы.
Другим преимуществом этого типа печей является возмож-
ность достижения очень высоких мощностей путем группировки
отдельных радиационных секций.
Печи этого типа до сих пор используются в основном для тер-
мического крекинга, при котором сырье необходимо прежде всего
нагреть до температуры реакции, а затем поддерживать эту тем-
пературу и добавлять только тепло, требуемое для эндотермиче-
ской реакции.
Печь с наклонным сводом
Печь имеет одну или чаще две радиационные секции со сводом,
наклоненным от центра к внешней стене, в которой горизонтально
установлены горелки. Трубы в радиационной секции уложены
2 Я. Котишек, В. Род. -- г — ---— И
па поду и па своде. Горелки чаще всего размещены вне радиа-
ционной секции в кирпичной кладке перпендикулярно к низкой
продольной степе. При установке керамического камня у горелки
топливо сгорает в небольшом пространстве; и в радиационную
секцию поступают только раскаленные газы. В огнеупорной футе-
ровке пода радиационных секций имеются каналы, через которые
подводится воздух для горелок. Благодаря этому лучше сохра-
няется футеровка и сокращаются потери тепла.
Рис. 3. Радиацноино-коквсктивная печь.с наклон-
ным сводом.
1 — горелки; 2 — радиационная секция; 3 — кон-
вективная секция; i — канал для отвода дымовых
газов.
Конвективная секция — общая для обеих радиационных сек-
ций, так же как и у конвективных печей, — выполняется сужаю-
щейся, чтобы обеспечить приблизительно одинаковую объемную
скорость продуктов сгорания. Наклон свода устраняет неравно-
мерность тепловой нагрузки сводовых труб. Остальные недостатки
кубовых печей вышеуказанным, одпако, не устраняются. Эскиз
печи с наклонным сводом пoкaзaI^ па рис. 3.
Печи с. наклонным сводом чаще всего используются для сред-
них мощностей от 5 до 30 млн. ккал/ч.
Применение печей с двумя радиационными секциями выгодно
особенно в тех случаях, когда необходимо нагревать два само-
стоятельных потока до требуемой температуры.
Вертикальная цилиндрическая печь
Радиационная секция этого типа печи —вертикальная, имею-
щая форму цилиндра, заключена в стальной кожух. Прямо пад
радиационной секцией расположена конвективная секция и далее
съемная стальная дымовая труба. Конвективная секция создается,
либо продолжением радиационных труб, снабженных в конвек-
тивной части увеличенной ребристой поверхностью, либо само-
стоятельным трубчатым змеевиком. Тип с самостоятельной кон-
вективной секцией удобен в тех случаях, когда входная темпера-
тура нагреваемых веществ низкая, а выходная —высокая, в то
время как печи с трубами, проходящими через радиационную и
18
конвективную секции, выгоднее применять там, где выходная
температура низкая.
Как уже было сказало, вертикальная цилиндрическая печь
может выполняться также и без конвективной секции.
Радиационная секция всех трех типов печей практически оди-
накова и представляет собой стальной цилиндр, выложенный
изнутри изоляционным материалом, иногда огнеупорной футеров-
кой, если продукты нагреваются до высокой температуры. Вдоль
всего контура вертикально размещены трубы со стыковыми со-
единениями вне радиационной секции. В случае необходимости
продукт может нагреваться при одноструйном или многоструй-
лом включении труб, причем все потоки у этого типа печей раз-
мещены симметрично, а следовательно, и равномерно обогреваются
Посередине пода имеются одна пли несколько горелок. Горелки
устроены так, что их можно устанавливать с определенным накло-
ном и этим влиять на распределение температур газовой среды
в печи.
Наверху радиационной секции размещен излучающий конус,
который, с одной стороны, нагреваясь до высокой температуры,
увеличивает количество тепла, передаваемого излучением в верх-
нюю половину радиационной секции, а с другой стороны, — уве-
личивает скорость потока продуктов сгорания (который с падением
их температуры уменьшается) и, наконец, по некоторым литера-
турным источникам, направляет часть более холодных продук-
тов сгорания в пространство между трубами и стеной. Затем про-
дукты сгорания через это пространство опускаются вниз, повы-
шая тепло, переданное 1 м2 поверхности труб, за счет конвек-
ции и, смешиваясь с раскаленными продуктами сгорания у горе-
лок, снижают их температуру. У печей малых диаметров горелка
помещается в коническом топочном пространстве, образованном
футеровкой, благодаря чему не происходит излишнего охлажде-
ния пламени и оно пе затухает.
В силу того, что вся футеровка по контуру защищается и охла-
ждается трубчатым змеевиком, опа может быть выполнена из
менее огнеупорного материала и быть более топкой, что обеспе-
чит малое поглощение тепла печью и сравнительно легкое регу-
лирование теплового режима. Трубы размещаются на поду п своде
ночи с таким расчетом, чтобы при нагреве они не могли деформи-
роваться, и только большие трубы укрепляются посередине. Ме-
ханическая чистка труб производится с площадки для обслужи-
вания, трубы заменяются при помощи тали, передвигающейся
ио рельсовому пути, подвешенному над печыо. Для печен меньшей
мощности при нагреве продуктов, не закоксовывающих труб, до
более низких температур вместо вертикальных труб выгоднее
применять спиральный змеевше Благодаря этому уменьшатся
капитальные затраты, так как в этом случае по применяются со-
единительные муфты, что особенно сказывается при применении
высоколегированных материалов, а также снизятся потери давле-
2*
19
Рис. 4. Вертикальная
цилиндрическая печь.
1 — горелки; 2 — смотровые
окна; з — радиационная
секция: 4 — стальной ко-
жух печи; а — изоляцион-
ный слой; 6— футеровка; 7—
излучающий конус; 8 — кон-
вективная секция, созданная
частью радиационных реб-
ристых труб; 9 —площадка
для обслуживания; 10 — ка-
мера для стыкового скрепле-
ния труб; j 1 — дымовая тру-
ба; 12—рельсовая колея
для монтажа труб.
печении высокого к. п.
ния. Далее, такая система дает возможность выпускать жидкий
продукт из змеевика при остановке печи. Это имеет большое зна-
чение для продуктов с высокой точкой застывания; недостаток
спиральных труб состоит в том, что пх нельзя чистить механиче-
ским путем.
Конвективная секция, трубы кото-
рой являются составной частью радиа-
ционного трубчатого змеевика, устроена
так, что между трубами и стеной обра-
зуется узкое кольцевое пространство,
через которое с большой скоростью про-
ходят продукты сгорания. В результате
этого достигается необходимый коэффи-
циент теплоотдачи. Сферическая конвек-
тивная часть образована либо горизон-
тальными ребристыми трубами, помещен-
ными над радиационной секцией, либо
вертикальными трубами в кольцевом про-
странстве меньшего диаметра, чем диа-
метр радиационной секции. Вертикальная
цилиндрическая печь с конвективной сек-
цией, образованной частью радиационных
труб, показана на рис. 4.
Преимущества вертикальных цилин-
дрических печей:
1) равномерное распределение тепла
по всей радиационной секции без мест-
ного перегрева труб;
2) малые потери тепла, которые в ре-
зультате низкой температуры стен и от-
носительно малой поверхности их не
превышают 2% от выделенного тепла, в
то время как у кубовых печей потери
тепла излучением составляют по-
чти 5 % ;
3) малое поглощение тепла футеров-
кой, что облегчает регулирование темпе-
ратурного режима;
4) низкие капиталовложения при обес-
д. печи и небольшой потребной площади
для сооружения печи;
5) наличие камеры, обеспечивающей полное сжигание топлива
с минимальным избытком воздуха.
Вертикальные цилиндрические печи используются при мощ-
ностях от 300 тыс. до 40 млн. ккал/ч для самых различных тех-
нологических процессов.
20
Печь А
Печь А является как бы переходной между печами: с наклон-
ным сводом и вертикальными плоскими печами, приведенными
в следующем разделе, и поэтому она обладает преимуществами
Рис. 5. Радиационно-конвективные печи: А — лечь
типа А, Б — вертикальная плоская печь.
1 — горелки; 2 — радиационные секции; з — конвективные
секции; 4 — выход продуктов сгорания.
Л недостатками этих двух типов печей. Печи А просты по кон-
струкции, требуют сравнительно малых капитальных затрат на
их установку и используются при небольших и средних мощно-
стях. Схематический разрез этого типа печи показан на рис. 5 А.
Вертикальная плоская печь
Радиационную секцию вертикальной плоской печи образует
длинное сравнительно узкое пространство, разделенное но длине
стеной, которая служит, с одной сторопы, для разделения двух
радиационных камер и, с другой, — для увеличения теплоизлу-
чающей поверхности. Трубы уложены горизонтально вдоль внеш-
них стен, с муфтами или U-образпыми соединениями, находящи-
мися вне радиационной секции. Горелки размещены на поду печи
и наклонены под небольшим углом к средпеп стене так, чтобы
пламя двигалось вдоль стены. Это дает возможность устанавли-
вать трубы очень близко к теплоизлучающей стене, не опасаясь,
что они прогорят. Поэтому печи получаются очень компактными.
Собственно печь размещается или прямо на бетонном фундаменте—
21
тогда необходимо применять специальные горелки, которые рас-
полагаются под подом и обслуживаются сбоку печи, — или на
довольно высокой железобетонной* конструкции, которая позво-
ляет использовать стандартные горелки, обслуживаемое снизу.
Радиационную секцию можно
12
Ряс. 6. Вертикальная радиационно-кон-
вективная печь, производство фирмы
Born. Eng. Со, тип «Upflo».
1 —изоляционный слой; 2 —вход вторич-
ного воздуха; з—свободное пространство
для подвода вторичного воздуха к горел-
кам; 4 — подвесные штыри из жаростойкого
металла (25 Сг л 12Ni); 5 — степа излитых
панелей из специального изоляционного ма-
териала; <5—камера сгорания; 7—горелки;
8—свободное пространство, создающее за-
щиту для горелок от движущегося воздуха;
9 — подвод вторичного подогретого воздуха
к горелкам; ю—предохранительная ма-
ленькая горелка; 11—подход первичного
воздуха к маленькой горелке; 12—подвод
первичного воздуха к горелкам; 13 — кожух
из тонколистовой стали; 14 — стальная кон-
струкции.
разделить и поперек, в ре-
зультате чего получится не-
сколько самостоятельно ре-
гулируемых секции (что ча-
сто используется, например,
при риформинге бензинов).
Схематический разрез верти-
кальной плоской печи дан па
рис. 5 Б.
Печи меньших мощностей
не имеют средней теплоизлу-
чающей степы, и горелки
размещены посередине по-
да. Примером такой печи
является печь, показанная
на рис. 6. Современная кон-
струкция печи выполняется
с таким расчетом, чтобы мак-
симально сократить расходы
как на ее установку, так и
при эксплуатации. Огнеупор-
ная футеровка применяется
только в неохлажденной
части радиационной секции,
остальная футеровка за
трубами выполняется в виде
литых панелей пз специаль-
ного изоляционного мате-
риала. На рисунке отчет-
ливо виден стальной кожух
вокруг всей печи, в котором
имеются отверстпя для по-
ступления к горелкам вто-
ричного воздуха. Этот кожух
позволяет уменьшить тол-
щину изоляционной футе-
ровки.
Конвективная секция проходит по всей длине печи и является
общей для всех радиационных секций. Благодаря тому, что кон1
вективные трубы одинаковой длины с радиационными (в отличие
от вертикальных цилиндрических печей), снижаются общие те-
пловые потери нагреваемого продукта. Конвективные трубы,
снабженные рёбрами или шипами, имеют увеличенную поверх-
ность. Переход между конвективной и радиационной секциями*
образован наклонными степами; также снабженными трубами.
Дымовая труба стальная, съемная, у более коротких печей раз-
мещается на сборной коробке, обеспечивающей равномерный от-
бор продуктов сгорания из конвективной секции. У более длин-
ных печей, исходя из тех же соображений, устанавливаются две
и больше дымовые трубы.
Преимущества вертикальных плоских печей'.
1) благодаря равномерной тепловой нагрузке по всей длине
печи можно нагревать продукты до высоких температур, не опа-
саясь прогара труб;
2) хорошее регулирование температуры во всех секциях (это
особенно важно для нагрева при эндотермических реакциях);
3) компактная конструкция при малых капитальных затратах
и малая требуемая площадь для их сооружения по сравнению
с кубовыми печами.
Вертикальные плоские печп используются для мощности от
150 тьтс. до 40 млн. ккал/ч, например при каталитическом рифор-
минге бензинов, при крекинге углеводородов, для нагрева про-
дуктов с высокой точкой застывания (асфальтов, тяжелых масел,
неорганических солей л т. п.) и для нагрева жидких металлов
до 930° С.
Печп с двухсторонним обогревом труб
Этот тпп печп в настоящее время представляет технически
самую совершенную трубчатую печь, используемую в химической
и нефтеперерабатывающей промышленности. Для печей с двух-
сторонним обогревом труб характерно то. что трубы радиацион-
ной секции подвержены облучению с двух сторон. Для нагрева
могут быть попользованы как длиннопламенные, так п беспла-
менные горелки. Конструкция печи, конечно, должна быть при-
способлена для выбранного тппа горелок.
а) Печь с двухсторонним обогревом труб с
длиннопламенными горелками [20]
Радиационные секции этой печи похожи на радиационные сек-
ции кубовой пета, однако трубы расположены вертикальными
рядами, между которыми имеются камеры сгорания, и пламя
обогревает трубы с обеих сторон. Трубы расположены вертикально
и имеют наверху муфты, находящиеся за радиационной секцией.
Нижнее соединение труб может быть осуществлено сварным с по-
мощью U-образных патрубков, находящихся в печп. Горелки
расположены вертикальными рядами на обеих стенах, перпенди-
кулярно к плоскости радиационных труб, так что пламя горелок
паправлеио к оси печи.
Конвективная секция также перпендикулярна к плоскости
радиационных труб, проходит по всей длине печп и является
23
общей для всей печи. В центре печи под конвективной секцией
радиационных труб нет. Продукты сгорания выходят из конвек-
тивной секции через одну или несколько (в зависимости от длины
Рис. 7. Печь с двух-
сторонним обогревом
труб с длпппопламен-
пыйи горелками: А —
вид спереди; Б —
часть горизонтальной
проекции.
1 — горелки; 2 — трубы
радиационной секции:
3 — радиационная стена;
4 — конвективная сек-
ция; 5 — выход продук-
тов сгорания; ff — ка-
мера для соединитель-
ных муфт.
печи) съемных стальных дымовых труб, расположенных прямо
над конвективной секцией. Схематический разрез и часть гори-
зонтальной проекции наглядно
представлены на рис. 7.
Другим типом печп с двух-
сторонним обогревом труб и
длинпопламеппыми горелками
является печь, схематический
разрез которой дап на рпс. 8 А.
Горелки располагаются в
своде, откуда и управляются,
а боковые стены являются из-
лучающими. Конвективная сек-
ция расположена под радиа-
ционной секцией, и отвод про-
дуктов сгорания производится
вниз — через дымовой канал —
в съемную дымовую трубу.
Для получения большей мощ-
ности часто такие печи группи-
руются в блоки.
Преимущества печей с двух-
сторонним обогревом труб:
1) равномерная тепловая на-
грузка по всей поверхности труб
Рис. 8. Печь с двухсторонним обо-
гревом труб: А — с длиннопламен-
ными горелками; Б — с беспламен-
ными горелками.
1 — горелки; 2 — трубы, нагреваемые с
двух сторон; 3 — излучающие стены; 4 —
конвективная секция; 5 — выход продук-
тов сгорания.
24
(у печей с односторонним обогревом труб при шаге 2D отношение
количества тепла, переданного стенке трубы, в местах максималь-
ной и минимальной тепловой нагрузкп 1,8 : 1, в то время как
у печей с двухсторонним обогревом труб это отношение состав-
ляет 1,2 : 1);
2) существенное повышение общего коэффициента теплоотдачи
труб, который равен у односторонне обогреваемых труб 0,88,
в то время как у двухсторонне обогреваемых труб это значение
повышается приблизительно на 50% и равно 1,31 (это значит,
что при одинаковом количестве переданного тепла поверхность
радиационных труб при двухстороннем обогреве может быть почти
на 1/3 меньше);
3) снижение потерь давления в трубах за счет уменьшения
числа труб; снижение температуры стенки труб, так как при дан-
ной потере давления можно повысить весовую скорость нагре-
ваемого продукта;
4) возможность частичного регулирования температуры в от-
дельных змеевиках.
Печи с двухсторонним обогревом труб с длиннопламенными
горелками, показанные на рис. 7, используются для высоких
мощностей примерно до 60 млн. ккал/ч, печи, показанные на
рис. 8 Л — для мощностей до 15 млн. ккал/ч.
б) Печь с двухсторонним обогревом труб
с беспламенными горелками
Радиационная секция узкая п длинная, с одним или двумя
рядами радиационных труб, горизонтально или вертикально
расположенных в центре печп. По всей поверхности стен, парал-
лельных плоскости труб, установлено несколько рядов беспла-
менных горелок, регулируемых независимо одна от другой, что
дает возможность регулировать температуру практически в лю-
бом месте трубчатого змеевика. Перед поступлением в конвек-
тивную секцию, параллельную радиационным трубам, продукты
сгорания пересекают ряд радиационных труб, параллельных
своду. Из конвективной секции продукты сгорания удаляются
так же, как п у других современных печей, через стальные съем-
ные дымовые трубы. Эскиз описываемой печи дан на рис. 8 Б.
Преимущества этого типа печи такие же, как у предыдущего типа
с длиннопламенными горелками, однако регулирование тепло-
вого режима значительно совершеннее.
Печп с двухсторонним обогревом труб с беспламенными горел-
ками используются для средних мощностей примерно до 15 млн.
ккал/ч, особенно для эндотермических реакций, таких как, на-
пример, пиролиз этана и пропана, бензинов и т. п., и для нагрева
до высоких температур. Они дают возможность точно контроли-
ровать температуру по всей длине трубчатого змеевика.
25
1. 2. ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ПАРАМЕТРЫ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ
Важнейшими э!$сплуатационными параметрами трубчатой печи
. являются: тепловой коэффициент полезного действия и связан-
ная с ним температура отходящих дымовых газов и тепловая на-
грузка поверхности труб. Тепловая нагрузка топочного простран-
ства как тепловой показатель у трубчатых печей пе имеет особого
«значения.
Тепловой коэффициент полезного д е й-
г с т в и я колеблется у современных печей обычно в пределах
65—75%. Раньше тепловой к. п. д. свыше 72% считался сравни-
тельно высоким. Новые современные печп проектируются с к. п. д.
78—83% 1 а при использовании подогретого воздуха можно до-
.стпчь 88%.
Температура отходящих дымовых га-
зов, а вместе с ней также к. п. д. печи в значительной степени
зависят от температуры продуктов, поступающих в печь. Обычно
разность температур (между входной температурой продукта и
температурой отходящих газов) составляет 140—170° С. В по-
следнее время разность в 60—100° С при использовании ребри-
стых труб стала достижимой, а учитывая стоимость топлива, и
экономически обоснованной.
Тепловую нагрузку поверхности труб
необходима выбирать, прежде всего, исходя пз свойств нагревае-
мого продукта, чтобы при эксплуатации не происходило нежела-
тельных реакций в результате перегрева жидкости в крайних
слоях у стеики трубы. Большая тепловая нагрузка может быть
использована у тех печей, которые обеспечивают равномерную
тепловую нагрузку поверхности труб во всей радиационной сек-
ции, особенно у печей с двухсторонним облучением труб. При
одинаковой температуре газов в радиационной секции достигается
большая тепловая нагрузка у печей с малым отношением поверх-
ности труб к общей поверхности радиационной секции. Макси-
мально допустимые значения тепловой нагрузки у печен с одно-
сторонним облучением труб, расположенных в одном ряду, для
различных технологических процессов приведены в табл. I. Для
печей с двухсторонним облучением труб приведенные значения
можно повысить па 50%.
Температура газов на выходе из радиационной секции для
приведенных тепловых нагрузок колеблется обычно в пределах
700-900° С.
В конвективной секции тепловая нагрузка колеблется для
всей секции в пределах 6—13 тыс. ккал/м2 . ч для гладких труб,
а при использовании труб с увеличенной поверхностью может
достичь 40—50 тыс. ккал!м- . ч, считая на внутреннюю поверх-
ность труб. Наиболее опасным местом в конвективной секции
является та часть труб, которая подвергается прямому облуче-
нию пз радиационной камеры. Чтобы защитить их от перегрева,
26
Таблица I
Допустимые тепловые нагрузки радиационных труб для различных видов
нагреваемого продукта при одностороннем обогреве
Наименование процессов Тепловая на- грузка. тыс. ккал/м2 • ч
Простой нагрев без испарения 40
Нагрев с испарением нефти до 340° С 27—40
Нагрев с испарением нефти до 425° С 24
Вакуум-перегонка мазута 21—27
Умеренное коксование 25
Нагрев депарафинированных масел 17
Нагрев остаточных масел 15
Крекинг газойля и лигроина, термонолимерпзация (на-
гревательная секция) 30-40
Глубокий крекинг дистиллята прямой гонки 23—35
Легкий крекинг тяжелых л остаточных масел 21—31
Легкий пиролиз мазута 25—50
крайние трубы конвективной секции размещаются с несколько
большим шагом, в результате чего уменьшается скорость дымовых
газов и снижается приток тепла конвекцией.
1. 3. КОНСТРУКЦИЯ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕИ
В этой главе освещены пршщипы конструирования печей
с учетом технологического назначения отдельных конструктивных
элементов.
/ Трубчатая печь состоит из 4 основных элементов: корпуса
печи, трубчатого змеевика, горелок и устройства для снабжения
топливом и из вспомогательных элементов.
1. 3. 1. Корпус печи
Корпус печи состоит из несущей конструкции, внешнего за-
щитного кожуха, отражающей и изоляционной футеровки, вспо-
могательных отражающих поверхностен (таких как излучающий
конус и т. п.) и других частей, прочно скрепленных с каркасом
печи, как, например, камеры для соединения труб, опоры для
труб и др.
Несущая к о н с т р у к ц и я из углеродистой конструк-
ционной стали проектируется с более высоким коэффициентом
безопасности ввиду температурного напряжения, возникающего
при нуске пли остановке печи; кроме того, она должна выдержи-
вать кратковременное воздействие внешнего огня, могущего воз-
никнуть вблизи печи п противостоять кратковременному воздей-
ствию пламени, выбивающемуся из отверстий печи при возмож-
ном разрыве трубы. В отдельных случаях для обеспечения без-
27
опасности главные элементы печи защищаются футеровкой на вы-
соту до 3 —5 м.
Внешний защитный кожух обычно изгото-
вляется из тонколистовой стали, сваривается с каркасом печи
или с вспомогательной конструкцией. Кожух из тонколистовой
стали практически не требует никакого ухода.
Футеровка. В зависимости от размещения в печи и те-
плового напряжения различают футеровку защищенную и неза-
щищенную. Защищенная футеровка закрыта трубчатым змееви-
ком от большей части прямого излучения п обычно лежит вне
главного газового потока, так что ее температурасна облучаемой
стороне редко превышает 1000° С. Незащищенная футеровка вос-
принимает прямое излучение пламени. Обычно и эти стены на-
ходятся вне главного газового потока, за исключением поверх-
ностей, которые умышленно нагревают до высоких температур
для достижения максимального излучения —например, конуса
вертикальных цилиндрических печей или средней стены верти-
кальных плоских печей. Толщина футеровки выбирается с таким
расчетом, чтобы температура на внешней поверхности футеровки
или защитного кожуха была ниже 100° С; этим достигается сни-
жение тепловых потерь. Исключение составляют печи, имеющие
особый кожух, через который поступает воздух к горелкам. Если
обслуживающему персоналу приходится непосредственно сопри-
касаться с футеровкой, то температура на внешней поверхности
ее не должна превышать 65° С (чтобы устранить возможность
ожога).
Защищенная футеровка обычно состоит из двух слоев: огне-
упорного (из кирпичей толщиной 10—15 и изоляционного
(из 5—10-сантпметровых изоляционных блоков, фасонных кир-
пичей или обмазкп). В последнее время используются большие
панели из слоя огнеупорного материала толщиной 15—25 см или
из 10—15-сантиметрового слоя огнеупорного материала и 5—10-
сантиметрового слоя изоляционного материала.
Футеровка может быть пеподвеспой, когда она выполняется
в виде стены (для ровных стен ниже 1,5 м и стен вертикальных
цилиндрических печей), и подвесной, когда блоки, имеющие вы-
ступы, поддерживаются в вертикальном направлении стержнями,
а в горизонтальном направлении — балками, прикрепленными
к каркасу печи. На рис. 9 схематически даны образцы различных
способов крепления футеровки. На рис. 9 А показана подвесная
футеровка для свода; на рис. 9 Б п Е — полуподвеспая футеровка
для свода и стены, где блоки, состоящие почти из 10 рядов кирпи-
чей, взаимно связанных, крепятся стальными профилями, вре-
занными в кирпичи; на рис. 9 В представлена неподвеспая кон-
струкция каменной кладки для вертикальной цилиндрической печи;
на рис. 9 Г и Ж показана подвесная футеровка, используемая
в кубовых печах, в которой кирпичи до 15 рядов крепятся к гори-
зонтальным опорам, а для обеспечения вертикальной устойчи-
28
вости надеты па балки. Балки и опоры для типа Г изготовляются
из легированного металла, у типа Ж имеется огнеупорный слой
толщиной свыше 20 см, поэтому температура балок и опор не
достигает 260° С, и они могут быть изготовлены из нормальной
конструкционной стали. На рис. 9 Д показано, что панельная
стена состоит из двух литых слоев. Литые футеровки обычно де-
шевле и их быстрее установить, однако они должны быть очень
Рис. 9. Способы крепления футеровки печи.
доброкачественно сделаны, чтобы потом не покоробились и не
потрескались.
Незащищенная футеровка, отгибы около отверстии (амбразур,
дверок) и свод конструируются как подвесные, 10—20 с.и тол-
щины с последующим слоем из жесткой или пластической изоля-
ции. На рис. 9 3 показал тип целиком подвесной футеровки пз
блоков или кирпичей толщиной 5 —10 см из огнеупорного ма-
териала и из пластической изоляции 5—10 см толщиной, исполь-
зуемой для защищенной и незащищенной поверхностей. Поверх-
ности, непосредственно подвергающиеся воздействию пламени,
например средняя стена у вертикальных плоских печей, изгото-
вляются из высокостойких керамических материалов пли из ле-
29
тированного чугуна или стали, содержащей Сг—Ni 25—12 или
25—20*, как например излучающий конус у вертикальных ци-
линдрических печей»
1. 3. 2. Трубчатый змеевик
Трубчатый змеевик является одной из важнейших и наиболее
дорогостоящих частей печи, поэтому выбор материала труб —
самая сложная задача при проектировании печи. Трубчатый змее-
вик состоит из бесшовных цельнотянутых труб, соединенных на-
винченными муфтами или привареппыми U-образными патруб-
ками. Диаметр труб —60—200 льм, а длина 6—18 ли Печи но-
вейших конструкции имеют трубы длиной 15—18 м (что дает
меньшие потери давления). Шаг труб выбирается от 1,75 до 2,25
при однорядном и 1,75—2,75 dH — при двухрядном их расположе-
нии. Оптимальная удаленность труб от стены —1 dH. Толщина
стенки труб колеблется от 6 до 15 лич в зависимости от темпера-
туры и давления в трубах. Трубы с более толстой стенкой, до-
стигающей почти х/3 наружного диаметра, используются только
для нагревания продукта при высоких давлениях (200—700 атм).
Кроме температуры и давления на трубы изнутри оказывает кор-
розийное воздействие нагреваемый продукт, а снаружи — окисли-
тельная атмосфера горячей газовой среды печи.
Диаметр труб подбирается так, чтобы нагреваемый продукт
имел скорость, обеспечивающую достаточно высокий коэффициент
теплоотдачи. Скорость потока в трубах часто задается в виде так
называемой «холодной скорости», т. е. скорости потока продукта
при 20° С. Для • капельпоп жидкости скорость выбирается от
1,5 м/сек (для тяжелых остатков) до 3 м/сек. Верхняя граница
скорости определяется максимально допустимой потерей давле-
ния, которая обычно колеблется в пределах от 10 до 40 атм.
Более длительного срока эксплуатации ** труб можно достичь
экономичным их использованием, с минимальными ремонтами и
минимальным числом отключений. С металлургической точки
зрения, па работоспособность труб при высоких температурах
влияют прочность, стойкость против коррозии и однообразная
структура. В табл. II приведен сокращенный перечень материалов,
рекомендуемых для печных труб.
Для определения пригодности используемого материала важно
знать следующие его постоянные свойства: прочность при растя-
жении до предела текучести и прочность при разрыве.
Прочность при растяжении выражается напряжением (в кг/мм?\
которое при определенной температуре и через определенный
* Материалы для футеровок, изготовляемые в ЧССР, приведены в книге
«Таблицы и диаграммы для топлив», II. Государственное издательство техни-
ческой литературы, 1957.
♦♦ Обычно трубы проектируют на срок эксплуатации 10 лет при общей
коррозии до 3 .ши
30
промежуток времени обусловит определенное удлинение образца.
В литературе приводятся значения напряжении, которые вызы-
вают удлинение трубы на 1% после 10 000 или 100000 ч, т. е. на
0,1 или 0,01% за 1000 ч. Прочность при разрыве показывает на-
пряжение, которое вызывает разрыв, возможно деформацию при
определенной температуре и через точно определенный период
времени (10 000 пли 100 000 ч). Оба эти свойства определяются
экстраполяцией результатов испытаний за более короткий период
времени. Длительные испытания необходимы, так как темпера-
тура свыше 320° С влияет на свойства стали. Из табл. II видно,
что с повышением легированных добавок в стали возрастает ее
прочность при более высоких температурах. Вообще при более
высоких температурах прочность стали! улучшается при добавке
молибдена и небольшого количества хрома (1—3%). Повышенной
прочностью при высоких температурах обладает, например, сталь
с содержанием 2,25 CrIMo, которая благодаря ее исключитель-
ной прочности и стойкости против водородной коррозии исполь-
зуется в печах для каталитического риформинга бензинов.
Выбор материала для труб с точки зрения коррозии также
очень труден и можно положиться только па результаты произ-
водственных испытаний части выбранного материала в эксплуа-
тационных условиях. Однако эти данные тоже редко принимаются
во внимание, и материал можно включать в проект только после
испытания его в аналогичных технологических процессах. Но
и это никогда не дает стопроцентной гарантии, так как может
привести к значительному завышению затрат вследствие слишком
большого пли слишком малого количества легирующих добавок.
В практике чаще всего приходится встречаться с окислением труб
cq, стороны продуктов сгорания и коррозией серными соедине-
ниями внутри труб. Оба эти типа коррозии можно устранить
правильным выбором легирующих добавок в стали. В табл. II
приведены максимальные температуры труб, прп которых от-
дельные виды стали выдерживают окислительную атмосферу.
Для сравнения приводим данные по стойкости против окисления
некоторых чехословацких жаропрочных сталей: CSN 17 125 (АКХ
9) 950° С; CSN 17153 (АКХ) 1100° С; CSxN 17246 (AKVS) 800° С;
CSN 17251 (AKCF) 1000° С; CSN 17253 (ANTOXYD) 1200° С;
CSN 17255 (АКС) 1100° С.
При коррозии серными соединениями продукта оправдали
себя стали 5Сг—5Мо, 7Сг—5Мо, 9Сг—1Мо и 18Сг—8Ni. Прп ка-
талитическом риформинге и обессеривании бензинов к коррозии
серными соединениями прибавляется еще коррозия водородная.
Максимальную стойкость имеют аустенитные стали 18С—8Ni,
однако при малом содержании сероводорода можно использовать
стали 2,25Сг — 1Мо, 5Сг—5Мо и 9Сг— 1Мо. Иногда для каталити-
ческого риформинга используют п Сг—Мо стали, покрытые слоем
алюминия, при этом алюминии создает защиту против серово-
31
Перечень материалов, рекомендуемых
Спецификация стали Углероди- стая сталь С—5Мо 1,25Сг— 5Мо 2,25Сг — 1Мо 5Сг — 5Мо
Прочность при
растяженпп: А Б А Б А Б А Б А Б
450° С 10,4 16.9 11,5 20,4 14,2 13,1 9,2
500 5,9 4,1 10,8 7,2 16,5 11,2 22,1 9,9 8,9 5,8
600 700 800 900 Прочность при 0,8 0,6 2,6 1,7 4,4 2,6 1,4 0,6г 5,1 2,6 3,1 1,9 1,2 0,6
разрыве: 450° С В Г 9.7 6,2 В Г В Г В Г В Г
500 6,8 3,6 21,8 8,2 23,8 21,2 14,4 12,6 4,9 3,5 1,8 1,1
600 700 800 900 950 Прочностные 2,1 0,7 3,5 1,9 6,7 4,3 1,1 0,6 6,8 4.7 1,6 1,1
свойства: Д Е Д Е Д Е Д Е Д Е \
100° с 43,8 26,4 47,8 27,2 46,4 22,4 47,7 27,0 46,1 19,0
400 37,7 16,6 42.5 21,3 46,4 17,8 42,4 20,9 37,6 14,9 33,3 12,6
500 25,3 13,1 35,7 17,5 41,6 17,2 39,5 21,1
600 13,9 9,0 25,1 12,7 30,6 13,6 28,4 17,9 22,2 9,7
700 7.6 4,6 13,6 7,5 17,1 8,0 15,5 11,2 12,7 6,6
750 800 900 950 1000 1100 5,7 2,5 9,0 4,2 10,4 5,3 9,4 7,0 9,4 5,1
Стойкость про- тив окисле- ния, °C 565 565 593 635 650
Примечание. Прочность при "растяжении—среднее напряжение (в кз/
ле 10 000 ч, Б — после 100 000 ч.
Прочность прп разрыве — среднее напряжение (в кг!*н.и2), вызывающее раз
Прочностные свойства: Д — средняя начальная прочность при растяжении
дорода. Однако при таком способе поверхностной обработки опас-
ность заключается в том, что слой алюминия легко может быть
поврежден прп чистке труб (промыванием кислотой). При оста-
новке печей для риформинга возникают и скапливаются в трубах
политионатпые кислоты (политионат M2SnOe), которые могут вы-
звать сильную коррозию, особенно в местах сварки. Защитой
против этих влияний с одной стороны, является использование
химически стойких нержавеющих сталей, а с другой стороны,
нейтрализация возникающих при остановке кислот раствором
соды.
32
Таблица II
ASTM для печных труб (сокращенный)
5Сг—5Мо— l,5Si 7Сг—5Мо 9Сг—1Мо 18Сг — 8Ni 18Сг- 8Ni при посто- янном Ti 25Сг— 12Ni 25Сг— 20Ni
А Б А Б А Б А Б А Б А Б А Б
9,0 5,8 8,2 5,2 17,9 13.4 17,5 10,8
3,0 1,6 2,8 1,6 3,7 2t2 8,4 4,9 14,7 8,0
1,0 0,7 1,1 0,2 1,2 0,6 3,5 1,8 10,7 7,5 9,3 6,2 6,6 3,6
1,7 0,9 3,6 2,2 4,0 1,5 2,8 1,1
0,9 0,8 1,2 0,2
В г В Г В Г В Г В Г В Г В Г
4,8 3,5 6,8 5,3 6,7 5,6 11,3 8,2 13,6 9.7 12,0 9,4
1,8 1,4 1,8 1,1 1,9 1,2 4,2 2,9 4,3 2,5 5,4 3,3 5,3 3,5
1,9 1,3 1,8 0,9 2,3 1,2 2,3 1,2
0,8 0,4 1,1 0,4
0,5 0,3 0,6 0,2
д е д в Д в Д Е Д Е Д Е Д Е
32,6 53,7 37,4 50,1 23,0
44,9 25,2 42,1 31,4 40,8 19,5 41,4 46,4 54,7 52,1
36,2 19,4 33,4 27,9 35,2 17,0 38,7 40,9 47,5 50,4
23,6 13,3 21,2 18,2 23,4 12,9 34,7 34,8 41,7 44,9
11,5 7.2 11,4 8,8 13,5 7,5 27,6 27,3 30,9 34,9
7,5 4,2 8,6 4,9 9,6 4,7
17,5 18,1 21,6 22,3
11,1 10,5 13,2 13,0
7,5 8,0 9,5 9,9
- 6,7 7,5
4,0 4,6
705 677 705 870 870 1092 1148
лсл2), обусловливающее постоянное среднее удлинение трубы на 1%; А — пос-
рыв; В — после 10 000 ч, Г — после 100 000 м.
(в кг/лл2), Е— средний предел текучести (в кг/лла).
1. 3. 3. Установка для снабжения топливом
Установка для снабжения топливом состоит из устройств для
хранения, подготовки и подачи топлива к горелкам.
Отопление жидким топливом
В качестве жидкого топлива только изредка используют про-
дукты постоянного состава. В большинстве случаев отапливают
смесью стандартного продажного масла и различных продуктов,
3 Я. Котишек, В. Род. 33
отходов, испорченных варок п т. и., так что в форсунки посту-
пает смесь компонентов с разной теплотворностью, вязкостью,
температурой вспышки и характеристикой горения. Чтобы свой-
ства топлива, подаваемого к форсункам, не часто менялись, вели-
чину бака нужно выбирать с таким расчетом, чтобы топлива хва-
тало па несколько дней (прп больших мощностях минимум на
1 день). Топливо в баке смешивается мешалкой, газом или
форсунками, создающими рециркуляцию. Если смесь плохо пере-
мешана, может образоваться расслоение разных масел.
Для нормальной работы форсунок топливо должно поступать
при постоянном давлении и температуре, отвечающим оптималь-
ной вязкости (7—40 сст). Топливная система должна быть спроек-
тирована так, чтобы опа не зависела от изменения составляющих
частей топлива.
Нагревание жидкого топлива может быть централизованным
для всей системы или индивидуальным, если точки расположены
далеко друг от друга и нельзя избежать колебания температуры
даже хорошей изоляцией трубопроводов. Однако и при индиви-
дуальном нагреве топливо должно подогреваться теплом пара,
поступающего из котельной, чтобы оно не имело слишком боль-
шой вязкости, а вследствие этого и больших потерь давления.
В распределительном трубопроводе топлива поддерживается по-
стоянное давление 5—10 ата при распиливании паром и 10 —
21 ата при механическом распиливании. Давление в трубах обрат-
ного трубопровода топлива должно быть только таким, чтобы
преодолеть сопротивление трепня. Питающая труба любой печи
соединена с подводящим и отводящим трубопроводами топлива,
и количество протекающего в пей топлива принимается равным
не менее трехкратного расхода топлива печью.
При сжигании смолистых веществ (например, отходов от ва-
куумной дистилляции или асфальта от деасфальтизации) топоч-
ная система должна быть устроена так, чтобы топливо в трубо-
проводе не застывало. Для этого весь трубопровод до самых фор-
сунок снабжен рубашкой и обогревается перегретым паром с дав-
лением, обеспечивающим более высокую температуру конден-
сата, чем минимально необходимая для свободного прохождения
топлива, или лучше циркуляцией нагретой среды (например, га-
зойля, даутерма и т. п.). Система должна быть устроена таким
образом, чтобы при остановке печи пли переходе па другое то-
пливо, топливная питающая трубка могла быть опорожнена или
продута воздухом во избежание нарушения работы остальных
частей системы.
Газовое отопление
В качестве газового топлива используют природный газ, смеси
этого газа и попутных газов от разных технологических процес-
сов или только попутные газы. Одним пз важнейших параметров
пета является постоянная тепловая мощность (или теплоироиз-
водительпость) для поддержания требуемой температуры нагре-
ваемого продукта. Однако, если изменяется состав, теплотвор-
ность и давление на регулировочных вентилях горелок, незави-
симо от типа горелки это значение пе может быть точно прокон-
тролировано и выдержано. Способ регулирования газовой отопи-
тельной системы описал в разделе 1.4.3.
Если в качестве топлива используются смеси попутных газов
из разных процессов и пх количество колеблется, то для нормаль-
ной работы печи применяется смеситель, где газы перед входом
в распределительный трубопровод смешиваются. Величина этого
смесптеля выбирается с таким расчетом, чтобы топлива хватило
на 5—15 мин. Так как попутные газы содержат преимущественно
водород, к ним иногда прибавляются фракции Сз и Са, чтобы они
могли сжигаться в нормальных горелках. В тех случаях, когда
используются только попутные газы, количество которых не по-
крывает целиком расхода тепла, система отопления для отдель-
ных печей устраивается так, что давление для каждой печи под-
бирается согласно ее значению. Разность давлений в отдельных
ветвях должна быть примерно 0,35 ата.
1. 3. 4. Форсунки
Форсунки для сжигания жидкого топлива
Жидкое топливо — масло пли смола — горит как жидкость
только в определенных условиях. При использовании в промыш-
ленности форсунок оно горит после превращения в парообразное
состояние, так как температура воспламенения его всегда выше
температуры кипения. При горении капли масла горят только
пары масла, образующиеся над поверхностью капли на расстоя-
ний, на котором концентрация воздуха достигает нижнего пре-
дела воспламенения. После смешения паров масла с воздухом
наступает горение во всей массе. Получение совершенного рас-
пыления жидкого топлива и смешение его с воздухом очень важно
по следующим соображениям: топливное масло состоит из много-
атомных молекул, которые под действием тепла легко расще-
пляются, при этом, с одной стороны, возникают молекулы с мень-
шим и большим молекулярным весом, чем молекулы топлива,
с другой стороны, выделяется элементарный углерод. Если в этой
стадии теплового расщепления одновременно имеется недостаток
кислорода, то на холодной поверхности, например, на степе печи,
трубы и т. п., откладывается сажистый углерод, часть его сме-
шивается с продуктами сгорания, и если он пе уносится, то про-
исходит загрязнение печи.
Чем совершеннее распиливание топлива и смешение его с воз-
духом, тем ближе к холодным частям печи могут быть располо-
жены форсунки. Наоборот, если топливо содержит вещества,
которые требуют длительного времени для горения, форсунки
3*
35
должны быть достаточно далеко удалены от стен печи. Эта уда-
ленность, однако, зависит от типа форсунок. В настоящее время
уже выпускают форсунки с керамическими камнями, активизи-
рующими сжигание, у которых сгорание происходит на 80—90%
прямо в горелочном камне, и длина пламени даже у очень тяже-
лых топлив не превышает 0,6 м.
В форсунках смешение топлива с воздухом достигается тремя
основными способами: а) испарением, б) распиливанием, в) ком-
бинированием вышеуказанных способов.
Испарение жидкого топлива осуществляется сильно перегре-
тым воздухом прямо в печи или в специальной камере. Перегре-
тый воздух подводится из рекуператора или из регенератора.
Этот способ в настоящее время практически не используется,
так как он создает трудности при вводе печи в действие, все же
у некоторых современных форсунок практикуется испарение то-
плива прямо в форсунке раскаленными циркуляционными про-
дуктами сгорания.
При распиливании топливо рассеивается в виде тумана, состоя-
щего из очень тонких капелек с относительно большой поверх-
ностью, так что жидкость быстро испаряется. На распиливание
жидкости, т. е. на преодоление силы сцепления и межмолекуляр-
ных связей, необходимо затратить энергию. Величина этой энер-
гии зависит от вязкости п парциального давления распиливае-
мой жидкости. При повышении температуры силы сцепления
жидкости ослабевают и при точке кипения становятся равными
нулю; из этого вытекает, что топливо должно быть нагрето до
наивысшей температуры, какую только позволяют условия экс-
плуатации и правила безопасности. Обычно топливо нагревается
так, чтобы его вязкость была равна 7 —40 сст. Например, остаточ-
ная смола после дистилляции нагревается приблизительно до
120° С, топливные масла от 80° С и выше, а легкие масла можно
иногда распиливать при нормальной температуре*.
По способу подачи энергии для распылпваппя топлива разли-
чают форсунки с механическим распиливанием под давлением
и форсунки с паровым или воздушным распиливанием.
а) Форсунки с распиливанием под давлением
Распиливание жидкого топлива достигается нагнетанием его
через небольшое отверстие. Принципы, на которых основана кон-
струкция форсунок под давлением, следующие:
1) при движении капли с большой скоростью в воздухе под
влиянием трения от поверхности этой капли отрываются малень-
кие частички, т. е. капля разбивается;
* При сжигании топлива, содержащего низко кипящие фракции, его
можно нагревать только до температуры начала кипения, иначе будет проис-
ходить испарение низко кипящих компонентов уже до входа в форсунку,
и форсунка будет работать неравномерно. Например, природный асфальт
пагревается от 70 до 80° С.
36
2) при протеканий слабого потока жидкости через острогран-
ное конусообразно расширяющееся сопло крайние частички от-
клоняются от первоначального направления, однако при этом
не теряют своей скорости и распиливаются;
3) если жидкость перед самым входом в сопло имеет враща-
тельное или турбулентное движение, то после выхода из сопла
каждая частичка будет двигаться по тангенциальной составляю-
щей. Топливо распиливается по конусу, и каждая капелька раз-
бивается на меньшие, так как частички одной и той же капли
имеют разные тангенциальные силы (особенность этого вида рас-
пиливания заключается в том, что в обычных рабочих пределах
напор форсунки повышается с возрастанием вязкости);
4) перегретое топливо, находящееся под высоким давлением,
при понижении давления в сопле начинает кипеть. При этом то-
пливо очень активно и бурно распиливается.
На практике применяются также различные комбинации этих
методов.
Недостатком форсупок с распиливанием под давлением яв-
ляется сравнительно небольшая возможность регулирования коли-
чества протекающего жидкого топлива, так как при закрытии
регулировочного вентиля падает давлеппе жидкого топлива
в сопле и ухудшается распыливанпе. (Производительность про-
порциональна квадрату давления). Различными приспособлениями
(папример, изменяющими отношение площади тангенциальных же-
лобков к площади сопла во время действия форсунки или отводя-
щими часть жидкого топлива после прохождения через танген-
циальные желобки обратно и насосы) можно достичь диапазона
в производительности форсунки даже 1 : 10. Другим недостатком
является малый диаметр сопла (при давлении 14 ата протекает
через сопло диаметром 1 100 кг жидкого топлива в час), кото-
рое легко засоряется частичками кокса или осадками из топлпва.
Поэтому перед печью необходимо поставить двойные фильтры
с отверстиями меньшими, чем отверстие сопла. Регулировочные
игольчатые клапаны для жидкого топлпва под высокпм давле-
нием также имеют очень маленькие отверстия, которые легко
засоряются. Выключенная форсупка нагревается излучением
печи так, что остатки жидкого топлива в ее сопле ококсовываются
и забивают его.
Форсунка для жидкого топлпва с распылпваппем под давле-
нием и рециркуляцией жидкого топлива схематически показана
на рпс. 11 А,
б) Форсунки с паровым или воздушным распиливанием
Распиливание газообразным агентом обусловлено, с одной
стороны, стремлением распиливающего агента (воздуха) к рас-
ширению при понижении давления, с другой стороны тем, что
газовый поток, протекая с большой скоростью около выходного
отверстия для топлива, отрывает частички жидкости.
37
В качестве распиливающего агента в промышленности исполь-
зуются перегретый пар или воздух. По давлению используемой
среды различают форсунки:
1) высокого давления (с давлением газообразного агента до
9 ата) и
2) низкого давления (с давлением газообразного агепта до
1,2 ата).
Пар дешевле, но в результате реакции с углеродом (т. е. при
образовании окиси углерода и водорода) получается менее светя-
щееся пламя. Пар не должен содержать воды. Он должен быть
а в л р н и р, а т
Рис. 10. Зависимость необходимого для распиливания топлива
количества воздуха (выраженного в процентах к общему количеству
воздуха, потребному для сжигания) от давления использованного
воздуха.
высушен перегревом в печи, или отделением конденсата в конден-
сационных горшках, или при снижении давлении дроссельным
вентилем. Пар используется под давлением 5—9 ата. Форсунки
должны быть сконструированы таким образом, чтобы пар сразу же
входил в контакт с каплями топлива, т. е. чтобы расход пара был
по возможности наименьшим, так как этот пар является балла-
стом, снижающим тепловой к. п. д. Расход пара на распиливание
топлива колеблется у промышленных форсунок от 0,3 до 0,5 кг
на 1 кг топлива.
При распыливании воздухом возникает более короткое и бо-
лее горячее пламя, так как воздух принимает непосредственное
участие в горении. Для форсунок высокого давления используется
воздух с давлением 3— 5 ата\ расход этого воздуха составляет
почти 7% от всего потребного для горения количества воздуха.
Расход воздуха у форсунок низкого давления (с давлениями от
1,05 до i,2ama) значительно больше. Зависимость расхода пер-
вичного воздуха от давления воздуха приведена на графике на
рис. 10. У форсунок, использующих воздух низкого давления,
принимая во внимание большое количество этого воздуха, при
изменении количества жидкого топлива необходимо регулиро-
вать и количество воздуха. Это регулирование чаще осуществляется
38
изменением сечения воздушного сопла, а не задвижкой, чтобы
не уменьшить выходной скорости воздуха.
Жидкое топливо должно иметь только такое давление, которое
необходимо для поступления его в форсунку. Обычно давление
жидкого топлива на входе в фор-
сунку колеблется в пределах 3 —
6 ата. Схематический эскиз фор-
сунки с паровым распыливанием
приведен па рис. Г1 Б.
в) Комбинированные горелки с
распыливанием и испарением
На рис. 12 представлена совре-
менная комбинированная горелка
для жидкого и газового топлива с
очень коротким пламенем. Жидкое
топливо, поступающее через трубо-
провод В, распиливается через со-
пло в испарительную часть камеры
сжигания, где оно смешивается с
воздухом, поступающим через тру-
бопровод * D, п рециркулируемыми
раскаленными газами, поступающими
через камеру Е из передней части
камеры сгорания. Под действием
I I
а 6
Рис. 11. Форсунки для сжига-
ния жидкого топлпва: А — с
распыливанием под давлением
и рециркуляцией жидкого то-
плива; Б — с паровым распы-
ливанием.
тепла рециркулируемых дымовых газов жидкое топливо превра-
щается в пар, так что в переднюю часть камеры сгорания при-
ходит уже смесь паров топлива с воздухом, где практически про-
исходит почти полное сгорание (па 80—90%). Горение происхо-
Рис. 12ДКимбиппровсШиая короткопламинная горелка для жидкого и газо-
образного топлива, производство фирмы Thermal Research a Engineering
Corp.
—подвод газа: В —подвод жидкого топлива; С —рециркуляция жидкого топлива;
DJ—[подвод воздуха; Е — рециркуляционная камера; F — камера испарения; G — каме-
(_ ра сгорания; Н — конец пламени.
39
дит устойчиво благодаря наличию раскаленного керамического
камня. Количество жидкого топлива, поступающего в горелку,
регулируется вентилем на циркуляционном трубопроводе жид-
кого топлива С. В случае, если в качестве топлива используется
газ, он подводится через трубопровод /1. Горелка снабжена при-
бором для контроля пламепи и запальным приспособлением.
Газовые горелки
Наиболее часто применяются два основных типа горелок:
1) горелки инжекционные, в которых газ смешивается с возду-
хом в смесительной камере (часто в виде сопла Вентури) перед
входом в камеру сгорания и 2) горелки, где газ смешивается с воз-
духом в самой камере сгорания.
В инжекционных горелках для смешения топлива с воздухом
используется инжекционное действие газа, быстро вытекающего
из сопла в смеситель. В промышленных печах чаще используются
горелки среднего давления с давлением газообразного топлива
1,3—3 ата. В этих горелках инжектируется 80—100% воздуха,
необходимого для горения (в соответствии с требуемой длиной
пламени). Так как в камеру сгорания поступает хорошо подго-
товленная смесь газа с воздухом, то она быстро сгорает с обра-
зованием короткого и несветящегося пламени. Пламя можно по-
лучить еще более коротким или вообще устранить его путем про-
пускания смеси газа и воздуха через узкие отверстия или щели
керамической вставки у устья горелки. Поверхность керамиче-
ской вставки со стороны печи раскалена до высокой температуры:
при которой смесь очень быстро сгорает. Газ горит только вблизи
поверхности керамической вставки, так как теплопроводность
этого материала настолько мала, что смеси, протекающей через
щели со скоростью большей, чем скорость распространения пла-
мени (в результате чего не может произойти проскока пламени
в смесительную камеру), достаточно, чтобы охладить щели до
температуры ниже температуры воспламенения. Оба типа этих
горелок приведены на рис. 13 Л, Б. У некоторых новейших ти-
пов этих горелок используется пористый керамический материал,
в котором поры выполняют функцию отверстий.
У горелок, в которых газ с воздухом смешивается в камере
сгорания в результате несовершенного смешения топлива с воз-
духом образуется длинное светящееся пламя, даже в том случае,
когда горелки для газообразного топлива устроены так, чтобы
обеспечить наибольшую турбулизацию пламени. Например, на
рис. 13 Г схематически показан эскиз горелки, в которой газ
подается в кольцо, снабженное соплами, направляющими пламя
к оси и от оси. На рис. 13 В показан эскиз горелки, в которой
газ и первичный воздух подводятся в центр керамического кольца,
а вторичный воздух — в полукруг между кольцом и собственно
корпусом горелки. Преимуществом этого устройства является
40
возможность изменять длину пламени регулированием соотноше-
ния первичного и вторичного воздуха.
В трубчатых печах чаще используются инжекционные горелки,
так как опи могут работать с меньшим и более легко контроли-
руемым избытком воздуха. Кроме того, газовые сопла этих горе-
лок сравнительно больших диаметров и не подвержены прямой
радиации пламени, поэтому они пе засоряются осадками, возни-
кающими при сжигании газов, содержащих серные соединения.
Недостатком их является большой размер и больший шум при
работе.
Рис. 13. Газовые горелки: Л, Б’—инжекционные бес-
пламенные, Б, Г — с газовыми факелами в камере
сгорания.
Сжигание газов с большим содержа-
нием водорода. При сжигании газов с большим содер-
жанием водорода (свыше 50 объемп. %), например попутного газа,
полученного после риформинга, содержащего до 90 объемн. %
водорода, необходимо применять специально сконструированные
горелки. Смесь водорода с воздухом взрывоопасна уже при коли-
честве воздуха, равном 15% от необходимого для горения, в то
время как у углеводородов — только при 40% от необходимого
воздуха, а скорость горения водорода в 2—5 раз больше, чем
скорость горения углеводородных газов. Поэтому эти горелки
должны быть устроены с таким расчетом, чтобы скорость газов,
входящих в камеру сгорания, была минимум в 2 раза больше, чем
для углеводородов. Давление перед соплом, предназначенным для
сжигания топлива с большим содержанием водорода, —3—4 ата.
У горелок, в которых газ смешивается в камере сгорания,
при сжигании топлива с большим содержанием водорода создается
нестабильное пламя. Эта нестабильность пламени получается
в результате недостаточной турбулизации, обусловливающей ме-
41
стные недостатки воздуха в потоке. При сжигании углеводорода
наступает фаза, когда топливо расщепляется па водород и углерод.
Его сжигание, однако, стабилизуется присутствием медленно го-
рящих частичек углерода, возникшего при крекинге топлива.
Поэтому газовые горелки со смешением в камере сгорания должны
быть устроены таким образом, чтобы скорость прохождения
в сопле была больше скорости горения газов, содержащих угле-
водороды, и чтобы газ получал больше воздуха, а турбулизация
была более сильной. Прп сжигании газа с большим содержанием
водорода эти горелки удобнее по сравнению с инжекционными.
Существует много типов горелок: для жидкого топлива, га-
зовых и комбинированных. Практически каждый поставщик пе-
чей разрабатывает специальные типы горелок, которые являются
комбинацией различных элементов. Поэтому лучше всего при
выборе горелок обратиться прямо к изготовителю печей.
1. 3. 5. Вспомогательные части печи
В этом разделе мы остановимся па вспомогательном оборудо-
вании, необходимом для эксплуатации лечи, о котором не упоми-
налось в предыдущих разделах.
Подвеска труб. Чтобы горизонтальные трубы в печи
не провисали, они должны иметь опоры. Расстояние между отдель-
ными опорами зависит от диаметра и толщины стен труб. Такг
например, трубы Ts 50 с толщиной стен 4 дм имеют опоры на
расстоянии 1,4 м, трубы Ts 200 с толщиной стен 13 лм* — на рас-
стоянии 2,5—3 м. Конструктивно опоры должны быть спроекти-
рованы с таким расчетом, чтобы каждая из них выдерживала
нагрузку двух третей веса трубы и веса жидкости в трубе, так
как нужно учесть то, что при разном расширении какая-нибудь
опора может потерять контакт с трубой. Подвески должны быть
достаточно прочно прикреплены, чтобы воспринимать боковые
силы, возникающие под действием трения труб, лежащих в под-
весках, прп их продольном удлинении.
Подвески в радиационной секции, подвески для труб, осуще-
ствляющих переход в конвективную секцию, и для первого ряда
труб конвективной секции изготовляются из аустенитного леги-
рованного литья 25Сг—12Ni. На подвески в конвективной секции
в местах, где температура металла меньше 650° С, используется
менее легированный материал. Боковые и потолочные подвески
проходят через футеровку и крепятся к стальному каркасу печп.
Площадки. Каждая печь должна иметь доступные местаг
с которых обслуживаются горелки, заглушки труб для чпсткиг
а также смотровые окна. Если в печи чистка труб производится
механически, необходимо обеспечить место для обслуживания.
Смотровые окна дают возможность осуществлять
наблюдение за состоянием труб и горением. Часто бывает необ-
ходимо устанавливать смотровые окна отдельно для наблюдения
42
за трубами и за горелками. У вертикальных цилиндрических
печей, кроме того, должны быть смотровые окна и наверху печи
для наблюдения за состоянием труб около излучающего конуса.
При выборе места для смотровых окон необходимо помнить о том,
чтобы светящееся пламя не мешало видимости.
Предохранительные клапаны. При аварии
иногда в печи скапливается взрывоопасная смесь паров топлива
и воздуха, которая при соприкосновении с перегретым материалом
в самой печи или каким-нибудь внешним источником пламени
может взорваться. При таком взрыве в закрытом пространстве
температура дымовых газов достигает 2000° С, а давление 11 ата.
При особом случае взрыва — детонации, когда в результате сжа-
тия еще не сгоревшей смеси взрывной волной может произойти
ускорение распространения пламени, давление может достичь
20 ата, причем скорость распространения пламени достигает
2000—3000 м/сек. Детонация возможна только при определенной
конденсации паров топлива в воздухе, и границы этой концентра-
ции значительно уже, чем границы концентрации при взрыве.
Для защиты конструкции печи от возникающего при взрыве
давления служат предохранительные клапаны. Это чаще всего
круглые или прямоугольные отверстия с минимальным диаметром
200 мм с рамкой из углеродистой стали. Под влиянием избыточ-
ного давления в печи они свободно открываются и так же сами
закрываются. Между внутренним пространством печи и собственно
клапаном установлена 2—2,5-миллиметровая асбестовая мембрана,
которая защищает сталь и ограничивает засасывание воздуха
в печь. Площадь предохранительных клапанов принимается
./250 см1 2 на 1 л3 печи и дымовых каналов. Клапаны должны быть
* размещены наверху, сзади или сбоку печи, чтобы они пе пред-
ставляли опасности для работающих.
1. 4. ОБОРУДОВАНИЕ ПЕЧИ
1. 4. 1. Подогреватель воздуха
Подогреватели воздуха бывают рекуперативного и регенера-
тивного типа. В рекуперативных подогревателях тепло постоянно
передается через стены, так как с одной стороны проходят дымо-
вые газы, а с другой — воздух в горелкп. У регенеративного
типа тепло дымовых газов сначала поглощается насадкой реге-
нератора и затем передается воздуху. Насадка при каждом цикле
нагревается и охлаждается. В настоящее время часто исполь-
зуются ротационные регенеративные подогреватели. Ротор, вра-
щающийся со скоростью 3—5 об/мин, пзготовлен из дырчатого
металла, который имеет большую величину отношения площади
к весу материала. При вращении ротор периодически проходит
места, через которые протекают горячие газы и воздух. Раньше
устанавливались вентиляторы па обоих потоках, теперь в неко-
43
торых случаях устанавливают воздуходувку только на стороне
воздуха, и печь, в которой имеет место избыточное давление,
должна быть герметичной. Ротационные подогреватели бывают
горизонтальными пли вертикальными в зависимости от типа печи.
У некоррозийиых топлив и при температурах дымовых газов
ниже 540° С все части ротационных подогревателей могут быть
из углеродистой или низколегированной стали. Для более высо-
ких температур газов и коррозийного топлива роторы делают
из двух или более секций, причем горячие части — из жаростой-
ких и окалиностойких сплавов.
Несмотря па то, что ротационный регенеративный подогре-
ватель может быть спроектирован для использования до 75%
теплосодержания дымовых газов, степень использования тепла
обычно выбирается с таким расчетом, чтобы дымовые газы выхо-
дили при t = 200—260° С, с целью предупреждения конденсации
частиц, способствующих коррозии, на холодных поверхностях
в конце печи. Элементы ротора должны быть расположены так,
чтобы их легко можно было вынимать и чистить.
Подогреватели воздуха особенно необходимы там, где темпе-
ратура продукта настолько высока, что выходящие дымовые
газы нельзя охладить ниже 550° С или если нагреваемый продукт
при низких температурах является коррозийным или имеет тен-
денцию к полимеризации.
Подробное описание и способы расчета подогревателей имеются
в литературе [23].
1. 4. 2. Обеспечение безопасности
работы печи
С точки зрения безопасности эксплуатации печи необходимо
прежде всего обеспечить защиту от возможного проникновения
топлива в раскаленную печь при случайном предшествующем
затухании пламени. Для этой цели горелки снабжают прибором
для контроля пламени, который автоматически с помощью реле
закрывает подвод топлива при затухании маленькой вспомога-
тельной горелки. В подводящем трубопроводе газа к горелкам
печи устанавливается аварийный клапан, который автоматически
закрывает подвод газа при понижении или повышении давления
газа против установленных пределов. Открытие его производится
вручную после закрытия главного запорного устройства на газо-
проводе к печи.
У некоторых печей защита труб радиационной секции от пере-
грева свыше допустимой температуры (устанавливаемой в зави-
симости от материала труб) обеспечивается автоматически. Им-
пульсом для автоматического отключения подачи топлива является
либо температура поверхности труб, либо ограничение количе-
ства продукта ниже определенной границы, либо чрезмерное повы-
шение температуры дымовых газов.
44
Чтобы можно было остановить печь, например при угрозе
пожара, с безопасного расстояния, печь снабжают устройством
для остановки на расстоянии. Понижением давления, под кото-
рым находится воздух на вентилях, прекращается одновременно
подвод продукта и подвод топлива. Эти вептили используют только
в случае аварии, а не для нормальной остановки печи.
При опасности аварии и при обычной остановке печи необхо-
димо обеспечить выпуск продукта из труб печи. Выпускной тру-
бопровод, который служит только для выпуска продукта из печи,
доводится до аварийного резервуара, размещаемого на достаточно
удаленном расстоянии от печи, вспомогательных устройств и ра-
бочих помещений. Этот трубопровод приваривается к выходному
коллектору каждого пучка труб печи. Разрежение, имеющееся
в аварийном резервуаре, распространяется до камеры сгорания.
Запорная задвижка на выпускпом трубопроводе устанавливается
в месте, легкодоступном и достаточно удаленном от собственно
печи.
Для промывания труб печи устраивается присоединение про-
мывающего пара (с диаметром 50 мм), которое выполняется за
выходным вентилем в каждом пучке труб печи. Запорным эле-
ментом на этом присоединении служит задвижка, помещенная
на определенном расстоянии от печи, перед которой включено
отводпое устройство конденсата. На самом низком месте за за-
порной задвижкой трубопровод снабжается дренажным отвер-
стием диаметром 3 мм, которое предохраняет эту часть трубопро-
вода от скопления конденсата. Перед вводом присоединения пара
в змеевике печи устахсавлпвается задвижка, запломбированная
в открытом положении, перед которой ставится контрольный
вентиль.
Для тушения воспламенившегося продукта при возможном
разрыве труб или ослаблении соединений подводится паропровод
диаметром 25 мм в пространство между соединениями. Паро-
провод для тушения снабжается пневматически управляемым
вентилем. Перед вентилем устанавливается отводное устройство
конденсата, за вентилем имеется дреиажпое отверстие диаметром
6 мм.
1, 4. 3. Измерение и регулирование
Оснащение печи пзмерительпыми и регулирующими приборами
обусловливается требованиями технологического процесса и усло-
виями экономичной и безопасной эксплуатации печи.
В трубчатой печи обычно осуществляется непрерывный про-
изводственный процесс, требующий подачи постоянного количе-
ства тепла при постоянном количестве продукта. В большинстве
случаев количество и теплосодержание продукта, выходящего
из печи, влияет на ход всего последующего производственного
процесса, поэтому эти величины необходимо поддерживать в по-
стоянных значениях.
45
Количество продукта
Одной из переменных величии, контроль за которой сравни-
тельно легко осуществим, является количество протекающего по
трубам печи продукта. В том случае, если жидкость имеет посто-
янное давление, проходит сплошным потоком через трубы печи
и в трубах не происходит ни испарения, пи разложения продукта,
потеря давления существенно зависит от выходной температуры,
и регулирование количества протекающего продукта осущест-
вляется управляемым вручную вентилем. Однако, так как коли-
чество продукта является величиной регистрируемой, обычно
примепяется регулятор количества продукта.
Если продукт протекает в трубах в двух или более параллель-
ных потоках и особенно если в трубах происходит испарение пли
коксование продукта, количество продукта должно автоматически
регулироваться в каждом потоке. Иначе даже небольшое повы-
шение температуры в одном потоке обусловило бы (в результате
увеличенного испарения или создания кокса) большие потери
давления, что привело бы к уменьшению количества продукта
в этом потоке. Меньшее количество продукта привело бы к даль-
нейшему повышению теьптературы, что, наконец, могло бы спо-
собствовать полному прекращению прохождения продукта в од-
ном из потоков и к серьезному повреждению труб.
Если можно предположить постоянную потерю давления в тру-
бах печи, достаточно установить регулировочный вентиль на
подводе продуктов с таким расчетом, чтобы потеря давления через
вептиль равнялась 10—15% от потери давления печью. Если
потеря давления обусловлена небольшим изменениями выход-
ной температуры продукта, то этот регулировочный вептиль уста-
навливается хотя бы на 50% потери давления при нормальном
количестве продукта. Регулировочный вентиль прп возможном
нарушении подачи управляемого воздуха должен остаться откры-
тым, чтобы гарантировать протекание продукта через трубы печи
и в этом аварийном случае.
Выходная температура продукта
Выходная температура продукта зависит при постоянном
количестве продукта от количества тепла, переданного трубам,
и регулируется подводом топлива. Это регулирование у большей
части печей автоматическое.
Расположение температурного чувствительного элемента зави-
сит от требований процесса и от отношения между температурой
и теплосодержанием выходного продукта. Если большая часть
тепла, переданного жидкости перед выходом из печп, использо-
вана как физическое тепло, так что изменение подвода топлива
полностью проявляется в изменении выходной температуры, тем-
пературный чувствительный элемент помещается на выходном
трубопроводе. Если, наоборот, большая часть тепла, переданного
46
жидкости перед выходом из печи, использована для испарения
жидкости, так что относительно большое изменение в подводе
топлива обусловливает только незначительное изменение выход-
ной температуры, замер температуры сдвинется на место до труб
перед выходом из печи.
В печах с большой поглощающей поверхностью, имеющих
футеровку малой теплоемкости, изменение в подводе топлива
почти мгновенно проявляется в изменении контролируемой тем-
пературы. В печах с малой поглощающей поверхностью, имеющих
футеровку высокой теплоемкости, изменение контролируемой
температуры запаздывает, по сравнению с изменением в отопле-
нии, и регулятор имеет тенденцию максимально отклонять контро-
лируемую температуру, вследствие большой инерции системы.
Чтобы избежать периодического колебания температуры, регу-
лятор должен быть снабжен стабилизатором, который исключит
влияние запаздывания системы. При использовании регулятора
давления тепловая инерция футеровки стабилизирует контроли-
руемую температуру и выравнивает небольшие случайные изме-
нения в подводе топлива.
Регулирование при газовом отоплении
Схематически организация регулирования прп газовом отопле-
нии приведена на рпс. 14. Наиболее простую систему, показан-
ную на рис. 14Л, применяют в тех случаях, когда газ имеет по-
Рис. 14. Схемы регулирования газового отоплен пл:
А — при постоянном давлении подаваемого газа; Б — при переменном
давлении газа.
7—регулятор давления; 2—регулятор количества; з—манометр; 4—регулятор
тепла; а —ответвление к маленьким предохранительным горелкам, б —запорный вен-
тиль; в — ручной регулировочный вентиль.
стоямную теплотворную способность и постоянное давление. По-
дача газа в горелки контролируется регулятором давления, кото-
рый находится под влиянием регулятора температуры, получаю-
щего импульс от температуры продукта.
47
На рис. 1кБ приведена система регулирования, при которой
регулятор количества газа зависит от регулятора температуры.
Эту систему используют в тех случаях, когда давление газа может
колебаться, или когда изменения выходной температуры или
качества продукта требуют значительных изменений в подаче
топлива, что может обусловить существенные отклонения в дав-
лении газа, подаваемого в горелки.
В идеальных условиях, т. е. при одинаковых потерях давления
при распределении газа к отдельным горелкам, происходит равно-
мерное разделение поступающего газа на отдельные горелки.
На практике в большинстве случаев поступление газа к отдель-
ным горелкам необходимо отрегулировать вручную регулировоч-
ным вентилем, имеющимся па каждой горелке.
Регулирование при отоплении жидким
топливом
Автоматическое регулирование системы отопления жидким
топливом значительно сложнее, чем при газовом отоплении. В свя-
зи с тем, что вязкость жидкого топлива сильно зависит от темпе-
Рис. 15. Схемы регулирования отопления жидким топливом: А — при регу-
лировании давления жидкого топлива; В —при регулировании количества
жидкого топлива.
I —счетчик количества топлива; 2 —регулятор температуры; 3 —регулятор давления;
4 — регулятор количества топлива; 5 — регулятор разности количества протекающей
жидкости; 6, 7 —манометры; а — запорный вентиль, управляемый на расстоянии, б —
ручной регулировочный вентиль, в — запорный вентиль, г—ручной регулировочный
налиброванный вентиль.
ратуры, необходимо поддерживать его постоянную температуру.
Если в циркуляционную систему отопления жидким топливом
включено несколько печей, применяется параллельное или серий-
ное включение. Параллельное включение, показанное на рпс. 15,
48
совершеннее, так как позволяет регулировать количество и да-
вление на отдельных ответвлениях независимо друг от друга.
Давление в циркуляционной системе поддерживается регуля-
тором па 6—11 ата у горелок с паровым распиливанием топлива
и на 11—21 ата — у горелок с механическим распиливанием.
Количество топлива, проходящего через циркуляционную систему,
принимается равным трех- пли четырехкратному количеству то-
плива, используемого в системе, и точно так же количество то-
плива, проходящее через каждое ответвление, поддерживается
равным трех-четырехкратному количеству топлива, потребляемого
в печи.
Для обеспечения нормального действия форсунки жидкое
топливо должно быть хорошо п в одинаковой степени распылено
по всему сечению выходящего из форсунки потока. Недостаточное
поступление пара в форсунку с паровым распыливанпвхМ обусло-
вливает возникновение искр и длинного коптящего пламспи даже
при большом избытке воздуха. Чрезмерное количество пара может
привести к сдуванию пламени.
На рис. 15Л представлена схема автоматического регулиро-
вания отопления прп жидком топливе с паровым распиливанием.
Регулятор температуры продукта влияет па регулятор давления,
установленный на обратном трубопроводе жидкого топлива от
форсунки печи. Общее количество жидкого топлива, поступаю-
щего через ответвление, устанавливается управляемым вручную
вентилем. С изменением температуры продукта автоматически
изменяется давление жидкого топлива у форсунок печи, а в ре-
зультате этого и количество подаваемого топлива в форсунки.
Давление на подводе распиливающего пара автоматически под-
держивается па 1,8—3 ата выше, чем давление жидкого топлива,
ч£о обеспечивает постоянное отношение количества жидкого то-
плива к распиливающему пару.
На рис. 15Z? приведена другая, более сложная схема регули-
рования системы отопления жидким топливом. Регулятор коли-
чества протекающего жидкого топлива, зависящий от регулятора
температуры продукта, действует здесь косвенно как регулятор
давления, который повышением или снижением количества про-
текающего продукта изменяет потерю давления в ответвлении,
а в результате и давление па горелках. Потеря давления в ответ-
влении устанавливается управляемым вручную вентилем для
нормальных условий. Прп таком расположении количество рас-
пиливающего пара регулируется относительным регулятором,
который сравнивает количество пара, измеренное на вводном
трубопроводе пара, с количеством сожженного жидкого топлива,
определяемого разностью количества протекающего жидкого то-
плива, замеряемого перед п после форсунок печп. Эта схема регу-
лирования более совершенна тем, что дает возможность регулиро-
вать количество распиливающего пара в точном отношении к то-
пливу, что необходимо в тех случаях, когда светимость и длина
4 я. Котишек, В. Роа.
49
пламени оказывают влияние на распределение тепла в печи, или
ерли требуется сжигание топлива с минимальным избытком воз-
духа.
При прекращении подачи управляемого воздуха запирающий
п регулирующий вентили на ответвлении закроют подвод топлива
в горелку, в то время как регулирующш! вентиль пара останется
открытым, чтобы сопла форсунок были охлаждены. У печей, ко-
торые одновременно отапливаются жидким топливом и газом,
автоматическое регулирование отопления обычно используется
только на газовых горелках, а форсунки жидкого топлпва настраи-
ваются вручную на постоянное количество топлива.
Избыток воздуха
Количество воздуха, подаваемого в горелку, до сих пор регу-
лируется вручную, однако в последнее время все большее число
трубчатых печей оборудуется автоматическим регулированием,
которое поддерживает избыток воздуха ниже 30—40%. В отличие
от регулирования паровых котлов в качестве регулировочного
импульса используется содержание кислорода в дымовых газах.
Количество воздуха рекомендуется регулировать дросселирова-
нием подводимого воздуха в отопительную камеру. Использовать
дросселирующий клапан (шибер) на пути дымовых газов с целью
регулирования не рекомендуется. Если горючий продукт попадет
в отопительную камеру печи прп случайном разрыве трубы, при
закрытом дымовом шибере горючие пары и газы могут проник-
нуть через неплотности около горелок и в других местах в окру-
жающее пространство, что вызовет распространение пожара на
вспомогательное оборудование. Автоматическое регулирование
избытка воздуха дает экономию потребляемого топлпва, которая
может составлять до 15%.
Температура па поверхности труб
Некоторые трубчатые печи работают в таких условиях, при
которых температура труб из-за высокой температуры и тепловой
нагрузки труб лишь не па мпого ниже максимальной температуры*
допустимой для материала, из которого изготовлены трубы. Слой
осадков, часто создающийся на внутренней поверхности труб*
при достижении определенной толщины может привести к пре-
вышению допустимой температуры.
Чтобы устранить такую опасность, температура поверхности
труб в таких случаях контролируется термопарой, помещенной
на облучаемой сторопе той трубы, где предполагается наиболь-
ший слои осадков. Температура поверхности, изгиеренная термо-
парой, обусловлена нс только температурой металла, но .излуче-
нием и количеством протекающих газов, одпако опа находится
в прямой зависимости от температуры металла, и ее можно исполь-
50
зовать для опытного определения максимально допустимой тем-
пературы металла. При достижении максимально допустимой
температуры необходимо снизить тепловую мощность печи или
остановить печь для чистки труб.
Последовательным измерением температуры на поверхности
труб во многих местах можно установить местное перегревание
труб, обнаружить неисправное действие какой-нибудь горелки
и отрегулировать отопление отдельными горелками до требуемой
температуры.
Температура газов
Эксплуатация печи контролируется измерением температуры
газов, особенно температуры газов на выходе из радиационной
секции (так называемой предельной температуры), которая обычно
бывает у радиационно-конвективных типов печей в пределах
700—900° С, и температуры газов па выходе из конвективной сек-
ции, которая колеблется в пределах 350—500° С.
Для точного определения температуры газов на выходе из
радиационной секции при контрольном измерении эксплуата-
ционных параметров печи необходимо использовать пеоблучаемые
термопары, чтобы избежать ошибок при измерении, вызываемых
радиационным эффектом; эти ошибки при более высоких темпе-
ратурах могут составлять несколько десятков градусов. Далее
необходимо производить измерение одновременно в нескольких
местах поперечного сечения газового потока, чтобы легче было
установить их среднюю температуру, необходимую для составле-
ния теплового баланса радиационной секции.
Тяга
Измерение тяги производится обычно в двух местах в печи,
а именно: у горелок и на входе дымовых газов в дымовую трубу.
Тяга у горелок поддерживается в пределах от 3 до 5 мм вод. ст.
дроссельным клапаном, установленным в дымовой трубе печи.
4*
2. ГОРЕНИЕ
2. 1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ И РЕАКЦИИ
В трубчатых печах, применяемых в химической и нефтяной про-
мышленности, тепло выделяется в результате сжигания жидких
или газообразных топлив — большей частью менее ценных
продуктов отходов. Количество тепла, выделяющееся при сжи-
гании однородного топлива, зависит от состава топлпва. Высшая
теплотворность определяется как количество тепла, которое
можно получить при охлаждении продуктов сгорапия 1 кг то-
плива до 18° С с конденсацией водяных паров. Практически
температура продуктов сгорания всегда выше точки росы водяных
паров в продуктах сгорапия, так что водяной пар не конденси-
руется, и при определении характеристики качества топлива
используется так называемая низшая теплотворность, которая
получается в результате вычитания теплосодержания водяных
паров при 18° С, образовавшихся при сгорании 1 кг топлива^
из высшей теплотворности.
Все реакции, протекающие при горении, осповапы на полном
или частичном окислении углерода, водорода и серы. В табл. III
Основные реакции горения
Таблица III
Название Химическая реакция Молекуляр- ный вес Теоретическое количество воздуха, кг) кг Высшая теп- лотворность, ккал!кг Низшая теп- лотворность, ккал!кг
Водород Hg-pV2O.=:IIj|O 2 34,8 34 440 29 400
Углерод G-|-O«=CO3 12 11,6 8 080 —
» с-н/я'о3=со 12 5,8 2 430 —
Окись углерода со+1/3о2=со3 28 2,48 5 640 —
Сера S4-O.=SO3 32 4,35 2 250 —
» S+3/.b.=SO3 32 6,52 3 300 —
Метан СН4-|-2О3=СО3+2Н3О 16 17,28 13 250 12 040
Этилен С3Н4+30.=2С03+2Н30 28 14,81 11920 11 340
Этап С3НсН-50г=2С03-^ЗН30 30 16,13 . 12 350 11390
52
приведены основные химические реакции, которые учитываются
при расчете процесса горения, т. е. при расчете состава и количе-
ства продуктов сгорания, необходимого количества воздуха и дан-
ных для теплового баланса.
Реакции, приведенные в табл. III, являются обратимыми,
и равновесие меняется в зависимости от условий горения. Кон-
станта равновесия, определяющая отношение между парциальным
давлением продуктов реакции и веществ, вступающих в реакцию,
зависит от температуры (она часто приводится в литературе).
На практике, однако, эти расчеты выполнять трудно, так как
необходимо знать точно условия реакции в любом месте печи.
2. 2. ИЗБЫТОК ВОЗДУХА
Для полного сгорания топлива с образованием углекислого
газа и паров воды необходимо обеспечить в любом месте пламени
достаточное количество кислорода. Поэтому практически воздуха
подается больше, чем теоретически необходимо для горения.
Избыток воздуха зависит от качества топлива, способа сжигания,
конструкции печи, конструкции горелок п условии сжигания.
Избыток воздуха выражается чаще в процентах пли как безраз-
мерный коэффициент а, определяющий отношение количества
действительно необходимого воздуха к теоретическому. Вообще
рекомендуется принимать при газовых топливах 5—35%, при
жидких топливах 20—50% избыточного воздуха. Современные*
горелки с керамическими камнями практически работают с тео-
ретическим количеством воздуха, т. е. с нулевым избытком. У ав-
томатически регулируемых больших печен избыток воздуха бе-
рется меньше, чем у печей, регулируемых вручную.
* Недостаток кислорода при горении легко установить анализом
продуктов сгорапия. Прп малом избытке воздуха, педостаточнохм
для полного сгорания топлива, в дымовых газах обнаруживается
окись углерода или лесгоревпше частички углерода топлива (чер-
ный дым). Контроль избытка воздуха осуществляется путем опре-
деления содержания углекислого газа в продуктах сгорания.
Коэффициент избытка воздуха определяется сравнением содер-
жания СОг в дымовых газах при теоретическом количестве воздуха
с действительным содержанием СО2 (процентное содержание СО^
в дымовых газах обратно пропорционально коэффициенту избытка
воздуха), предполагая, что количеством образовавшейся СО можнп
пренебречь.
Например, при сжигании саратовского газа в продуктах сго-
рания было обнаружено 9,3% COz. Содержание СО2 при теоре-
тическом количестве воздуха для этого газа равно 11,7%. Следо-
вательно, избыток воздуха
53
Для определения весового отношения воздух — топливо из
-анализа дымовых газов можно использовать уравнение
Воздух
Топливо
(1)
Н
где -----отношение водорода к углероду в топливе;
Ci
СО2,О2— мольный процент отдельных веществ в топливах;
п‘ — число атомов углерода в молекуле несожженного топ-
лива;
R — мольный процент несгоревшего топлива в дымовых
газах.
Уравнение было выведено при том условии, что дымовые газы
ле содержат других органических веществ, кроме углеводородов,
м что в этих углеводородах отношение такое же, как у исход-
ного топлива.
Избыток воздуха, зная анализ топлива, можно также опреде-
лить из номограммы на рис. 40 (в подразделе 6. 1).
2. 3. СВОЙСТВА ТОПЛИВА
Для расчета- теплового баланса и состава продуктов сгорания
необходимо знать низшую теплотворность топлива и его состав.
График на рис. 16 показывает зависимость высшей и низшей
Свойства жид
Топливо Уд. вес, кг/.м3 Влаж- ность, вес, % Химический со
С Н,
Первичным дистиллят .... 835 __ 87 13
Остатки после первичной ди- стилляции нефти 890—920 0,1—0,9 86,0—87,5 11,1—12,5
Остаточное жидкое топливо 955—970 0,05 87,5—88,7 10,1—10,3
Жидкие продукты крекинга 990 0,3 86,5 10,0 ,
Остатки крекинга 994—1010 0,4 88,4—88,9 9,8-10,0
Остаточные масла 1015—1020 0,1-0,3 87,5—88,5 9,1—9,5
Крекинг-ос таток । 1050 — 90,6 8.5
54
Рис. 16. Зависимость
высшей (4) и низшей
теплотворности (Б) от
удельного веса жид-
кого топлива. Данные
представляют средние?
значения для котель-
ных топлив крекинга
и первичной дистил-
ляции с удельным ве-
сом до у = 930 ка/л€3
и включают среднее
содержание серы и
инертных (кроме
воды). Для у меньше
825 кг/м3 поправка на
содержание примесей
пренебрежима и дан-
ные представляют
значения для чистой
фракции.
ких топлив
Таблица 1\г
став, вес. % Высшая теп- лотворность, ккал!кг Низшая тепло- творность, ккал/кг Теоретичес- кий расход воздуха для сжига- ния, кг/кг Содержание- ОС^ в про- дуктах сго- рания при пулевом избытке воздуха, мол. %
S Неопреде- ленные и зола
0,2—4,2 0,1—1,0 10 920 10 750—10450 10 250 10 150-9 850 14,47 14,0—14,35 13,5 1 15,6-16,0
0,3—1.1 1,5 ‘ 0,6—0,8 0,7—1,4 0,4 0,7-1,4 1,7 0,7-0,8 1,0-1,7 0,5 10200—10350 10050 10150 10 000-10 050 9 900 9 650-9 800 9 520 9 6.50 9 500—9 550 9 480 13,7—13.8 13,5 13,7 13,4—13,5 13,4 16,4 16,4 16,5—16,6 16,7-17,1 17,1
55-
теплотворности жидких топлив — продуктов крекинга и продуктов
первичной перегонки, содержащих среднее количество примесей,—
от их удельного веса. Из графика па рис. 17 можно определить
зависимость высшей и низшей теплотворности парафиновых и оле-
финовых газов от молекулярного веса. Существует ряд эмпири-
ческих формул для определения высшей теплотворности жидких
и газообразных топлив по удельному весу или составу, однако
38000
36000
30000
32000
30000
28000
26000
20000
22000
20000
18000
16000
10000
12000
10000
8000
Рис. 17. Зависимость высщей и низшей теплотворно-
сти парафиновых л олефиновых газов от молекуляр-
ного веса. Высшая и низшая теплотворность даны в
«к«л/м3, отиессплых к 15° С и 1 ата,
в силу того, что они не точнее, чем приведенные графики, охваты-
вающие все топлива, используемые в практике, мы их здесь при-
водить не будем.
Ориентировочный состав жидких топлив приведен в табл. IV.
Эта таблица составлена для американских жидких топлив, при-
чем отдельные топлива с близким удельным весом были сгруппи-
ровапы, а значения округлены. При отсутствии более точных
данных об используемом топливе для расчета можно принимать
эти значения.
456
Газы, используемые для отопления в нефтяной и химической
промышленности, в большинстве случаев являются отходам от
различных технологических процессов. Однако в силу того, что
в газообразном топливе составных компонентов значительно
меньше, чем в жидком топливе, наиболее удобно состав горючего
газа определять в каждом отдельном случае путем анализа.
2. 4. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
Средняя теплоемкость продуктов сгорания, т. е. тепло, по-
требное для нагревания единицы веса на 1° С, для отдельных
компонентов, содержащпхся в продуктах сгорания, отнесенное
Рис. 18. Зависимость средней теплоемкости компонентов
продуктов (в ккал/кмолъ °C) от температуры.
к килограмм-молям от 0 до 2400° С, дана на рис. 18. В силу того,
что средние теплоемкости паров воды и углекислого газа сильна
отличаются от средних теплоемкостей двухатомных газов (азота,
57
кислорода и окиси углерода), необходимо среднюю теплоемкость
подсчитывать отдельно для каждого компонента продуктов го-
рения.
Вязкость продуктов сгорания, как и вязкость всех газов, с уве-
личением температуры повышается. В противоположность это
вязкость газов пе зависит от давления. Зависимость вязкости
газов от температуры можно приблизительно выразить формулой
з
(2)
где ц0 — динамическая вязкость газов при О °C, кГ-сек/м-\
Т — абсолютная температура газов, °К;
с — константа, зависящая от состава газа.
Значения р,о и с для некоторых газов приведены в табл. V.
Таблица V
Значение р0 и с для некоторых газов
Газ
Ро • 106 кГ*сек/м2
с
Азот ................................
Водород..............................
Воздух...............................
Кислород.............................
Окись углерода ......................
Углекислый газ.......................
Сернистый ангидрид...................
Продукты сгорания 1..................
Водяные пары.........................
1,708
0,85
1,721
1,943
1,656
1,384
1,175
0,818
107
63
122
138
102
250
396
173
673
Рис. 19. Зависимость теплопроводности л (в ккал/.н . ч)
и вязкости продуктов сгорания р, (в спз) от температуры.
58
Для практического расчета, однако, при определении вязкости
не требуется учитывать состав продуктов сгорания, и значение
вязкости продуктов сгорания в сантипуазах в зависимости от
температуры можно прямо брать из графика па рис. 19 [15].
Теплопроводность продуктов сгорания можно вычислить также,
независимо от состава продуктов сгорания, из графика на рис. 19
[15].
2. 5. СОСТАВ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ И РАСХОД ВОЗДУХА
Из уравнении, приведенных в табл. III, видно, что па сжига-
ние 1 кмоль углерода (12 кг) требуется 1 кмоль, т. е. 32 кг кисло-
рода. На сжигание 1 кг углерода, следовательно, необходимо
32 8
— яг Оз. Таким же образом определяем, что на сжигание
1 кг водорода необходимо 8 кг кислорода и па сжигание 1 кг серы —
1 кг кислорода. Если от кислорода, потребного для сжигания этих
элементов, вычесть кислород, содержащийся в топливо, потреб-
ность кислорода на 1 кг топлива будет
8/3C + 8I-I4-S — О ,
-----L"100----= кислорода/кг топлива. (3}
Буквы С, Н, S, О обозначают содержание (в процентах) этих
элементов в топливе. Так как воздух содержит 23,2 вес. % кис-
лорода, а удельный вес воздуха равен 1,293 кг/м3 при 0° С, теоре-
тическая потребность Go воздуха и его объем То равны
с.- (4)
<5>
Отношение действительного количества использованного воз-
духа Свд к теоретическому количеству Go определяет коэффициент
избытка воздуха а
гт _ __ 7д
Go У о '
Количество продуктов, получаемых в результате сгорания
1 кг топлива, равно
Gr = a Go 1 + Ъ кг/кг топлива. (7)
Уравнение для состава продуктов сгорания составляем таким
же путем, как при определении потребного количества воздуха.
Если из 1 кг углерода в результате горения получится V12 кило-
грамм-моля углекислого газа, а из 1 кг серы г/з2 килограмм-моля
сернистого ангидрида (SOa)t то число килограмм-молей СО2 и
SO2, полученных из 1 кг топлива, будет равно
С S
Л/Со2 + sos = + 700^32 КЛ“>лъ/кг (8>
59
Таким же образом число килограмм-молей Н2О в продуктах
сгорания будет
= 100-2 100 • 18 "18 кмоль/кг> (9)
где С, S, Н — содержание в весовых процентах этих элементов
в 1 кг топлива;
W — весовой процент влаги в топливе;
Ъ — водяной пар, использованный на распыление
топлива.
Количество азота, оставшегося пз воздуха, теоретически по-
требного для сжигания 1 кг топлпва, равно
9 кмолъ/кг, (10)
где 0,79 — мольный процент азота в воздухе.
Если к этому значению прибавить избыток воздуха, исполь-
зуемый при сжигании, мы получим конечную формулу для коли-
чества кислорода и азота в продуктах сгорания
MN2-FO2“ 22,4 22,4 “ 22,4 кмолъ/кг,] (11)
2. 6. МАКСИМАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ГОРЕНИЯ
Максимальной температурой горения fMax называется тем-
пература, которую имели бы продукты сгорания, если бы все
тепло, полученное при сжигании топлпва, было использовано
на их нагрев. Эта температура далее повышается на величину
температуры, которую имеют исходные компоненты (свыше 0° С).
Следовательно, теоретически максимальная температура горения
равна
^тах = » (12)
где Qa — низшая теплотворность топлпва, ккал/кг\
Gr — количество продуктов сгорания в килограммах на 1 кг
топлива;
с — теплоемкость продуктов сгорания в килокалориях
на 1 кг, °C.
Если пренебречь физическим теплом топлпва и физическим
теплом распиливающего пара, то /о будет равно температуре
воздуха £вэ.
В действительности температура горения всегда ниже в ре-
зультате передачи части тепла пламени холодным элементам
внутри печи и потерь тепла в окружающую среду.
60
3. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ
3. 1. СПОСОБЫ ПЕРЕДАЧИ ТЕПЛА
Тепло может передаваться тремя различными способами,
отличающимися друг от друга физическими особенностями, —
теплопроводностью, конвекцией и излучением.
В трубчатой печи происходит сложный процесс передачи тепла
от раскаленных газов к жидкости, текущей в трубах, причем
здесь имеют место все 3 способа теплопередачи. Эту передачу
тепла можно разделить на теплоотдачу от газов внешней поверх-
ности трубы, теплопередачу через стейку трубы и на теплоотдачу
от внутренней поверхности труб протекающей но ней жидкости.
При изучении теплопередачи в трубчатых печах мы прежде всего
изучаем теплоотдачу пламенем и раскаленным! газами внешней
поверхности труб, так как дальнейшее прохождение тепла через
стенки трубы к жпдкости уже подробно теоретически разработано
для расчета теплообменников.
Наибольшую роль при теплоотдаче пламенем и раскаленными
газами играет излучение, существенно отличающееся от передачи
теила конвекцией и теплопроводностью. Различие заключается
прежде всего в том, что передача излучаемой энергии аналогична
распространению света и что для передачи тепла излучением не
требуется переносной среды. В отличие от передачи тепла тепло-
проводностью п конвекцией, прп которых количество передан-
ного тепла пропорционально разности температур, количество
тепла, передаваемого излучением, пропорционально разности
четвертых степеней абсолютных температур источника тепла и
поглощающего тела.
В основе теплового излучения лежпт колебание электромаг-
нитных волн, отличающееся от излучения света только длинами
волн. Если тепловое излучение попадает на твердое тело, то часть
его отражается, часть поглощается, а часть может пройти сквозь
тело. Сумма этих частей конечно должна быть равной единице.
Тело, поверхность которого полностью поглощает падающие лучи,
называется абсолютно черным телом. В действительности ни
одно тело точно не соответствует этому условию, некоторые мате-
риалы, однако, очень близки к нему. Общее излучение абсолютно
черного тела, которое является суммой его излучения на всех
61
длинах волн, по закону Стефана — Больцмана, пропорционально
четвертой степени его абсолютной температуры
Е^(у-Т\ (13)
где постоянная излучения о равна 4,96-10—8 ккал/м2,«ч2•"’К4;
Т — абсолютная температура, °1< (Г° К — С + 273).
Все реальные твердые тела можно для технических расчетов
считать серыми, т. с. такими, излучение которых во всех длинах
волн равно части излучения абсолютно черного тела прп одном
и той же температуре. Эта часть называется относительным излу-
чением, илп рассеянием е и выражается отношением энергии,
излучаемой телом, к энергии, полученной в результате излучения
абсолютно черного тола с тон же поверхностью при той же тем-
пературе. Относительные излучения некоторых материалов привс-
Таблица 7Г
Относительное излучение некоторых поверхностей материалов
Поверхности материалов Темпера- тура, °C Излучение
Алюминий 20 0,04—0,06
Окисленная медь 25 0,78
Сталь с полированной поверхностью 200 0,21
Сталь и чугун, окисленные при 600° С .... 200—600 0,64—0,79
Хромоникелевая сталь после нагрева до 530° С 220—530 0,62—0,73
Хромоникелевая сталь, окисленная после дол-
гого использования в печп 220—530 0,82—0,97
Огнеупорные кирпичи 600-1100 0,75—0,90
Алюминиевые покрытия — 0,3-0,6
Покрытия масляной краской 100 0.92-0,96.
допы в табл. VI, причем излучение абсолютно черного тела
согласно определению равно единице. Поглощательная способ-
ность, или относительное поглощение а равно частп поглощенного
излучения от общего излучения, падающего на поверхность тела.
По закону Кирхгофа, при тепловом равновесии поглощение тела
равно его излучению.
Излучение газов существенно отличается от излучения твердых
тел. Газы являются полностью проницаемыми для теплового
излучения в широком диапазоне длин волн и обладают заметным
излучением пли поглощением только в отдельных частях спектра.
В отличие от излучения твердых тел у газов, следовательно, нельзя
предположить условий серого тела, так как излучение и погло-
щение у них зависят от длины волн.
При температурных условиях в печах необходимо учитывать
только излучение трехатомных газов, т. о. практически угле-
кислого газа и водяных паров в дымовых газах, поскольку излу-
чение двухатомных газов, таких как азот и кислород, не настолько
значительно, чтобы его следовало учитывать.
62
3. 2. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
Основной частью теплового расчёта печи является тепловой
баланс, на основе которого определяется потребность топлива
и общий к. п. д. установки.
Общий тепловой балапс печп можно записать в следующем
виде
Qсж. т Qo + Qn Qu. г Qw Qb. п — Qn. ri (14)
где Сеж. т — тепло, выделенное при сжигании топлива, ккал/ч;
— тепло, используемое в печи, тепловая мощность
печи, ккал/ч;
Qn— тепловые потери в окружающее пространство,
ккал/ч;
Qp,.r — физическое тепло, содержащееся в дымовых газах,
ккал/ч;
Qrb—физическое тепло, внесенное воздухом, ккал/ч;
Qb.h—физическое тепло, внесенное водяным паром, ккал/ч;
Qi\, г — физическое тепло, внесенное циркулирующими
газами, ккал/ч.
Все физическое тепло в уравнении (14) подсчитывается от
температуры 0е С. В уравнении (14) не отражены физическое
тепло, внесенное топливом, и тепловые потери из-за неполного
сгорапия топлпва, так как значения этих величин ничтожны.
Тепло, используемое в печп QOi определяется как разность
теплосодержаний продукта при выходе из печп и при поступле-
нии в печь и обусловлено технологическим процессом. Если прп
нагреве продукта протекает также химическая реакция, то в зна-
чение Qo необходимо включить также тепло, выделяющееся в ре-
зультате реакции.
Тепловые потери в окружающую среду Qn колеблются в пре-
делах 2—10% <?сж.г, У новейших типов печей эти значения бы-
вают ниже. Тепловые потери в окружающее пространство зави-
сят от температуры в печи, ее конструктивного исполнения и осо-
бенно от изоляционных свойств футеровки (о чем особо сказано
в подразделе 3. 8).
Тепло, уносимое отходящими газами (2д+г, зависит от их коли-
чества, состава и температуры. Обычно значения ()д,г находятся
в пределах 15—25% прп большом избытке воздуха п высо-
ких температурах уходящих газов они могут достичь 40% QCiK. т-
Если обозначить количество дымовых газов BG^, их температуру
на выходе из конвективной секции а их среднюю теплоемкость
при этой температуре ск, то
@д. г = ВСгС^к-
Тепло, впосимое воздухом (?ва, более заметно в тепловом
балансе только в тех случаях, когда воздух, подведенный для
63
сжигания топлива, подогрет до высокой температуры. Влияние
подогрева воздуха на общий к. п. д. лечи и потребление топлива
разобрано в подразделе 6. 2.
Тепло, отдаппое паром, подведенным для распиливания жид-
кого топлива (2в.ц (только физическое тепло пара без скрытой
теплоты парообразования) сравнительно мало и обычно ле пре-
вышает 0,5% Q сж.т*
Тепло циркулирующих газов имеет место только в печах
с циркуляцией дымовых газов и определяется так же, как (?д.г.
К. п. д. печи есть отношение тепла, использованного в печи,
к теплу, внесенному топливом
п — 1
т @сж. т
Сд.г I______I
<?сж. т ^с>к- т
। ев. и . Фц. г
^?сж.т ^сж. т
(15)
К. п. д. трубчатых печей, который зависит, прежде всего,
от температуры отходящих дымовых газов и избытка воздуха,
колеблется обычно в пределах 60—85%.
Количество потребляемого топлива определяется тепловой
мощностью печи, к. и. д. печи и низшей теплотворностью топлива
п __ ^сж. т _____ Qq
1 <2н ’
(16)
3. 3. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА В РАДИАЦИОННОЙ СЕКЦИИ
Главной частью трубчатой печи является радиационная сек-
ция, которая одновременно является и камерой сгорания. Пере-
дача тепла в радиационной секции осуществляется преимуще-
ственно излучением вследствие высоких температур газов в этой
части печи. Тепло, переданное в этой секции конвекцией, является
только небольшой частью от общего количества переданного тепла,
так как скорость газов, движущихся вокруг труб, большей
частью определяется только местной разностью удельных весов
газов, и передача тепла естественной конвекцией незначительна.
Продукты сгорания топлива являются первичным и главным
источником тепла, поглощаемого в радиационной секции трубча-
тых печей. Тепло, выделившееся при горении, поглощается тру-
бами радиационной секции, создающими так называемую погло-
щающую поверхность, величина и к. п. д. которой являются важ-
нейшими факторами, влияющими на количество переданного
тепла. Поверхность футеровки радиационной секции создает
так называемую отражающую поверхность, которая (теоретиче-
ски) не поглощает тепла, переданного ей газовой средой печиг
а только излучением передает его на трубчатый змеевик.
64
3. 3. 1. Источник тепла
Факел и раскаленные газы, заполняющие топку, создают
газовую среду печи. Температура и светимость газовой среды опре-
деляют ее излучающую способность.
Наибольшее влияние на передачу тепла в радиационной сек-
ции имеет температура газовой среды. Наивысшей температуры
газовой среды можно достичь в такой топочной камере, в которой
нет поверхностей, поглощающих тепло, и все выделившееся тепло
используется па нагрев продуктов горопия. Эта так называемая
максимальная температура горения в топке никогда пе дости-
гается, так как часть тепловой энергии, выделившейся при горе-
нии, передается трубам печп. Распределение температуры в га-
зовой среде, как правило, неизвестно, однако в общем можно
предположить, что температура газовой среды непрерывно сни-
жается от факела по направлению движения газов и в направле-
нии к ограничивающим поверхностям, причем самой низкой тем-
пературы Гр достигают газы на выходе из радиационной секции.
Чтобы выразить переход тепла в радиационной секции простым
отношением, для расчета вводится так называемая эффективная
температура газовой среды 7Э1 т. е. температура, при которой
газовая среда передала бы то же количество тепла поглощающей
поверхности, которое она передает при действительном распре-
делении температур в радиационной секции. Эта эффективная
температура всегда ниже максимальной температуры газов Гшах
и выше температуры газов на выходе из радиационной секции Гр,
к которой опа очень близка при сильной турбулизации в радиа-
ционной секции.
Средняя эффективная температура газовой среды печи тем
ниже, чем больше поглощающая поверхность и больше избыток
воздуха. Путем измерении на трубчатых печах Н. И. Белокопь
[2] выразил зависимость эффективной температуры газовой среды
от температуры поверхности труб и от температуры газов на вы-
ходе из радиационной секции следуюгщш отношением
Т4 — б4
'l’ = ^ZF==0’80-0’85’ (17)
где 0 — средняя температура поверхности труб, °К.
Следующим фактором, влияющим иа теплообмен в радиацион-
ной секции, является излучение газовой среды, ег,с. Радиаци-
онная секция трубчатых печей обычно частично заполнена пла-
менем, которое образует поток газов, несущих раскаленные ча-
стички твердого вещества. Эти частички получаются в результате
теплового разложения газообразных углеводородов вследствие
их недостаточного смешепия с воздухом перед нагревом и состоят
из сажистого углерода. Их первоначальный размер находится
в пределах от 0,006 до 0,06 ц. Пламя при сгорании тяжелых жидких
5 я. Котишек, В. Род. 65
топлив содержит наряду с упомянутыми частицами также более
крупные твердые частицы размером 50—200 (и, возникшие в ре-
зультате коксования тяжелых битуминозных веществ, содержа-
щихся в каждой капельке. При сжигании газообразных топлив
при полном смешении их с воздухом, как правило, светящегося
пламени не возникает, в то время как жидкие топлива можно
сжигать с различной степенью светимости пламени. Светимость
зависит от конструкции форсунок, распиливания топлива, из-
бытка воздуха и способа подвода воздуха. Излучение светящегося
пламени из-за большого числа переменных нельзя заранее опре-
делить расчетом.
Излучение светящегося пламени всегда больше, чем излучение
дымовых газов. В результате измерении па действующих печах
выяснено, что излучение пламени толщиной больше 1 м прибли-
жается к излучению черного тела и что тепло, переданное конвек-
цией горящими газами, на 30% выше тепла, переданного дымо-
выми газами прп той же температуре. Эти данные подтверждены
практическими опытами, показавшими, что в местах прямого
контакта пламени с поверхностью труб происходит сильное пере-
гревание труб, которое может привести к серьезным авариям
прп эксплуатации.
Тепловая нагрузка камеры сгорания у трубчатых печей сравни-
тельно мала, так что собственно пламя занимает только не-
большую часть объема топочной камеры. В этих условиях излу-
чение газовой среды определяется прежде всего излучением трех-
атомных газов.
Эквивалентное излучение газов в случае теплообмена излу-
чением между газом при температуре Тр и абсолютно черной
поверхностью при температуре 0 выражается отношением
£h =
<6СО2 + еНло)~(0/Гр)4 (аСО'»~^аНпО^
1—(0/7р)<
(1 - Ле),
(18)
где 8С0с, еНо0 — излучение газов при температуре 7Р;
аСОо’ ан2о ~ поглощение газов, примерно равное излучению
, газов при температуре Гр;
Де — поправка па одновременное излучение СО2 и Н2О.
Излучения Н2О и СО2, которые приводятся в руководствах
по теплопередаче, зависят от парциального давления газов р
и средней длины луча L. Средняя длина луча для наиболее часто
встречающихся видов газовой среды печи приведена в табл. VII.
Водяные пары имеют большее излучение, чем углекислый газ
при тех же температуре и длине луча. Так как продукты сгора-
112О
ния газообразных топлив имеют оолее высокое отношение -^q-7 чем
продукты сгорания жидких топлив, опи имеют и большее излу-
чение по сравнению с продуктами сгорания жидких топлив. В дей-
ствительности, однако, пламя в обоих случаях. — частично све-
66’
Таблица VI/
Средняя длина луча при излучении газов
Вид печи и отношения размеров
Средняя длина луча Л
Прямоугольная печь
1X1X1 до 1X1X3
1X2x1 до 1X2X4
1X1X4 до 1Х1ХОО
1X2X5 до 1x2x8
1x3x3 до 1ХСОХОО
Цилиндрическая печь
с?Х2 d до dxood
2/3 Х^/ объем
Наименьший размер
1,3 X лаимспыпий размер
1,8Х наименьший размер
Диаметр цилиндра
тящееся, причем светимость его при сжигании жидких топлив
больше. Если излучение определяется светимостью пламени, то
газовая среда с одинаковым содержанием трехатомных газов
в обоих случаях, по существу, будет одинаковой.
5*
67
На рис. 20 приведено среднее излучение газовой среды в зави-
симости от содержания СО2 й Н2О 11 длины луча (рСО2 + рНоО)
для разных температур газов tp и температуры поверхности v.
При паличии двуокиси серы в дымовых газах она может быть
включена в количество водяных паров. Значения из лучения на
рис. 20 включают поправку на светимость среднего пламени при
сжигании газообразных и жидких топлив. Эта поправка ко-
леблется в пределах 0,18—0,13 в зависимости от температуры п со-
става газов.
II. И. Белоконь (2] рекомендует определять излучение газо-
вой среды в тех случаях, когда опа пе может быть определена
опытным путем, пз эмпирического отношения, выражающего
зависимость излучения газовой среды от избытка воздуха
0,96
=ТгаГа- <1Э>
Это отношение было выведено из измерений па трубчатых
печах обычных размеров, работающих на рафинировочных заво-
дах, при обычных эксплуатационных условиях. Применять эту
зависимость для других условии нужно очень осторожно, так
как в нее не входит влияние температур и размеров радиационной
секции на излучение газовой среды.
3. 3. 2. Поглощающая поверхность
Поглощающая поверхность трубчатых печей создается тру-
бами, помещенными в один или два ряда вдоль стен илп посере-
дине тоночпой камеры. Наряду с общей поверхностью труб.
обозначаемой £ГР, для теплового расчета решающее значение имеет
эффективная поглощающая поверхность, обозначаемая 5Э.
Если на ряд труб попадает тепловое излучение, источником
которого предполагается излучающая плоскость, параллельная
плоскости труб, пе все точки поверхности по периметру труб
принимают одинаковое количество тепла, так как они могут «ви-
деть» излучающую плоскость под разными углами. Тепловой
поток снижается от точки, лежащей прямо против излучающей
плоскости, постепенно по периметру до нулевого значения в опре-
деленной точке, лежащей па противоположной стороне периметра
трубы. Для расчета теплопередачи необходимо определить к. и. д.
этой трубчатой поверхности и устаповить эффективную погло-
щающую поверхность, величина которой зависит от геометриче-
ского устройства труб.
Расчет эффективной поглощающей поверхности производится
с помощью коэффициента формы <р, который выражает отношение
между эффективной поглощающей поверхностью и площадью
стены, покрытой трубами (включая промежутки), величина кото-
68
рой равна произведению числа труб п, длины I п шага $ труб:
£э = фЗ\ (20)
5 = nls. (21)
При двухрядном расположении труб п означает число труб
в одном ряду.
Коэффициент формы
При определении коэффициента формы исходят пз предполо-
жения, что источником тепла является плоскость, параллельная
плоскости труб. Окраинные влияния принимаются, исходя из
предположения, что поверхность труб и излучающая поверхность
бесконечно велики. Далее предполагается, что все поверхности
абсолютно черные, а температура труб и температура излучающей
поверхности постоянны.
Общее количество излучаемого тепла, поглощенного одним
рядом труб, размещенных перед отражающей стеноп, состоит
из двух составных частей: из тепла, передаппого прямым излу-
чением излучающей плоскости, и тепла, переданного отраженным
излучением от отражающей степы. Если обозначить часть пря-
мого излучения, попадающего па ряд труб через фПр? то часть
излучения, падающего на отражающую стену, фотр будет равно
(1—фпр). Если предположить, что все теплопотери через футе-
ровку равны теплу, переданному футеровкой теплопроводностью,
то все излучение, попадающее на отражающую степу футеровки,
Отражается. Из отраженного излучения часть поглощается
трубами, так что общее поглощенное излучение является частью
от общего излучения источника
ф = Фпр (1 — Фпр фпр (2 — фпр)- (22)
Па рис. 21 показало графическое определение коэффициента формы
для однорядного расположения труб.
Прямое излучение, воспринимаемое любой точкой поверхности трубы,
ограничено углом а, определяемым касательной в дайной точке и касатель-
ной, проведенной через эту точку к периметру соседней трубы, т. е. углом,
под которым эта точка может «видеть» плоскость излучения. Если обозна-
чить тепловом поток в точке I, лежащей прямо против плоскости излуче-
ния, которая принимает прямое излучение под углом 180, за 1,0, то тепло-
вой поток в других точках трубы равен -г° . Средний тепловой поток на
1оО
поверхность трубы, умноженный на отношение поверхности трубы к поверх-
ности 5, выражает часть прямого излучения, попадающего па поверхность
труб фпр, от общего излучения, попадающего па поверхность S. Пример
вычисления фИр для однорядного расположения труб с шагом s = 2dH
приведен в табл. VIII.
69
Таблица VIII
Тепловой поток па поверхность трубы
Номер точки Прямое излучение Отраженное излучение Общесс излучение
1 1,000 0,000 1,000
2 0,918 0,000 0,918
3 0,676 0,027 0,703
4 0,336 0,115 0,451
5 0,080 0,232 0,312
6 0,000 0,315 0,315
7 0,000 0,342 0,342
8 0,000 0 315 0,315
9 0,080 0.232 0,312
10 0,336 0,115 0,451
11 0,676 0,027 0,703
12 0,918 0,000 0,918
Сумма . . . 5,020 1,720 6,740
Среднее . . . 0,418 0,143 0,562
0,658;
„ 0,418 л (1ц
2d^
0,143 я с?п
Фотр =------------=0,225,
Ф = 0,883.
Рис. 21. Графическое определение коэффициента формы.
70
Таким же образом подсчитывается и часть отраженного излучения, попа-
дающего на трубы, если учесть, что интенсивность отражающего излучения,
попадающего на точку, находящуюся прямо напротив отражающей стены
(точка 7)» равна 1 — фпр- Принимая во внимание симметрию, можно подсчи-
тать значения теплового потока для отраженного излучения в отдельных
Межосевое расстояние s
Ди иметр трубы •* dff
Рис. 22, Коэффициент формы для однорядного и двухрядного размещения
труб:
А —общесгизлученне на 2 ряда, Б —общее излучение па 1 ряд, В —общее .излучение
на передний ряд при двухрядном расположении, Г — прямое излучение на 1 ряд пли пе-
редний ряд прп двухрядном расположении, D—общее излучение на затененный ряд-
при двухрядном расположении, Е —ирпмое излучение да затененный ряд при двухрядном
расположении.
им точках па величину (1 — фпр), т. е. в нашем примере 0,342 (в точках 1
и 7, в точке 2, 6 и 8 и т. д,). Общее поглощенное излучение является суммой
прямого и отраженного излучения.
ф = фир фотр.
Подобным образом можно вычислить коэффициент формы для различных
способов расположения труб.
71
Для однорядного размещения можно также выразить <рпр аналитически
[ 7 ] в виде
а коэффициент формы ср определить из уравнения (22).
Быстрое определение коэффициента формы для обычного рас-
чета можно произвести с помощью рис. 22, на котором даны
значения срЕр, <р0Тр и ф для одпорядпого и двухрядного разме-
щения труб, принимающих излучение излучающей плоскости
с одной стороны п излучение отражающей стены — с другой.
Из диаграммы вытекает, что коэффициент формы пе зависит от
диаметра трубы, если сохранено отношение межосевых расстояний
труб к их диаметрам.
Количество тепла, переданного одному ряду труб, снижается
с увеличением шага между труба шт. Для обычно применяюще-
гося шага 2dH для одпорядпого расположения <р = 0,88, для
двухрядного <р = 0,98 (из них для первого ряда ср = 0,69, для
второго ряда <р — 0,29). Из сказанного видно, насколько эффек-
тивнее одпорядное расположение труб по сравнению с двухрядпым.
Рлс. 22 можно также использовать при определении ср для
труб, облучаемых с двух сторон. Так, например, для центрального
двухрядного расположения труб при шаге 2dH коэффициент
формы (р = 2 (0,66 0.22) == 1,76. Каждый ряд принимает столько
же излучения, сколько первый и второй ряды прямого излу-
чения при одностороннем облучении. Как видно, такое располо-
жение, с точки зрения использования поверхности труб, очень
эффективно.
У большинства печей шаг между трубами колеблется в пре-
делах 1,75—2,25 прп однорядном и 1.75—2,75 при двухрядном
расположении. Больший шаг при двухрядном расположении
сказывается на уменьшении разницы тепловой нагрузки между
трубами первого и второго ряда.
Распределение теплового потока
ио периметру трубы
Как вытекает из предыдущего примера (табл. VIII), отдель-
ные точки периметра трубы для теплоотдачи излучением эффек-
тивны неодинаково, п тепловой поток распределяется по пери-
метру трубы перавпомерпо. Ла рис. 23 показано распределение
теплового потока для различного расположения труб при шаге,
равном двум диаметрам.
Из рисунка видно, что самое равномерное распределение те-
плового потока происходит при двухстороннем облучении.
Для расчета максимальной температуры трубы важно опре-
делить максимальный тепловой поток, проходящий через поверх-
ность трубы. По графику рис. 24 можно вычислить отношение
72
Рис. 23. Распределение теплового потока ио пери-
метру трубы. А — передний ряд при двухрядном
расположении, В — затененный ряд при двух-
рядном расположении, В — однорядное располо-
жение при одностороннем облучении, Г — одно-
рядное расположение при двухстороннем облу-
чении .
с1н
Рис. 24. Отношение между максималь-
ным тепло дым потоком и средней те-
пловой нагрузкой поверхности трубы.
I —двухрядное расположение, 11 —однорядное
расположение (двухрядное расположение при
двухстороннем облучении), 111 — однорядное
расположение при двухстороннем облучении.
между максимальным тепловым потоком //I11UX п средней тепловой
нагрузкой </с, относедньши к общей поверхности трубы. Это отно-
шение с увеличением шага труб падает, так как в результате этого
уменьшается та часть поверхности трубы, которая закрыта от
прямого излучения. Для данной средней тепловой нагрузки это
отношение, а следовательно, и максимальная пагрузка поверх-
ности труб ппже для труб, облучаемых с обеих сторон, и самое
высокое — при двухрядном расположении труб, облучаемых
с одной стороны.
Так, например, для труб с шагом 2йя при средней тепловой
нагрузке 20 000 ккал/м2 . ч при однорядном расположении макси-
мальный тепловой моток равен 35 600 ккал!м2 . ч, при двухряд-
ном — 64000 ккал/м2 . ч, а при однорядном с двухсторонним
облучением — 24 000 ккал/м2 . ч.
Местная тепловая нагрузка
поверхности труб
При тепловом расчете и проектировании печи необходимо
учитывать пе только среднюю тепловую нагрузку поверхности
труб, по и лтестиую тепловую нагрузку, от которой зависит тем-
пература поверхности труб. В общем случае тепловая нагрузка
отдельных труб различна и изменяется по периметру и длине
трубы. В, современных конструкциях трубчатых печен стремятся
достичь равномерной тепловой нагрузки по всей поверхности
труб печи, что позволит увеличить среднюю тепловую нагрузку
и лучше использовать поверхность труб.
Изменчивость тепловой нагрузки, как было сказано в преды-
дущем разделе, проявляется особенно по периметру труб и опре-
деляется геометрическим расположением труб. Кроме того, из-
менчивость тепловой нагрузки отдельных частей трубчатой по-
верхности обусловливают:
1) температура и излучение газовой среды, которые не во-
всех мостах топочной камеры одинаковы;
2) отраженное излучение, поглощение которого зависит от
размещения трубы в пространстве печп;
3) повышенная конвекция в месте отвода газов из топочной
камеры прп большой скорости уходящих газов;
4) температура продукта в трубах, от которой зависит темпе-
ратура поверхности труб.
При удачном конструктивном решенпп радиационной секции
эти факторы хотя бы частично уравновешиваются. Так, например,
у вертикальной печи с излучающим конусом этот конус напра-
вляет отраженное излучение в верхнюю часть труб, т. е. в ту
часть, где температура и прямое излучение газов самые низкие,
в результате чего изменение тепловой нагрузки по длине трубы
пе превышает 43 10%. Точное аналитическое определение местной
тепловой нагрузки очень затруднительно. Упрощенный аналити-
74
ческпи метод для вычисления тепловой нагрузки отдельных ча-
стой поглощающей поверхности описывают Меклер и Фэйрол [19],
эмпирический метод приводит Нильсон [21]. Местную тепловую
нагрузку, однако, можно легко вычислить, если при известном
количестве протекающего продукта измерены его входная и вы-
ходная температуры в соответствующей части трубчатого змее-
вика и если известна зависимость теплосодержания продукта от
температуры. У некоторых типов печей часть радиационных труб
размещена таким образом, что главный поток газов протекает
около них при выходе из радиационной секции. У таких труб,
особенно при высоких скоростях газов, наряду с излучением осу-
ществляется также в значительной степени передача тепла кон-
векцией. Так как передача тепла копвекцпен также неравномерно
распределена по перпметру трубы, максимальный тепловой поток
в первом ряду этих труб в 2,5—3 раза больше средней тепловой
нагрузки, отнесенной к общей поверхности радиационной секции.
Температура п о в е р х и о с т и т р у б
Для расчета передачи тепла в радиационной секции печи
необходимо определить среднюю температуру поверхности труб.
Для выбора материала и толщины стены труб при проектирова-
нии печи пли для определения допустимой тепловой нагрузки
для данной печи решающее значение имеет максимальная темпе-
ратура поверхности труб.
Температура поверхности труб, прежде всего, зависит от тем-
пературы продукта в трубах, от тепловой нагрузки поверхности
труб и от коэффициента теплоотдачи продукта внутри труб. Очень
неблагоприятно влияет на теъшературу труб осадок, возникаю-
щий в некоторых случаях па их внутренней поверхности (обычпо
слой кокса), который может привести к небезопасному перегреву
труб. При повышенной температуре снижается долговечность
сплавов. При постоянном превышении определенной практически
максимальной температуры трубы быстро выходят из строя.
Вычисление средней температуры поверхности труб произво-
дят исходя пз средней температуры продукта в трубах п из сред-
ней нагрузки поверхности труб
q I „ / 1 । б0 . бт \ /О/\
VС = + 7с -г- — + -3---г- + “7— , (24)
у «о и1 “пн /»о Лт /
где — средняя температура продукта в трубах, т. е. сред-
пес арифметическое пз входной и выходной темпе-
ратур продукта, °C;
— средняя тепловая нагрузка поверхности труб,
ккал/мг-ч, Qp/Hp\
dBfl, — наружный п внутренний диаметр трубы, внутрен-
ний диаметр осадка, лц
75
cij — коэффициент теплоотдачи внутри труб, ккал/м2 • ч• °C
(см. раздел 3. 6. 1);
6Т, б0 — толщина стенки трубы и толщина осадка, м;
Хт, Хо— теплопроводность материала трубы и осадка,
ккал/м • ч * °C.
Если нагреваемым продуктом в трубах является жидкость
и пет необходимости учитывать образование осадка, средняя тем-
пература поверхностп труб бывает па 20—50° С выше средней
температуры жидкости. В случае, если предполагается возник-
новение осадка (кокса), в расчете учитывается толщина осадка
2
Для расчета максимальной температуры поверхности труб
необходимо определить местные тепловые пагрузкп труб и с по-
мощью рис. 24 найти максимальный тепловой поток через стенку
трубы. Если допустить, что тепловой поток через степку трубы
не распространяется в направлении периметра трубы, максималь-
ная температура поверхности выразится
= + + + <25>
\ «ВН Ат /
где Отах — максимальная температура поверхности трубы, °C;
t' — температура жидкости в трубах, °C;
9тьх — максимальный тепловой поток через стену трубы,
ккал/м2 *ч.
Максимальная температура, вычисленная из уравнения (25),
благодаря приведенному допущению, выше чем в действительно-
сти, особенно в случаях, когда небольшая величина. Точный
анализ вопроса [7], зачитывающий также теплопроводность стенки
трубы по периметру, для случая когда осадок не образуется и ра-
диальный спад теагпературы через степу трубы пренебрежимо-
мал, приводит к уравнению
f>max = r + ^2__ZS« (26)
“вн 2 | 1 "г^ЛтОт I
\ аХ J
3. 3. 3. Отражающая поверхность
Отражающую поверхность радиационной секции Fo создают,
прежде всего, поверхности, не покрытые трубами. Величина отра-
жающей поверхностп определяется разностью между общей по-
верхностью всех степ радиационной секции F и эффективной
поглощающей поверхностью
F0 = F-S*. (27)
Для объяснения влияния отражающей поверхности на пере-
дачу тепла в радиационной секции рассмотрим случай, когда все
76
стены печп целиком покрыты поглощающей поверхностью. Допу-
стим, что эта поглощающая поверхность абсолютно черная,
причем каждая точка поверхности принимает только излучение,
падающее прямо, и все попадающее излучение поглощается. В этом
случае для даппой разности температур и данного излучения,
газовой среды тепловой поток на единицу поверхности сравни-
тельно мал, а общее количество поглощенного тепла сравнительно
велико. Если теперь устра-
ним поглощающую поверх-
ность из такой печи даже
на небольшой ее части, то
эта часть поверхности по-
глотит наряду с излучением,
падающим прямо, интенсив-
ность которого для обоих
случаев одинакова, еще и
излучение, полученное от
отражающей поверхности.
В результате тепловой поток
па единицу поверхности в
этом случае будет большим,
а общее количество погло-
щенного тепла, по сравне-
нию с предыдущим случаем,
меньшим. Влияние отражаю-
щей поверхности на общее
Рис. 25. Отпошспис между средней ве-
личиной поглощающей поверхности,
тепловой нагрузкой поверхности труб
и количеством поглощенного тепла.
Qp и тепловую нагрузку поверх-
количество переданного тепла
пости труб , которое особенно проявляется при малом излу-
чепии газовой среды, для типичного случая изображено на рис. 25.
Из сказанного вытекает, что с повышением отношения между
эффективной поглощающей поверхностью и общей поверхностью
радиационной секции возрастает общее количество переданного
тепла при меньшем использовании поверхности труб. Это отно-
шение в радиационной секции промышленных печей колеблется
в пределах 0,25—0,65. При дальнейшем повышении этого отно-
шения существенного прибавления количества переданного тепла
не происходит.
Температура отражающей поверхности
При проектировании печи и при поверочном расчете тепловых
потерь необходимо иногда определить температуру на внутрен-
ней поверхности футеровки. Температура поверхности, не закры-
той трубами, значительно выше температуры поверхности, за-
крытой рядом труб от падающего излучения.
Для температуры открытой части отражающей поверхности
из теплового баланса падающего и отраженного излучения упро-
77
щенно можно вывести следующее приближенное уравнение
т14 _________________________________Л4
Ttn = 64 + -г--------------г. I
*|> 0,9 61
«Г
(28)
В приведенном уравнения Q обозначает угловой коэффициент,
взаимного излучения, значение которого далее определено в урав-
нении (49), a i|; — температурный коэффициент, среднее значение
которого равно 0,85. (
В случаях, когда степа топочной камеры омывается потоком
газов, проходящих с! большой скоростью, температура поверх-
ности стены больше, чем ее равновесная температура, вычислен-
ная из уравнения (28). В этих случаях можно предположить, что
температура поверхности футеровки То.п равна эффективной
температуре газовой среды Тд.
Температура поверхности футеровки, защищенной трубами
при однорядном их расположении, не превышает обычно более
чем па 20.0—300° С температуру поверхности труб.
3. 4. АНАЛИТИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА
РАДИАЦИОННОЙ СЕКЦИИ
Первые методы теплового расчета л радиационной секции,
,ввпду сложности процессов теплопередачи в ней, былп чисто
эмпирическими. Новейшие аналитические методы исходят из
закона Стефана — Больцмана. Они получили большее распро-
странение, по сравнению с эмпирическими, одпако и эти методы
включают ряд упрощенных предположений.
Из аналитических методов мы приводим метод Лобо — Эванса
113 j и метод Белоконя [2], которые дают наплучшне результаты,
достаточно точные для технических расчетов. Путем сравнения
результатов, полученных по методу Лобо — Эвапса, с результа-
тами 85 измерений на 19 различных печах при очень различных
условиях (а = 1,06—2,70; FQ/S3 = 0,45—6,5; @р/77р = 8000—
146000 ккал!м2 . ч) было найдено среднее отклонение 5,3% при
максимальном отклонении 16,0%, причем в большинстве слу-
чаев отклонение было не больше 4%. При сравнении результатов
метода Белоконя с результатам! 34 измерений на 19 печах было
определено среднее отклонение 3,64% при максимальном откло-
нении 8,7%, причем более половины случаев имело отклонение
менее 3%. Из приведенного сравнения вытекает, что точность
метода Белоконя несколько больше, однако для расчета излу-
чения газовой среды этот метод пока менее распространен по
сравнению с использованием эмпирического отношения (19).
Оба упомянутых метода основаны на общем решении уравне-
ния теплового баланса и уравнения теплопередачи и отличаются,,
в сущности, только способом вычисления величины эквивалентной
черной поверхности!
78
3. 4. 1. Тепловой баланс радиационной секции
Тепловой баланс радиационной секции аналогичен общему
тепловому балансу печи (14). Если количество дымовых газов
обозначить через BGr, их температуру на выходе из радиацион-
ной секции — /р и их среднюю теплоемкость при этой темпера-
туре — Ср, то тепло в газах, уходящих пз радиационной секции,
равно jBGrCpZp, а тепловой баланс радиационной секции можно
записать в виде
Q'cnt. т = 4" Qn. р 4~ BGrCptp — Qbs — (?в. it — <?ц. г» (29)
где (Эр —тепло, переданное в радиационной секции, ккал/ч-,
Qu. р — тепловые потери в радиационной секции, ккал/ч.
Для упрощения уравнения (29) в дальнейших расчетах обо-
значим
(?сяс.т-<2п.р к> (30)
VC?K. т
(?вэ + <2н. п4-(?ц. г f
В уравнениях (30) и (31) Цт. к обозначает так называемый
коэффициент полезного действия топочной камеры, который
обычпо находится в пределах 0,95—0,98, a to — начальную тем-
пературу системы. У печей, работающих без рециркуляции га-
зов, температура /0 примерно равна температуре поступающего
воздуха iM
* Уравнение (29), используя уравнения (30) и (31), можно за-
писать в виде
Цт. r (?сж. т — 4~ BGp ср (ip — io). (33)
Если максимальную температуру газов определить как
^ = *0+ ’ <34>
-oGr Ср
Anex = *o4-(35)
Gr Ср
то, комбинируя уравнения (33) и (34), с небольшим преобразова-
нием получим уравнения
Q,p == BGг ср (imax — (36)
Лт. к ^сж. т — BGrCp (imax — io)7 (37)
которые более удобны для дальнейшего теплового расчета. Здесь
следует иметь в виду, чт'о средняя теплоемкость ср в предыдущих
79
выражениях принята при тшиператури 4, и максимальная темпе-
ратура газов, выраженная отношением (34), пе вполне тожде-
ственна теоретической температуре горения (см. выше).
3. 4. 2. Уравнение теплопередачи
Теплообмен между газовой средой и всеми поверхностями
радиационной секции выражается уравнением
(?;= 4,96Ф58 (ж)4] + а«Яр(Тэ-0) +
Н* &Н Fq (% 3- То. л)? (38)
где, кроме ранее приведенных обозначений,
Qv — тепло, полученное от газов в радиационной секции, ккал/ч;
Ф — общий коэффициент, включающий поправку на излучение
газовой среды и геометрическое расположение поверхно-
стей;
ак — коэффициент передачи тепла конвекцией, ккал/м- • ч • °C:
То. п — температура отражающей поверхности, °К.
Первые два члена правой стороны уравнения выражают коли-
чество тепла, переданное трубам, третий член обозначает коли-
чество тепла, переданное отражающей поверхности. Так как
тсплопотери из радиационной секции в пространство и тепло,
переданное футеровкой теплопроводностью, выраженное членом
ак Fq (Тэ— То, п)> сравнительно малы, их без значительного сни-
жения точности можно считать равными. С учетом этого уравне-
ние (38) можно записать в следующем виде, выражающем тепло,
непосредственно переданное продукту, находящемуся в трубах
радиационной секции,
Qp = 4,96 Ф5э + акНр {Та - 0). (39)
Количество тепла, переданного теплопроводностью, намного
меньше количества тепла, переданного излучением, поэтому без
большой ошибки в члене ак77р (Тэ—6) эффективную темпера-
туру газовой среды можно заменить температурой Zp. Если в вы-
ражение, определяющее тепло, переданное излучением, ввести
температурный коэффициент ф, определяемый отношением (17),
из уравнения (39) исключится неизвестная температура Тъ и урав-
нение примет вид
<?„ = 4.96^- - (т®-)'] + ИкЯ, (Г, - 9). (40)
Далее это уравнение можно преобразовать
- (тг) ] + °)’ (Zd)
80
(42)
если обозначить
ф _______________________________ С
“ф— ==до
В уравнениях (41) и (42) £о обозначает так называемую экви-
валентную черную поверхность радиационной секции, опреде-
ляемую как абсолютно черная поверхность, которая поглощает
то же количество излученного тепла при температуре газов Тр,
как и действительная поверхность при температуре Т9.
Коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией можно вы-
числить из уравнения
ак = 1,8 угТр - 0. (43)
Расчет эквивалентной черной поверхности
Как уже отмечалось, методы Лобо — Эванса и Белокопя отли-
чаются способом подсчета величины эквивалентной черной поверх-
ности.
Н. И. Белоконь 12] вывел отношение для общего коэффициента
из теплового баланса падающего и отраженного излучения
Ф = Ег. с (ет 4- уВф
в котором
1
(44)
(45)
1 -Ц-:--------
1-ег.с еФ£
г Относительное излучение газовой среды ег. с опытным путем
пока не установлено и определяется из эмпирического уравнения
(19).
Относительное излучение труб и стен с достаточной точностью
выражается средним значением
ет = еф = 0,90.
Угловой коэффициент взаимного излучения Q между погло-
щающей и отражающей поверхностью находится приближенно
в зависимости от отношения величин обеих этих поверхностей:
е = ТъТз7 («»)
е=4- цри 4s- >2’5- <466)
2* о ^3
Температурный коэффициент ф является функцией распреде-
ления температур в радиационной секции. Для расчета рекомен-
дуется использовать среднее значение ф = 0,85.
б Я. Котишек, В. Род. 81
На основе приведенных отношений построен график на рис. 26т
по которому можно найти велпчппу эквивалентной черной поверх-
ности в зависимости от избытка воздуха п отношения между эф-
фективной и общей поверхностью радиационной секции.
Рис. 26. Определение величины эквивалентной чер-
ной поверхности.
По методу Лобо — Эванса обобщенный коэффициент Ф в урав-
нении (42) определяется из отношения, выведенного Готтелемг
•1/ег-j-1/вт— 1 ’
82
где е' обозначает излучение газовой среды печи, с поправкой на
^отраженное излучеппе
(48)
Угловой выражений Коэффициент взаимного излучения определяется из *= <49а> Q = При 3 < < 6,5. (496) О <>Э
Излучение газовой среды вычисляется как излучение трех-
ятомиых газов при температуре и сродней длине луча L при
данных размерах и форме радиационной секции. Для его опре-
деления можно использовать рпс. 20. Эффективная температура
газовой среды считается равной температуре па выходе из радиа-
ционной секции, следовательно, температурный коэффициент ф
в уравнении (42) равен единице.
Решение уравнений теплопередачи
и теплового баланса
Уравнение теплопередачи (41) содержит два неизвестных
(температуру газов Тр и количество переданного тепла {2Р),
поэтому для его решения следует использовать отношение между
эйпш переменными, которое вытекает из теплового баланса ра-
диационной секции (36).
Аналитическое решение этих уравнений сравнительно трудо-
емко, так как температура 7’р, входящая в уравнение (41), выра-
жается в четвертой степени.
Для более быстрого решения этих уравнений был предложен
графический метод, который особенно удобеп прп предваритель-
ном расчете.
Графическое решение
Если в уравнении теплопередачи (41), учитывая малое значе-
ние второго- члена, использовать среднее значение выражения
ак#р/50 = 34, то указанное уравнение примет вид
ф- = 4>96
-жП + ^р-е)-
(50)
На рис. 27 изображен ряд кривых, определяющих количество
поглощенного тепла на единицу эквивалентной черной поверхно-
сти (Jp/So в зависимости от для ряда температур 0.
6* 83
Уравнение теплового баланса (36) можно переписать в виде*
Qp _ BGr (гр т \
-----^-СР (У max —Ъ).
(51)
Это уравнение изображается на том же графике прямой, по-
ложение которой можно установить двумя точками. Если Тр
равно Ушах» то из уравнения (51) вытекает Qp/S0 = 0; если Тр
равно Го, то из уравнений (51) и (37) (?рЛ$то = 7]т.к (?сж.т/^о-
Решопие уравнений (50) и (51) на графике выражено координа-
тами точек пересечения прямой, определяемой точками на коорди-
Рис. 27. Поглощение тепла в радиационной секции.
ватах (Ушах» 0) и (Го, т]т.к (?сж-т/^0) с соответствующей кривой
для данной температуры поверхности 0. Чтобы было легче поль-
зоваться графиком, температуры выражены в °C.
Пример. Какое количество тепла передастся в радиационной секции,,
эквивалентная черная поверхность которой 49 .н3, если тепло, выделенное
при сжигании топлива, равно 6 000 000 ккал/ч, температура поверхности
трубок равна 400° С, максимальная температура газов = 2000° С, к. п. д. то-
почной камеры = 0,98 и температура воздуха = 15е С?
Пт. « <?сж. т/Л = 0’98'^00000 = 120 000 ккал/м2 • ч.
Как вытекает пз рис. 27, для этих условий температура газов на выходе
из радиационной секщш — 810° С, количество поглощенного тепла на
единицу эквивалентной черной поверхности
-^- = 72 000 ккал/м2 • ч,
*->о
а общее количество поглощенного тепла
Ср = 72 000-49 = 3 530 000 ккал/ч/
84
Аналитическое решение
Для точного расчета было предложено аналитическое решение
уравнений (36) и (41). В результате их совмещения получаем
отношение
BGrcp (Тгаах - Тр) = 4,96So (Гр - е4) 10-8 -Г (ГР - 0). (52)
Если введем новые параметры
да аК-73р (Гпзах — 6) — 4,96 • 10
BGrCp+ aKtfp
= 49,6 SQ /Лпах-АО \3
2?(?гср~г ®к-^р у 1000 у 1
в --________
Т’шах— АО ’
(53)
(54)
(55)
то зависимость (52) после преобразований можно выразить урав-
нением
яр4-|-₽ —1, (56)
решение которого выражено следующей формулой
Г /т+С>'№>- <57>
Без большой погрешности можно допустить, что / (х) = 0,
и уравнение (57) записать в виде
0,25 + V 0,1875 + / 0,141 + х
После нахождения р определяется температура газов Гр из
уравнения (55) и количество поглощенного тепла @р из уравнения
(36).
Метод Меклера — Фей рол а (19)
Предыдущие методы со сравнительно высокой точностью позво-
ляют рассчитывать общее переданное количество тепла и сред-
нюю тепловую нагрузку трубчатой поверхности в радиационной
секции. Их недостатком, однако, является то. что они не дают
никакого значения тепловой нагрузки в отдельных местах трубча-
той поверхности; это особенно важно для процессов, требующих
заданной зависимости нагревания продукта от времени пли в тех
случаях, когда в определенной фазе нагревания продукт чувстви-
телен к тепловым нагрузкам.
Меклер и Фейрол пытаются устранить этот недостаток, пред-
лагая метод, позволяющий рассчитывать количество переданного
85
тепла и тепловую нагрузку труб отдельно для каждой степы ра-
диационной секции.
Этот метод, учитывающий взаимное влияние геометрического
устройства поглощающих и отражающих поверхностей, полезен
прп усовершенствовании и проектировании новых типов печей,
так как в известной степени позволяет судить о влиянии геометри-
ческого устройства радиационной секции на теплопередачу в от-
дельных частях трубчатого змеевика.
Если пренебречь теплопередачей конвекцией, основное соотно-
шение теплового баланса и теплопередачи выразится уравнением
Qr> = BGrcp (Тшах - Гр) = 4,96 Ф5 [(^)4 - (тит)4] • <59)
Разделим общую поверхность 5, покрытую трубами, на поверх-
ности отдельных степ — 5 , SB, ..., тогда количество тепла, по-
глощенного поверхностью SA можно выразить отношением
<>А“«вФл«л[(тЩ(тУ‘]- И
В уравнении (GO) переменный коэффициент ФА определяется
из выражения
Ф = -----L-----, (61)
—---!-----1
es ВЛ
где es — излучение поглощающей поверхности, es = 0,95 ф;
— излучение газовой среды, включающее поправку на от-
раженное излучение, падающее на поверхность Sv
Если отражающая поверхность омывается потоком газов,
протекающих со значительной скоростью (как, например, излу-
чающая стена печи на рис. 5Б или излучающий копус печи па
рис. 4), илп имеет большое число горелок (например, боковые
степы печп па рис. 87J), то эта поверхность имеет значительно
более высокую эффективную излучающую температуру, чем равно-
весная температура отражающей поверхности. Если обозначить
такие поверхности Pj и предположить, что опи излучают при темпе-
ратуре газовой среды, а остальные отражающие поверхности,
излучающие прп равновесной температуре, обозначить через
то из теплового баланса падающего и отраженного излучения для
в" получится отношение
<4 = £т. с + Д8ГА + АБРА- <62)
в котором поправка па отраженное излучение с поверхности
(63)
36
а поправка на отраженное излучение с поверхности Pj
ДеГА = X (1 — 8Г. с)
j
(64)
В уравнениях (63) и (64) р-4, QjA п т. д. — коэффицпепты
влияния формы поверхностей п SA, Pj и S А и т. п. Для простых
обычных случаев параллельных и перпендикулярных стен они
приведены в справочных руководствах по теплопередаче, для бо-
лее сложных устройств их можно установить графическим путем.
Заменой индекса А индексами В. В и т. д. в уравнениях (60) —
(64) можно получить отношения для передачи тепла па поверх-
ности 5’б, Sb и т. д.
Общее количество переданного. тепла в радиационной секции
дано суммой
Q» = (?Л + Qs + - . = 4,96 [ФА5А -ь Фв5б +...] X
V 17 М4 / ° У'
Л |Д loo) юо) *
(65)
Из уравнений (59) и (65) затем получаем для общего перемен-
ного коэффициента в уравнении (59) отношение
фа ^а + фб + - • •
^л + ^в +• • •
(66)
При расчете поступаем следующим образом: для определения
предполагаемой температуры 7ТР вычислим из уравнении (62),
(61) и (66) соответственно с", е" ..., ФА, ФБ ... и, наконец, Ф.
Подстановкой Ф и Тр в уравнение (59) проверим правильность
предполагаемой температуры и из уравнения (60) найдем за-
тем количество переданного тепла в отдельных частях поглощаю-
щей поверхности, QAi QB и т. д;
3. 5. ЭМПИРИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ
Эмпирические методы исходят из обработки измерений, произ-
веденных прп эксплуатации трубчатых печей, и дают правильные
результаты только в пределах опытных условий. Так как при-
менение их ограничено, мы их здесь ле приводим.
Из эмпирических уравнений наиболее известно уравнение
Вильсона — Лобо — Хотте ля [33].
(67)
, GmVQjS3
ф 6900
где Q — тепло, отданное печи топливом, воздухом п циркули-
рующими газами, ккал/м2,-ч\
Gвз — необходимый воздух, кг па 1 кг топлива.
87
Это уравнение удобно для быстрого расчета кубических печей
и может быть использовано, когда в качестве топлива приме-
няется жидкое топливо или крекипг-газ, тепловая нагрузка труб
находится в пределах 13 000—80 000 ккал!мх • ч, избыток воз-
духа 1,05—1,80, разность между температурой газов па выходе
из радиационной секции и температурой поверхности труб по мень-
шей мере 220° С и средняя длина луча не менее 4,5 м.
Из новейших работ интересна эмпирическая формула Мак-
Карти [16], которому удалось со значительной точностью опреде-
лить теплопередачу в радиационной секции отдельных типов
трубчатых печей уравпенпем типа
где Q — количество дымовых газов;
С, х, у — коэффициенты, различные для отдельных типов печей.
Если коэффициенты С, х, у для данного типа печи определя-
ются на основании измерений, произведенных в условиях эксплуа-
тации при переменном количестве поступающего тепла и избытке
воздуха, то для подсчета количества тепла, получаемого радиа-
ционной секцией при различных эксплуатационных условиях,
служит уравнение (60).
3. 6. КОНВЕКТИВНАЯ СЕКЦИЯ
Температура газов, выходящих из радиационной секции,
обычно достаточно высока, и тепло этих газов можно использо-
вать далее в конвективной части печи. Как было уже сказало,
к. и. д. печей только радиационного типа не превышает 60%,
и поэтому у большинства типов трубчатых печей радиационная
секция дополнена конвективной секцией, которая снижая темпе-
ратуру уходящих дымовых газов, повышает к. п. д. печи.
Передача тепла в конвективной части печи производится путем
конвекции. Температура дымовых газов и здесь не на столько
высока, чтобы в конвективной секции осуществлялась заметная
передача тепла излучением, а более высокая скорость протека-
ния газов вокруг труб поддерживает повышенную передачу тепла
конвекцией.
У современных типов печей в конвективной части использу-
ются гладкие трубы, расположенные в виде треугольника перпен-
дикулярно к направлению потока дымовых газов. У некоторых
новейших конструкций печей для повышения теплопередачи
используются в конвективной части трубы с продольной или
поперечной ребристостью. Ход расчета теплопередачи для труб
с увеличенной поверхностью подробно описан в литературе [10].
Целью теплового расчета конвективной секции является опре-
деление внешней поверхности труб конвективной секции, необходи-
.88
мой для обеспечения передачи данного количества тепла при тре-
буемых температурах продукта и дымовых газов.
Основой расчета является отношение
где Нк — внешняя поверхность труб в конвективной секции, .н2:
QK — тепло, переданное в конвективной секции, ккал/ч\
к — общий (суммарный) коэффициент теплопередачи,
ккал/м2 - ч • ° С;
Afc— средняя разность температур, °C.
Тепло, переданное в конвективной секции, определяется
как разность между общим теплом, переданным в печи, и теплом,
переданным в радиационной секции
Qx = Qo (70)
3. 6. 1. Коэффициенты теплоотдачи
Коэффициент теплоотдачи внутри труб (ах)
Практически при передаче тепла в трубчатых печах в трубах
происходит турбулентное течение, и поэтому мы используем
уравнение для расчета коэффициента теплоотдачи в области
турбулентного потока
2
рР'УррсУ’14- 0,023
\ X / \ v / (duuu/v)0-2 ' v1'
у Это уравнение действительно для числа Рейнольдса Не ==
= ^->10 000.
vy
Физические свойства определяются при средней температуре
жидкости, за исключением вязкости vc, которая определяется при
температуре стенки трубы.
В уравнении (71) приняты следующие обозначения:
ах — коэффициент теплоотдачи, ккал/м2 • ч • ° С;
— теплоемкость жидкости, ккал/кг- ° С;
v — кинематическая вязкость жидкости, м2/сек\
X — теплопроводность, ккал/м • ч • ° С;
и — весовая скорость, кг/м2 *4;
— внутренний диаметр трубы, м;
у—удельный вес, кг/м3.
Коэффициент теплоотдачи вне труб (а2)
При отдаче тепла горячими газами трубам конвективной сек-
ции печи наряду с теплоотдачей путем конвекции необходимо
учитывать также теплоотдачу излучением газов и излучением
89'
футеровки. Для практических расчетов в атом случае количество
тепла, переданного излучением, выражают в .линейной форме
с помощью коэффициентов излучения. Общий коэффициент тепло-
отдачи впе труб а2 складывается пз трех членов
сс2 = (хь- -j- ап> г ctл. ф» (72)
где ан — коэффициент теплоотдачи конвекцией, ккал/м? • ч •0 С;
ал. г — коэффициент теплоотдачи излучением . газов,
ккал/м2 • ч • ° С;
Ял. ф — коэффициент теплоотдачи излучением футеровки,
ккал/м?-ч-°С.
Рпс. 2tS. Расположение труб в конвективной сек-
ции: А —коридорное, Б—.шахматное.
а) Коэффициент теплоотдачи конвекцией. Наиболее часто
встречающееся расположение труб в конвективной частя —
укладка их перпендикулярно к направлению потока дымовых
газов. Трубы обычно размещены в шахматном порядке (рис. 28Z?),
и только в исключительных случаях рядами, друг против друга
(рис. 28Л) (коридорное расположение).
Коэффициент теплоотдачи зависит от общего числа рядов
труб, считая по направлению потока газов. При коридорном рас-
положении труб коэффициент теплоотдачи пиже, чем при распо-
ложении в шахматном порядке. Для жидкостей, текущих перпен-
дикулярно пучку труб, расположенных в шахматном порядке,
рекомендуется использовать (в пределах числа Рейнольдса от 2000
до 40 000) безразмерное уравнение
2
а / ср у \ 3 _-------- f7ox
cp«' \ X / ~ (dH“7v)0’4 ’
где dB — наружный диаметр трубы, х;
и — весовая скорость в самом узком поперечном сечении,
кг/л^2 • ч.
90
Это уравнение поело преобразования и подстановки средних
значений данных по дымовым газам в пределах 300—800° С с до-
статочной точностью может быть выражено в форме
/0,6
а = 0,051^. (74)
ан
Отношения (73) и (74) выражают среднее значение а для пучка,
содержащего 10 рядов труб. Для коридорного расположения труб
значения коэффициентов, вычисленные из уравнений (73) и (74).
необходимо уменьшить путем умножения на 0,79. Для других
чисел рядов труб вычисленный коэффициент а следует умножить
на соответствующий поправочным коэффициент, приведенный
в табл. IX.
Таблица IX
Поправочные коэффициенты для различных чисел рядов труб
Расположение труб Число рядов
1 2 3 4 5 6 8 10 15 25
Шахматное 0,68 0,75 0,83 0,89 0,92 0,95 0,98 1.0 1,02 1,04
Коридорное 0,64. 0,80 0,87 0,90 0,92 0,94 0,98 1,0 1,02 1,04
Для расчета коэффициента теплоотдачи при течении газов вдоль
труб можно использовать уравнение (71), причем в этом случае
вместо dH необходимо подставить эквивалентный диаметр
определяемый из отношения
Йэкн = 7^ • (75)
где Sd — свободное поперечное сечение межтрубного простран-
ства, л2;
п — число труб;
йп — нару?кпып диаметр труб.
б) Коэффициент теплоотдачи излучением газов. Для пред-
варительного определения коэффициента теплоотдачи излученпем
газов можно использовать эмпирическую формулу [21]
ал = 0,022 £ — 2,07, (76)
где t — средняя температура газов, °C.
При более точном расчете необходимо учитывать все основные
факторы, влияющие па теплоотдачу излучением, т. е. наряду
с температурой газов следует принимать в расчет п температуру
стенки трубы, и концентрацию трехатомных газов, и среднюю
91
L\J
м. атм
Рис. 29. Коэффициент теплоотдачи излучением СО2.
Рис. 30. Коэффициент теплоотдачи излучением НаО.
длину луча. Для такого точного вычисления коэффициента тепло-
отдачи излучением газов служат графики на рис. 29 и 30.
Средняя длина луча L определяется пз отношения
L = 1,87 (sx -Ь s2) — 4,1 dn, (77)'
где dn — наружный диаметр труб,
и — поперечный и продольный шаг труб, ли
Общий коэффициент излучения газов выражается суммой ко-
эффициентов излучения углекислого газа и водяных паров, вы-
численных по рис. 29 и 30.
ал. г = асо2 “Ь ан20‘ (78)’
в) Коэффициент теплоотдачи излучением стен. Тепло, пере-
данное трубам излучением футеровки, можно включить в коэф-
фициент теплоотдачи на внешней стороне труб, предполагая, что
среднее значение коэффициента теплоотдачи излучением стен
составляет 10% от суммы коэффициентов теплоотдачи конвекцией
и получением газов.
Общее значение коэффициента теплоотдачи на внешней стороне
труб, следовательно, будет выражаться
(Х2 = 1,1 ( О. к -j- г). (/ 9).
Суммарный коэффициент теплопередачи
Для расчета суммарного коэффициента теплопередачи можно
использовать упрощенное уравнение
fe--. 1 х , (80)
—-F—
щ а2
в котором мы пренебрегаем влиянием сопротивления стенки трубы
и случайного загрязнения поверхности пз-за сравнительно малого
значения а3. Если нагреваемым в трубах продуктом является
жидкость, то коэффицпепт теплоотдачи ах существенно больше
(обычно свыше 500 ккал/м*- ч- °C). В этом случае значение об-
лиго коэффициента к приближается к значению аг.
3. 6. 2. Средняя разность температур
Для расчета поверхности теплопередачи необходимо устано-
вить среднюю разность температур, которая зависит по только
от температур па входе и выходе нагреваемого продукта п дымо-
вых газов, но и от взаимного расположения их потоков.
С точки зрения теплопередачп при переменных температурах
наиболее совершенным является противоток, при котором жидко-
сти текут параллельно друг другу, но в противоположном иапра-
94
вленип. В этом случае средняя разность температур имеет макси-
мальное значение, равное среднему логарифмическому разностей
температур на обоих краях поверхности.
д«с == . (81)
2’310^
В приведенной формуле
Д^ = tt — С ,
Д^2 ==
причем t± и t2 обозначают температуру па входе и выходе горячей
жидкости (дымовых газов), £' п tf — температуру на входе п вы-
ходе нагреваемого продукта.
Для случая прямотока, прп
котором жидкости текут па-
раллельно в одном направле-
нии, можно также пользоваться
формулой (81), в которой
нужно принять
Д^1 Д^2 ^2 -
Среднюю разность темпера-
тур для остальных случаев
перекрестного п смешанного
течения можно выразить как
произведение среднего лога-
рифмического разности температур и поправочного множителя,
приводимого для типичных расположений потока в справочных
руководствах по теплопередаче.
В конвективных секциях трубчатых печен наиболее часто
встречаются схемы смешанно-перекрестного противотока, пока-
занные па рис. 31.
Для такого расположения среднюю разность температур можно
подсчитать из отношепия (81), если принять
Д*1 — Д^тах Н ДТ,
Д/2 — Д^щах---у ДГ •
В этих уравнениях
________________________'i-H*
ДГщах-----2 ~ 9
&.Г — (Д^д “И Д^р)~ — Д^п Д^р 1
95
причем
Д^П —
Д^р '~= т
р — индекс противоточности расположения потока, прибли-
женные значения которого для смешанного перекрестного прямо-
тока и противотока в зависимости от числа ходов приведены
в табл. X.
Таблица X Для 5 и более ходов в тру- бах среднюю разность темпера- тур можно .вычислить из фор-
Число Прямоток Противо-
ходов ток мул для чистого прямотока и
1 2 0,5 0,25 0,5 0,75 противотока. 3. 7. ВЛИЯНИЕ ИЗМЕНЕНИЙ
3 0,12 0,88 ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ УСЛОВИЙ
4 0,06 0,94 НА ХАРАКТЕРНЫЕ
ПОКАЗАТЕЛИ ПЕЧИ
При эксплуатации трубча-
тых печей часто бывает необходимо определить производитель-
ность печи и проверить характерные показатели печи при пе-
реходе па повые рабочие условия.
Подробный расчет приведенным ранее аналитическим методом
сравнительно сложен. Для расчета изменений рабочих условий
можно использовать уравнение (67), которое для этого случая
дает достаточно точные результаты.
Часто нужно выяснить, насколько изменяется количество1
передаваемого тепла и тепловая нагрузка труб в радиационной
секции с изменением количества тепла, вносимого топливом-
Если обозначить существующие условия индексом 1, а новые
эксплуатационные условия индексом 2, то из уравнения (67)
для этого случая вытекает отношение
Ср 3 __ ___ ____Qz/Cl____
Qpi 91 Я1+(1—«1)]/-^
где R = .
Большая часть трубчатых печей, применяемых в нефтяной
промышленности, работает с большим избытком воздуха. Влияние-
изменения избытка воздуха на количество поглощаемого тепла и
тепловую нагрузку поверхности труб в радиационной секции
можно па основании уравнения (67) выразпть в виде
-^з _ 7з ________1________ /qqv
R1 Ч1~ ^ + (1-^)^-
Сгг 1
где Gr — кг дымовых газов на кг топлива.
96
Приводимые до сих пор расчеты касались радиационной сек-
ции. Но чтобы определить к. п. д. печи в новых эксплуатационных
условиях, необходимо также учесть изменение в производитель-
ности конвективной секции. Влияние изменения эксплуатацион-
ных условий па производительность конвективной секции трудно
выразить простым отношением, так как передача тепла в конвек-
тивной секции зависит от большого числа переменных, которые
в то же время зависят от рабочих условий радиационной секции.
Для более быстрого определения к. п. д. печи составлена
табл. XI. Ее можпо использовать для предварительного опреде-
ления в тех случаях, когда исходный к. п. д. печи находится в пре-
делах 70—82%, а температура продукта па входе не изменяется.
В табл. XI дан к. п. д. печи для ряда значений избытка воздуха,
отнесенный к теоретическому к. п. д. при пулевом избытке воз-
духа. Далее, в ней дапо отношение к. п. д. для данного изменения
в количестве тепла, отдаваемого печи, к: к. п.. д. для исходных
условий.
Таблица XI
Избыток Отношение Qt/Qi Отношение
воздуха, % к. п. д. к. п. д.
0 1,00 0,5 1,10
10 0,965 0,7 1 1,06
.20 0,935 0,9 1,02
30 0,915 1,0 1,00
40 0,90 1,1 0,98
50 0,89 1,з ; 0,94
75 0,85 1,5 0,90
100 0,815 -—
г 150 1*. 0,755 — —
3.8. ПОТЕРИ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ СТЕНЫ ПЕЧИ
Для экономичной эксплуатации печи необходимо, чтобы как
можно больше поставляемого тепла было передано продукту,
проходящему через трубы печи. Одним из факторов, снижающих
к. п. д. печи, являются теплопотери через стены печи. Эти потери
при данной температуре внутри печи зависят от толщины стены
и .от ее теплопроводности, а также от способности внешней поверх-
ности отдавать тепло в окружающую среду. Если известна темпе-
ратура внешней поверхности, то теплопотери можно вычислить
из уравнения
7т. П = ССд (£цов - (84)
где 7т. и — теплопотери, ккал/м2 • ч;
вп —коэффициент теплоотдачи от поверхности воздуху,
ккал/м2 -ч-°С\ ,
^пов — температура поверхности, °C;
ten — температура воздуха, °C.
7 .Я. Копишек, В. род. 97^
Коэффициент теплоотдачи ап, включающий теплоотдачу кон-
векцией и излучением, можно определить по рпс. 32, в котором
дана его зависимость от разности температур (£Пов — /е3) и ско-
рости ветра.
Так как температуру внешней поверхности измерить пелсгксх
при расчете теплопотерь чаще всего исходят из температуры вну-
тренней поверхности.
Рве. 32. Коэффициент теплоотдачи вертикальной стеной, включающий кон-
векцию и излучение.
Поправочные множители:
Горизонтальная поверхность (нижняя сторона)............................0,70-
Горизонтальная поверхность (верхняя сторона)........................ 1,3,0*
Вертикальная труба ...................................................... 0,95
Горизонтальная труба ............................................. 0,80*
Этот расчет облегчает рис. 33, который позволяет вычислить
температуру холодной поверхности степы и величину теплопо-
терь, исходя из температуры внутренней поверхности и из тепло-
вого сопротивления степы R.
В общем случае тепловое сопротивление сложной многослой-
ной стены определяется отношением
= + <85>
Л1 Л2 W
98
Температура колодной поверхности стены,9 С
Рис. 33. Определение тсплопотерь через стену печи.
Тепловое сопротивление
?п ____ I ^2 1
~ z, ТГ ~ ‘ ‘ *
Температура па границе первого слоя равна температуре горячей поверхности
,с
Л1
Температура па границе второго слоя равна температуре па границе первого слоя
Рис. 34. Средняя теплопровод-
ность:
1 —динасовый кирпич; 2 — шамотный
кирпич; з — изоляционный кирпич и
изоляционный материал.
7*
99
где дх, д2, . . . дп —толщина отдельных слоев стены, м;
X,, Х2, .. . Хп— теплопроводность отдельных слоев,
пкал!'м • ч • °C.
Ввиду того, что теплопроводность материала зависит от тем-
пературы. необходимо, прежде всего, определить распределение
температур в степс и установить теплопроводность при средних
температурах слоев. После определения (/т.д из рис. 33 прове-
ряются температуры на границе слоев, и в случае, если вычислен-
ные температуры отличаются от предполагаемых значений на-
столько. что новое распределение температур значительно влияет
на значения X, необходимо повторить расчет с исправленными
значениями теплового сопротивления.
На рис. 34 дапы значения теплопроводности некоторых мате-
риалов, применяемых для стен печи в зависимости от температуры,.
4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
4. 1. ОСНОВНЫЕ ОТНОШЕНИЯ
При прохождении нагреваемого продукта через трубы печи
или прп прохождении дымовых газов через отдельные части
печп в трубопроводе пли дымоходе возникает сопротивление про-
текающему продукту, с одной стороны, в результате трения о
стопы, с другой — в результате местных сопротивлении, обуслов-
ленных изменением направления потока, и, наконец, в результате
изменения геометрической формы печп. Общая потеря напора
равна сумме потери динамического напора Ард плюс потери на-
пора на трение Дртр, плюс сумма местных сопротивлений S Дрм.с
и плюс потери статического напора на преодоление высоты Арст:
Др = Дрд 4~ Артр 4" 2-! Ари, с + Дрст. (86)
Потеря динамического напора — это потенциальная энергия,
которая необходима для того, чтобы привести продукт в движение
со скоростью W'.
= («г/№), (87)
где у — удельный вес, кг/м?\
w — скорость, м/сек;
g — ускорение силы тяжестп, м/сек2.
Потеря напора па трепло движущейся жидкости или газа
определяется так называемым уравнением Фапнинга
<88)
где / — коэффициент тренпя (безразмерный);
I — длила трубопровода, м;
dBH — внутренний диаметр трубопровода, м.
Коэффициент трения зависит от числа Рейнольдса Re и от
шероховатости степ. Эта зависимость дала па рпс. 35. Средние
значения абсолютной шероховатости стен, рекомендуемые для раз-
ных типов поверхности, приведены в табл. XII. Для некруглого
сечепия капала вместо диаметра подставляется эквивалентный
диаметр йэкв, равный отношению четырехкратной площади по-
перечного сечеппя к периметру.
101
Потери напора в результате местных сопротивлений выра-
жаются так называемыми коэффициентами местных сопротивлении
Ем.е (которые представляют собой отношение потерь папора па
местные сопротивления к динамическим потерям)
Re
Рис. 35. Зависимость коэффициента сопротивления трением / от числа Re
и шероховатости трубок.
dBH—внутренний диаметр труб, At; п — высота бугорка,
Коэффициенты местных сопротивлений чаще всего определя-
ются опытным путем. Было установлено, что при турбулентном
движении влияние числа Re па потерю напора, обусловленную
местными сопротивлениями, пренебрежимо мало, л в практике
102
Таблица XI1
Средние значения абсолютной шероховатости стен
Тип поверхности Средпее значение, м м
Тянутые трубы подогревателей воздуха л печных труб для перегретого пара и воды при высоких давлениях, не под- 0,1
верженные коррозии Сварные трубы подогревателей воздуха и почлых труб для перегретого пара и воды при высоких давлениях, по под-
верженные коррозии Чугунные ребристые пластины подогревателей воздуха и чу- 0,2
гунные трубы для воды я газа 0,85
Стальные трубы для сжатого воздуха 0.8
Стальные трубы для воды 0,2
Стальные трубы при большой коррозии 1
принимают, что потеря папора в результате местных сопротивле-
ний зависит только от типа этого сопротивления. Значения неко-
торых коэффициентов сопротивлении приведены в табл. XIII-
Обычные местные сопротивления трубопровода круглого се-
чения — фасонных частей и арматуры — часто выражаются сопро-
тивлением эквивалентной длины местных сопротивлений равного
трубопровода и определяются в виде кратного диаметра d^.
Сумма действительной длины трубопровода I и эквивалентных
длип местных сопротивлений дает эквивалентную длину это
значение подставляется вместо I в уравнение (88). Приближен-
ные эквивалентные длины местных сопротивлений круглого тру-
бопровода как кратные используемые при расчете потерь на-
пора в трубчатых печах, следующие:
Муфта небольшого радиуса с сужением поперечного
сечения .................................... 100 <?вя
Муфта небольшого радиуса...................... 50—60
Муфта среднего радиуса........................ ЗО^вн
Задвижка на х/4 закрытая....................... 40 »
» » 1/2 » 200 >'
» » 3/4 >> 800 »
Запорный вентиль открытый ..................... 300 »
Тройник 90% разветвляющийся поток ............ 60 »
Тройник 90°, сходящийся поток................ 9Q >
Потеря статического напора на преодоление высоты Арспр
определяется произведением разности напоров па входе и выходе
жидкости из системы п ее удельного веса
Арет — (^2 — Л-j) у.
(90)
103 •
4. 2. ПОТЕРИ НАПОРА В ТРУБАХ
4. 2. 1. Нагрев жидкостей без изменения фазы
Если при прохождении жидкости через трубы почте испаре-
ния не происходит, т. е., если жидкость на выходе из печи имеет
температуру ниже, чем начало точки кипения этой жидкости
при давлении на выходе из печи, потеря напора па трение может
быть вычислена пз уравнения (88). Прп расчете используется
средний удельный вес Y п средние значения коэффициента трения
/. Этим уравненном удобнее пользоваться в прообразованном
виде, когда объемная скорость заменена весовой
(91>
где и—весовая скорость, кг/м2 - сек.
4. 2. 2. Нагрев газов
При нагреве газа пз уравнения (88) было выведено отношение
(92) при следующих допущениях: 1) газ ведет себя как идеальный;
2) теплоемкость в данных температурных пределах принята по-
стоянной; 3) тепло, поглощаемое 1 м длины трубы, по всей длине
трубчатого змеевика постоянно и 4) температура газа пзмепяется
линейно но мере увеличения длины трубы.
= 0.082'(Э2)
где 0,082—газовая постоянная;
7’с.а — среднее арифметическое температуры газа в начале
и в конце трубопровода;
М — молекулярный вес газа.
4. 2. 3. Нагрев жидкостей с изменением фазы
Если в трубах происходит кипение нагреваемой жидкости,
то средний удельный вес смеси паров и жпдкостп резко падает,
в результате чего повышается скорость протекания. Удельный
вес смеси в любом месте трубчатого змеевика зависит от давления
и теплосодержания смеси в данной точке. Давление для любого
места трубчатого змеевика выражается как сумма давления на
выходе из трубопровода и потерь давления от конца трубопровода
к данной точке. Однако точка, в которой наступает испарение,
неизвестна, поэтому следует начать с расчета для известных усло-
жни на выходе пз печи п подсчитать в обратном порядке потери
давления в отдельных частях трубчатого змеевика.
Наиболее распространенным является следующий метод; трубчатый
змеевик подразделяется па несколько частей. Зпая давление, температуру,
теплосодержание л часть и спарившегося продукта на выходе пз печп, тгодсчл-
104
тывают удельный вес смеси в этой точке. Затем проводится определение
потерь напора на трение в первой части трубок (от выхода) и устанавливается
давление па конце этой части (точка I). Для этого див лепи я п отвечающих
ему теплосодержания л температуры вычислим удельный вес в точке 1.
Среднее арифметическое удельных весов в точке 7 и на выходе из печи исполь-
зуется для расчета потери напора и этой части труб с помощью уравне-
ния (91).
Если вычисленная потеря давления отличается от определенной, про-
водится дальнейшее приближенно, пока по будет достигнуто совпадения.
Затем весь ход расчета повторяется для другой части и следующих за пей
частей трубок, пока пе будет Вайдена точка, в которой удельный вес смеси
будет равен удельному весу жидкости. Для оставшихся трубок расчет прово-
дится так же, как для жидкости. Этот процесс о чей г» трудоемкий в кропотли-
вый.
Было опубликовано несколько работ [6, 14, 26], в которых
авторы пытались упростить этот расчет. М. Ф. Мекер (М. F,_ Ma-
ker) приспособил уравнение для подсчета потери давления в тру-
бах путем замены приращения длины dl на приращение тепло-
содержания нагреваемого продукта di (предполагая, что количе-
ство тепла, передаваемого 1 м2 поверхности труб, во всей радиа-
ционной секции постоянно) и увеличения коэффициента трения /,
умножая его на отношение /Зкв/1
dp = —- 0,0127 (93)
-Ь ^с.в'
где и — весовая скорость, кг/л^сек;
V — удельный объем. Л€3/яе;
<7с. в — средняя тепловая нагрузка внутренней поверхности
трубок, ккал/м2 сек;
Г di — приращение теплосодержания, ккал/кг.
Расчет с применением приведенного уравнения можно упро-
стить, используя график для нахождения второго члена,, пред-
ставляющего собой потерю на трение, и к вычисленной потере
давления прибавить потерю давления, обусловлевпую.лзмененйеь!
ущельного объема смеси.
Для расчета необходимо знать зависимость между г, Т, р
и частью испарившейся жидкости у, эту зависимость можно на-
вести на график. Теплосодержание в каждой точке определяется
уравнением
i = cP4-7’ + r-y (94)
пли (после преобразования)
где — удельная теплоемкость жидкости, ккал/кг - °C;
г — теплота испарения, ккал/кг.
105
Для постоянного значения i это уравнение прямой с угловым
коэффициентом ?-/ср и точкой пересечения i/cp. Вычислением Т
при у = 0 и у = 1 для разных теплосодержаний i п нанесенном
на график найдем сеть кривых зависимости i от Г. На этот же
графи!* нанесем упрощенные крпвые равновесия мгновенного
испарения при разных давлениях. Кривые находим из кривой
Энглера следующим образом: пз значения углового коэффициента
50 % -ной точки определяем значение углового коэффициента
50 %-ной точки кривой мгновенного испарения. Зависимость тем-
пературы 50 %-пой точки от давления далее находим пли пз гра-
фиков равновесных кривых или с помощью отношения Кокса (Сох).
Затем для расчета необходимо узпать зависимость удельного
объема смеси от теплосодержания и давления. Удельный объем
выражается отношением
v = {м3/кг)’ (96)
где М — средний молекулярный вес паров.
Вычисленные значения V в зависимости от давления и тепло-
содержания нанесем на график 2 (рпс. 44). Собственно интегриро-
вание второго члена уравнения (93) проводится графически.
Уравнение
= —0,0127/ Цв,ц37 (97)
выражает угловые коэффициенты кривой р, i\ в точке пересече-
ния каждой кривой V = const.
Из уравнения (97) вычисляются угловые коэффициенты dpldi
для избранных значений V = const, проводится кривая зависимо-
сти р от ь и точка пересечения этой кривой с кривой V = const,
обозначающей объем жидкости, показывает условия начала испа-
рения. Ход расчета дап в примере, приведенном в разделе 7.
К результату следует прибавить потерю динамического на-
пора, обусловленную увеличением удельного объема, даппую
первым членом уравнения (93). Если пренебречь удельным объемом
жидкости и предположить, что средний удельный объем смесп
в зоне испарения будет равен половине удельного объема па
выходе из печи, то к потере давления па трение нужно прибавить
половину потери динамического напора, вычисленную для условий
па выходе пз печи.
Эквивалентную длину труб радиационной секции, в которых
имеется только жидкость, определяем (допуская, что средняя
тепловая нагрузка труб радиационной секции постоянна) умно-
жением /шт радиационной секции па отношение разпости теплосо-
держания нагреваемого продукта между выходом пз радиационной
секции и началом испарения к разности между теплосодержанием
на выходе и входе в радиационную секцию.
Тепловые потери радиационных и конвективных труб, в кото-
рых находится только жидкость, вычисляются из уравнения (91).
406
Ход расчета дан в примере, приведенном в разделе 7. Значение
У для печей с атмосферной трубчатой установкой 0,02—0,024,
а для вакуумных — 0,018—0,020.
Прп очень высоких скоростях в трубопроводе и больших по-
терях давления на определенном расстоянии от выхода из печи
может произойти перегрев смеси (температура смеси превысит
температуру на выходе). При падении давления на выходе из
печи наступит сильное испарение, которое может обусловить
эрозию пли закоксовывание трубопровода. Величина допустимого
перегрева зависит от свойств нагреваемого продукта.
4.3. ПОТЕРИ НАПОРА НА ПУТИ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ
Потери напора па пути дымовых газов охватывают потери
динамического напора, потери на трение, потери в результате
лестных сопротивлений и потери статического напора (см. уравне-
ние 86)<
Рис. 36. Потери
"напора дымовых
газов при прохо-
ждении через пер-
вый ряд труб при
шахматном ра спо-
ложепии их.
Др — потери напора 1
ряда труб| кз/м~, w —
скорость дымовых
газов, л1/сек; du—на-
ружный диаметр труб.
107
Таблица XIII
Значение коэффициентов местных сопротивлении
Тип сопротивления Характеристика сопротивления Коэффициент сопротивления
Поворот капала с пезакруглеп- ными гранями а = 90° а < 90° Ем. с = 1,2- 1,5 Ем. с — Ем. С д0° (1 — COS а)
1
Л* Закругленный поворот дымо- отвода круглого сечения
Ем. с = (0,131 -1- 0,16) 3,5 /цо\ 1 90 !
л
Л |~[г Закругленный поворот иокруг- лого сечения Расчет такой же, как для -поворота круглого сечеппя, результат нуж- но умножить на поправочный ко- а ЯКЯ1 тттггт опт
h Ь 0,25 0,5 1,0 3,0 5,0 8,0
к 1,2 1,1 1,0 0,85 0,94 1,0
Резкий поворот с закругленной внутренней стеной Для-4г > 1:?m.cS0,39
Г ~1) 0,2 0,4 0,6 0,8
Ем. с 0,7 0,53 0,44 0,4
& Поворот под прямым углом (90°) с нишей Ем. с = 2
\ / \7 Внезапное сужение круг- лого сечения #2 Л 0,01 j 0,1 0,2 0,3 0,4
Ем- с 0,45- 0,5 0,5 | 0,- 0,6 14 0,42 0,7 0,38 0,8 0,34 0,9
Е1М. с 0,29 0,25 | 0,20 0,15 0,07
108
Продолжение табл. XIIГ
Тип
сопротивления
Характеристика
сопротивления
Коэффициент сопротивления
Постепенное
сужение капала
Расчет такой же, как в предыду-
щем случае. Для а > 40° необхо-
димо умножить па поправочный
г y , а°
коэффициент к = 1 — cos —|—
Выход пз капала
Uc-1.0
Вход в отверстие
с острыми
кромками
U с = 0,5 —0,45
_
о*1
Вход в отверстие
с закругленными
кромками
при -^- = 0,1; с = 0,12
при-^- = 0,2; с = 0,02
Вход в круглую
трубу с кониче-
ским расшире-
нием
Нм. с — 0,15
Выход пз дымо-
вой трубы
с крышкой
5м- с — 0,65
Дроссельный клапан в трубо- проводе или в дымовой трубе Свободное сечение Общее сечение 0,05 0,1 0,2.
ОД 0,4 ;м.с 0,5 0,6 0,7 1000 0,8 200 0,9 40, 1,0
18 8 I4 2 1 0,5 0,22 ол
40Аь
Потери динамического напора и потери на трение можно вы-
числить так же, как для движения продукта в трубах с помощью
уравнений (87) и (91). Разновидностей местных сопротивлений
-здесь значительно больше, чем при движении в трубах, что и по-
нятно ввиду большого числа конструктивных модификаций печи.
Рис. 37. Потерн напора дымовых газов при прохожде-
нии через первый ряд труб поп коридорном располо-
жении их»
^выполняемых для экономного использования тепла дымовых
газов. В табл. XIII [8] приведены значения коэффициентов
местных сопротивлений для некоторых разновидностей их. Потеря
напора, обусловленная местными сопротивлениями, определяется
из уравнения (89). Потерю напора при прохождении продуктов
сгорания через пучок труб можно вычислить по рис. 36 и 37 [36].
НО
4. 4. ДЫМОВАЯ ТРУБА
При выведении продуктов сгорания пз дета необходимо пре-
одолеть сопротивление воздуха, засасываемого в горелках, и со-
противление дымовых газов от горелок до самого верха дымовой
трубы. Для создания необходимой движущей силы — тяги — от-
части используется естественная тяга, обусловленная разностью
удельных весов воздуха и продуктов сгорания в трубе, отчасти
искусственная тяга, создаваемая с помощью вентиляторов или
эжекторов.
У трубчатых печен искусственная тяга используется только
у конвективных типов печен с рециркуляцией. Прп использовапии
вентиляторов необходимо учитывать, что срок эксплуатации
вентиляторов с лопатками из жаростойкой стали при тедгперату-
рах 400—600° С максимум 5 лет.
Естественная тяга дымовой трубы Дрд.т (внизу трубы),
уменьшенная на потери напора на тренпе и потери, обусловленные
изменением скорости продуктов сгорания в трубе, выражается
Ал.т = Я(7п3-упр.г)-(1-/' <98>
где Н — высота дымовой трубы, лг;
Упр. г — удельный вес воздуха, продуктов сгорания, кг/м3;
/'— коэффициент трения (для кирпичной стены 0,05,
для металлической — 0,03—0,04);
1>вн — внутренний диаметр дымовой трубы, м.
При расчете поступают следующим образом: с помощью урав-
нений (87), (91) и (89) вычисляют все сопротивления от горелок
;rb пиза дымовой трубы для всех частей печи. В результате этого
получают потребную тягу, к которой для печей, где дымовые
газы проходят некоторую часть печи по направлению вниз, необ-
ходимо прибавить сопротивление, обусловленное разностью
удельных весов продуктов сгорания при средней температуре
в этой секции п воздуха. Наоборот, у вертикальных печей, где
дымовая труба расположена прямо на печи, потребная тяга ды-
мовой трубы уменьшается на тягу, обусловленную разностью
удельного веса продуктов сгорания в печп и воздуха. В этом случае,
однако, необходимо всегда проверять, пе создается лп в каком-
нибудь месте печи, например па входе продуктов сгорания в кон-
вективную печь, избытка давления. Для вычисленной таким об-
разом тяги из уравнения (98) определяется высота дымовой
трубы.
Удельный вес воздуха зависит от его температуры и влаж-
ности, прп расчете принимается удельный вес воздуха при 20° С,
т. е. 1,2 кг/ль3. На больших высотах над уровнем моря это значе-
ние нужно корректировать. Летом прп более высокой темпера-
туре и влажности воздуха тяга снпжается почти па 15%, зимой,
111
напротив, возрастает почти на 30%. Удельный вес продуктов сго-
рания берется при средней температуре пр о дзотов сгорания в ды-
мовой трубе. Чтобы предотвратить задувание ветром устья дымовой
трубы или, наоборот, слишком большие потери давления, скорость,
продуктов сгорания па выходе из дымовой трубы рекомендуется
выбирать 5—8 м/сек (при температуре, с которой продукты сгора-
ния выходят пз дымовой трубы), илп, выражая в весовой скоро-
сти, от 3,9 до 6 кг/м2 • сек. При малом диаметре дымовой трубы
потери напора на трение бы-
вают очень большими, и уве-
личенная высота дымовой
трубы может уменьшить
тягу. При чрезмерно боль-
ших диаметрах наблюдается
обратный поток атмосфер-
ного воздуха в трубе. Дымо-
вая труба данной высоты
создает при определенной
температуре тягу, которая
обусловливает нужную ско-
рость продуктов сгорапия.
Если эта скорость больше
скорости газов, при которой
опи движутся в дымовой
трубе, главный поток про-
дуктов сгораппя будет про-
текать только через часть
поперечного сечепня дымовой
трубы, а в пространстве во-
круг этого потока будет на-
ходиться более тяжелый ат-
мосферный воздух, который
Рис. 38. Зависимость между тягой
Ард.т, температурой дымовых газов
внизу дымовой трубы, пли эффективной
температурой дымовых газов и высо-
той стальной трубы Н при 25° С.
может попасть даже в конвективную часть печи.
При расчете высоты дымовой трубы необходимо учитывать
резерв тяги у горелок. Поэтому в настоящее время проектируют
дымовую трубу, обеспечивающую тягу на 20% большую, чем
сумма всех сопротивлений. С точки зрения санитарных требований
и пожарной безопасности, дымовая труба должна превышать
наивысшую точку в окружающем пространстве диаметром 100 м
минимум на 3—5 ле.
Температура дымовых газов, проходящих через дымовую трубуг
снижается за счет тепловых потерь (преимущественно излуче-
нием). Для температуры 300—400° С в литературе [17] дается
ориентировочное значение
№ = у=- (°С/лс. высоты),
(99)
П2
где Д/—снижение температуры на 1 л4 высоты дымовой трубы;
Л—копстапта, равная для кирпичной дымовой трубы
с толщиной степы 0,5 л = 0,6, а для стальной неизо-
лированной дымовой трубы — 2;
Dn — наружный диаметр дымовом трубы, ли
Отношение между температурой продуктов сгорания внизу
дымовой трубы, или средней температурой продуктов сгорания —
так называемой эффективной температурой, и тягой у неизоли-
рованной стальной дымовой трубы прп 25° С можно определить
пз рис. 38. Прп изолированной или кирпичной дымовой трубе
потери существенно меньше, однако не пренебрежимо малы.
Их следует учитывать, если высота дымовой трубы превышает 25 м.
8 Я, Котишек-» В. Род.
О. ЭКСПЛУАТАЦИЯ И РЕМОНТ ПЕЧИ
5. L ВВОД ПЕЧИ В ЭКСПЛУАТАЦИЮ
Чтобы обеспечить наиболее долгий срок эксплуатации футе-
ровки, печь перед началом ее эксплуатации должна быть очень
хорошо просушена. Прп сушке печп отопление регулируется так,
чтобы температура газов на выходе из радиационной секции сна-
чала не превышала 150° С. В течение первого дня эта темпера-
тура повышается до 250° С, в течение второго дня — до 400е С,
а па третий день поддерживается до 550° С. В трубы пропускается
пар или другое вещество в таком количестве, чтобы не происхо-
дило перегревания труб. Обычно в результате такой просушки
футеровки можно приступать к нормальной эксплуатации*
Наилучпшм показателем хода просушки является температура
кожуха печп. Сначала в результате конденсации испарившейся
из футеровки воды температура высоко поднимается, п только
падение этой температуры примерно до 60е С указывает на то.
что влага из футеровкп удалена, и лечь может быть введена в нор-
мальную эксплуатацию.
Перед пуском печи в эксплуатацию необходимо проверить,
через все ли трубы печп протекает продукт. Возможные обходные
трубы печи должны быть полностью закрыты перед зажиганием
горелок.
Прп зажигании газовых горелок поступают следующим обра-
зом:
а) проверяется наличие и давление газа у главного запорного
вентиля па подводящем трубопроводе;
б) запираются вентиль па подводящем трубопроводе и вен-
тили на всех горелках, проверяется установка взрывного клапана;
в) открытием выпускных вентилей на короткое время обез-
воживается трубопровод;
г) открываются подвод первичного и вторичного воздуха и
заслонка дымовой трубы;
д) минимум 15 мин паром продувается камера сгорания;
е) в запальнике, присоединенном па гибком шланге, поджи-
гается газ, и конец запальника вставляется в устье горелки:
ж) вентиль на горелке открывается очень плавно, пока не
установится стабильное горение;
з) запальник вынимают и таким же образом зажигают осталь-
ные горелки.
114
Если эксплуатационные горелки снабжены маленькими ста-
билизационными горелками, то последние также зажигаются,
как описало выше; эксплуатационные горелки зажигаются от их
пламени. Ни в коем случае недопустимо зажигать горелку от пла-
мени соседней эксплуатационной горелки.
При зажигании форсунок поступают следующим образом:
а) включается циркуляционная система жидкого топлива и
у форсунок проверяется его температура. Вращающиеся форсупки
у цилиндрических печей поворачиваются к центру печи;
б) заслонка устанавливается так, чтобы был обеспечен несколь-
ко больший, чем нормально необходимый, приток воздуха;
в) в распределитель с форсунками впускается пар, а из трубо-
провода выпускается конденсат;
г) открывается вентиль на подводе пара к форсунке, и пар
продувается через форсунку до тех пор, пока подводящий трубо-
провод как следует не осушится. Давление пара перед форсункой
затем устанавливается регулировочным вентилем примерно на
3 ата;
д) собственно зажигание форсунки обычно осуществляется
переносным факелом, изготовленным из 6-миллиметровой прово-
локи нужной длины, на конец которой намотана пакля диаметром
5 см и длиной 15 слб, смоченная керосином пли топливом. Горя-
щий факел вставляется в печь так, чтобы пламя было удалено-
па дециметр от потока пара, выходящего из сопла форсунки;
е) энергично открывается вептиль жидкого топлива, чтобы:
давление жидкого топлива в форсунке было достаточным для
его распыления. В этом случае, если зажигания распыленного
жидкого топлива не произойдет, необходимо сразу же закрыть
подвод жидкого топлива и повторное зажигание пропзводить-
только спустя несколько мппут;
ж) таким же образом зажигаются остальные форсупки печи.
Рабочий, зажигающий форсунки, должен стоять па таком месте,
чтобы он был вне опасности при случайном взрыве смеси в печи.
Правильно настроенная форсунка даст резко желто-белое пламя
с установившимся видом и звуком. Коптящее или длинное пламя
является признаком недостатка воздуха пли пара. Белое пламя
получается при большом избытке воздуха, пульсирующее и искря-
щееся слабое пламя — при чрезмерном количестве пара. Искре-
ние пламени часто является результатом недостаточного подогрева
жидкого топлива или большой влажности пара.
Во время пагревапия печи необходимо постоянно контроли-
ровать тягу в печп п температуру нагреваемого продукта во всех
ходах. Автоматическая регулировка отопления включается
только тогда, когда эта температура приближается к эксплуата-
ционному значению. Это отпосится особенно к цилиндрическим
печам, у которых разрежение держится в верхней части печи
с целью засасывания наружного воздуха для охлаждения несу-
щей конструкции. При введении в эксплуатацию печи с автома-
115.
8*
этической регулировкой отопления значительно повышается опас-
ность возникновения избытка давления в печи в результате слиш-
ком интенсивного отопления пли большого избытка воздуха.
5. 2. ОСТАНОВКА ПЕЧИ
При остановке печь прежде всего переключается на ручное
управление, п затем прекращается подвод топлива. Пропускание
-продукта поддерживается в трубах до тех пор, пока не упадет
ого температура — в печах с большой поглощающей поверхно-
стью хотя бы на 60—80° С, в почах с малой поглощающей поверх-
ностью — на 100—200° С. Затем выключается пасос для пере-
качки продукта п запирается вептиль на входе продукта в печь.
Сразу же после этого открывается вентиль на спускном трубо-
проводе, п только потом закрывается вептиль на выходном трубо-
проводе из печи. Как только давление в трубах упадет ниже да-
вления пара, открывается подача пара в трубы печи. Сначала
в печь вводится довольно сильный поток, чтобы трубы хотя бы
частично прочистились. Затем достаточно более спокойного про-
паривания, необходимого для отвода остающегося тепла футе-
ровки и для защиты от перегрева труб. В зависимости от типа
печи продувка паром длится от 4 до 8 ч. Перед входом обслужи-
вающего персонала в печь в целях безопасности необходимо про-
верить, отключен ли подвод газа и пара в камеру сгорания.
5.3. РЕМОНТ ПЕЧИ
Одним из основных факторов, способствующих достижению
^экономичной "эксплуатации печей, является сокращение ремонта
их. Учитывая то, что материал печи разнородный — от обыч-
ных кирпичей до легированных сплавов — н подвержен действию
высоких температур (а зачастую и коррозпп), ремонт трубчатой
печи представляет сложную проблему.
Сокращение расходов па ремонт нечп, прежде всего зависит
от удачного выбора конструктивных материалов, отвечающих
^эксплуатационным условиям. Характерной особенностью труб-
чатых печей является то, что их тепловая мощность не имеет точ-
ных ограничений. В этом отношении они значительно отличаются
от других химических установок, как, например, насосов, коло-
нок и т. и. Огранпчиваюпцш фактором здесь является ипогда
'только подвод топлива пли тяга дымовом трубы. В результате
того, что здесь пот определенного ограничивающего критерия
интенсивности отопления, при эксплуатации часто происходит
перегрузка нечп свыше ее нормальной тепловой мощности. Это
ведет не только к уменьшению к. п. д., но и особенно — к боль-
шему изнашиванию составных частей печн, к необходимости
дополнительных ремонтов, а в крайних случаях и к серьезным
повреждениям оборудования. Необходимо, чтобы рабочие зпалп
416
о возможностях и ограничениях производительности лечи, осо-
бенно в тех случаях, когда перегрев печи свыше ее нормальной
производительности происходит по производственным мотивам.
Следует всегда исходить из экономических соображений, не
повлечет ли более высокая производительность печи ббльптис
расходы на ее ремонт, связанный с частыми остановками печи и
мепыппм к. п. д. установки.
5. 3. 1. Текущий контрольный осмотр печи
Текущий контрольный осмотр является важной составной
частью ремонта печи. Его задача во-время выяснить псполадки
и предложить требуемый ремонт оборудования. Основной целью
текущих контрольных осмотров является определение, в доста-
точно ли безопасных эксплуатационных условиях работает печь.
Рекомендуется, чтобы этот текущий контроль за работой печи
проводился один раз в месяц и включал не только осмотр
внутренней и внешней поверхности печи, по и запись всех доступ-
ных эксплуатационных данных со дня последнего осмотра с их
обзором за прошедший период, результаты контроля всех изме-
рительных приборов п краткие выводы, сделанные при осмотре.
Визуальный осмотр, проводимый через смотровые оконца,
направлен прежде всего на проверку труб. При нем выясняется,
не происходит ли образования выпуклости труб или пузырей
на них, пет ли местного перегрева, проявляющегося в красной
или белой окраске, а иногда в искрении поверхности, не происхо-
дит ли прогибания горизонтально уложенных или скручивания
вертикальных труб. Одновременно выясняются какие-либо при-
знай! неплотности труб. Прп осмотре футеровки находят треснув-
шие или отсутствующие простые или фасонные кирпичи, рас-
трескавшееся или выпавшее связующее вещество у печей с па-
нельной футеровкой. Горячие места па внешней поверхности печи
свидетельствуют о больших тепловых потерях через футеровку.
Черный дым, выходящий из печи, может быть результатом не
только несовершенного сжигания топлпва, но и проникновения
жидкого топлива через поврежденную трубу в камеру сгорания
печи. Осмотр огнетушительного приспособления или пара для
продувки направлен на то, чтобы выяснить, пе происходит ли
скопления конденсата в трубопроводе перед входом в печь.
Эксплуатационные данные должны содержать достаточное
количество сведений о температуре и количестве продукта, чтобы
по ним можно было рассчитать тепловую мощность печи. В пе-
чах с несколькими проходами следует контролировать выходную
температуру продукта в каждом проходе.
Измерительные и регулировочные приборы должны прове-
ряться на исправность, особое внимание следует обратить на
термоэлементы. Рекомендуется один раз в шесть месяцев сравни-
тельным измерением проверять точность каждого термоэлемента.
117
Краткие выводы обобщают результаты контроля и анализи-
руют отклонения эксплуатационных данных от нормальных эксплу-
атационных условий. Обобщение важнейших дашшх в виде пись-
менной записи дает наглядное представление об условиях эксплу-
атации за прошедший период. Так как изнашивание частей труб-
чатой печи непосредственно зависит от эксплуатационных условий,
их залпсь является ценным пособием для устранения слабых мест,
для предупреждения опасных ситуацпй и для приобретения опыта
эксплуатации.
5. 3. 2. Контроль трубчатого змеевика прп остановке печи
Время эксплуатации между регулярными остановками печи
определяется прежде всего требованиями по ремонту трубчатого
змеевпка. С точки зрения безопасности эксплуатации, очень
важно установить скорость коррозии труб. Коррозии может быть
подвержена внутренняя и внешняя поверхности труб. Коррозия
внешней поверхности бывает двух видов. Во-первых, она может
быть обусловлена окислением металла под влиянием избытка
воздуха в дымовых газах в местах с высокой температурой, во-вто-
рых, она может образоваться в результате конденсации ангидрида
серной кислоты SO3 и водяных паров в тех частях трубчатой
поверхности, где температура металла находится в пределах
точки росы S03 и Н2О.
Перед введением новой печп в действие должна быть измерена
толщина стенки выбранных труб, и результаты измерения должны
быть занесены на чертеж. Рекомендуется, чтобы остановка печи
была произведена после шести месяцев, чтобы измерить толщину
стояки труб в тех же местах трубчатого змеевпка и вычислить
скорость коррозии. Если коррозия небольшая, дальнейшие из-
мерения и осмотры проводятся с годовым интервалом и пз полу-
ченных данных определяется срок эксплуатации труб.
Обычно трубчатый змеевик для нормальных эксплуатационных
условий проектируется на 10 лет. В действительности срок экс-
плуатации труб обусловлеп, прежде всего, характером и длитель-
ностью ненормальных эксплуатационных состояний, связанных
с перегреваниями труб, что нередко происходит на практике
и существенно сокращает срок эксплуатации труб.
Повреждение труб может быть обусловлено обеими крайно-
стями эксплуатационных условий. Перегрузка печи связана с
чрезмерной местной тепловой нагрузкой поверхности труб, вы-
сокой температурой металла и пленки жидкости, а иногда и с об-
разованием кокса. Перегрузка печи как следствие повышения
выходной температуры продукта приносит больше вреда, чем
перегрузка, связанная с большими скоростями движения продук-
та. Наиболее опасные ситуации чаще происходят при небольших
скоростях продукта. В этом случае у многоходовых печей продукт
перавномерпо протекает через отдельные ходы, что, как правило,
118
ведет к перегреванию, образованию кокса и серьезному поврежде-
нию труб.
При осмотре внешней поверхности труб выявляются признаки
чрезмерного окисления и образования чешуйчатости поверхности.
При нормальных условиях на поверхности труб образуется тонкий
палет окиси в виде порошка. «Горячие места» проявляются обычно
как более темные по окраске поверхности, при сильном перегреве
и закоксовывании трубы они выглядят как потрескавшаяся поверх-
ность, напоминая поверхность, покрытую полопавшейся масля-
ной краской. Еще более тяжелые случаи местного перегрева или
прямого соприкосновения с пламенем ведут к облуилепию окислен-
ного материала, возникновению пузырей пли выпуклостей труб.
Выпуклость может быть равномерной по периметру трубы или
односторонней. Местное вздутие более опасно, так как оно более
существенно уменьшает толщину стешш трубы.
Горизонтально уложенные трубы, подверженные действию
высоких температур, прогибаются. В радиационной секции не-
большой прогиб труб не опасен, так как он не влечет за собой
заклипивавия соединительных муфт. Более серьезные последствия
может иметь прогибание труб у некоторых типов конвективных
секций, где в результате прогиба труб верхнего ряда они падают
в промежутки между трубами нижнего ряда. Вследствие чего
уменьшается поперечное сечение для прохождения дымовых газов
около труб, что ведет к перегреву окружающих труб и к потере
тяги в печи.
Одним из критериев дальнейшей пригодности трубы является
минимальная толщина степкп. При расчете минимальной толщины
степы исходят из предположения, что материал трубы структурно по
пбвреждеп и можно использовать нормальные значения допусти-
мого напряжения. Внутренний диаметр измеряется многоточеч-
ным микрометром с механически пли электрически переносимым
отсчетом. Так как пз этих данных нельзя установить, симметрично
ли протекает коррозия внутренней поверхности трубы, необхо-
димо предположить, что ослабление стенкп трубы в результате
увеличенного внутреннего диаметра произошло только с одной
стороны, что в большей части случаев совпадает с действительно-
стью. Внешний диаметр трубы находится путем измерения внеш-
ней окружности с пересчетом па диаметр. Новейший метод,
который можно использовать и для цельносварных змеевиков,
заключается в измерении толщины стенки с помощью ультра-
звука.
В случаях более серьезного повреждения поверхности трубы
необходимо контролировать трубы не только на толщину стенки,
ио также и па степень растяжения металла. Степень растяжения
выражается в процентах и подсчитывается по формуле
% растяжения =
Действ, наружный диаметр — исх, наружный диаметр
Исходный наружный диаметр
X 100.
119
Если перегревом и «облупленнем» захвачена только определен-
ная часть поверхности по периметру трубы, результат предыду-
щей формулы умножается на поправочный коэффициент 360/ср,
где ф обозначает угол в градусах, выражаюхций размер поврежден-
ных поверхностей. В качестве критерия для замены труб пред-
лагается максимально допустимое растяжение в 3%. Другой спо-
соб определения допустимого растяжения металла заключается
в использовании накладной полудуги с диаметром на 3% боль-
шим, чем исходный наружный диаметр труб.
5. 3. 3. Чистка труб
В трубчатых печах, в которых происходит перегрев углево-
дородов до высоких температур, па внутренней поверхности
труб осаждаются возникающие в результате разложения углево-
дородов слои кокса. Образование кокса, обусловленное, прежде
всего, температурой стенки трубы, а вследствие этого и тепловой
нагрузкой поверхности труб, особенно проявляется у углеводоро-
дов с большим молекулярным весом. Слой кокса, лишь незначи-
тельно снижающий теплопередачу, существенно повышает тем-
пературу поверхности труб и потери давления печи.
Этот осадок устраняется двумя методами: механическим свер-
лением и путем его выжигания в трубах.
а) Механическая чистка труб
Сверление — старейший способ чисткп труб, он может при-
меняться только в тех случаях, когда пучок труб имеет па сгибах
съемные затворы. Этот способ в настоящее время считается удоб-
ным только в тех случаях, когда кокс хрупкий и пе очень крепко
прилипает к стенкам труб. Основные недостатки механической
чистки — ее трудоемкость, сильный шум и возможность поврежде-
ния трубы пересверливанием в некоторых местах.
б) Устранение кокса путем его выжигания в трубах
В последнее время все в большей мере применяется метод устра-
нения кокса путем его выжигания в трубах (тепловое откоксо-
вывание). Преимуществом этого метода является возможность его
применения и для цельносварных змеевиков, а также экономия
времени при меньшей трудоемкости по сравнению с механической
чисткой труб. Недостатком этого метода является потеря плот-
ности у развальцованных изгибающихся соединений, которая мо-
жет захватить 2—3% труб, последние следует затем снова разваль-
цевать.
На рис. 39 схематически изображено включение трубопровода
для теплового откоксовывания. У одних печей это включение
установлено постоянно, у других используется переносный трубо-
провод.
120
При тепловом откоксовывашш действуют три механизма устра-
нения кокса: механическое отделение кокса от степкп в результате
неодинакового расширения (удлинения) металла и кокса, окисле-
ние кокса воздухом и реакция кокса с водяным паром при более
высокой температуре.
Процесс чистки при тепловом откоксовывашш в отдельных
случаях и деталях может отличаться, по обычно оп происходит
следующим образом.
Трубы печи заполняются паром, чтобы устранить остатки
углеводородов, и печь изолируется от остального эксплуатацион-
ного оборудования перекрытием за-
глушкой трубопровода. После окоп-<
чапия пропаривания труб зажига-
ются горелки печп, и подвод топлива
регулируется так, чтобы температура
в печи поднималась примерно от 200
до 250° С в час. Как только темпера-
тура достигнет 400—450° С в печп с
ферритными трубами и 550—600° С
в печи с аустенитными трубами, в
трубы начинает вводиться пар в ко-
личестве около 30—35 кг!ч на 1 см2
поперечного сечения трубы. Коли-
чество пара определяется по диаф-
рагменному расходомеру, ппогда по
давлению па входе в печь, которое
колеблется в пределах 2,7—6 ата в
зависимости от числа и диаметра труб
Zтолщины осадка. Температура по-
степенно повышается почти до 700° С
в печи с ферритными трубами и от 800 до 850° С — в печи с аусте-
нитными трубалш, прпчем температура пара на выходе из печи
достигает 500—600° С в первом случае и 730—800° С — во втором.
При нормальном откоксовывашш из печи вытекает смешанный
с охлаждающей водой темно-серый поток, содержащий частицы
кокса, по величине пе более 1,5—2 мм. Почернение вытекающего
потока и наличие в нем большого количества частиц кокса указы-
Рис. 39. Включение трубопро-
вода прп термическом откок-
совыванпи.
васт па слишком сильное откоксовывание, скорость которого не-
обходимо уменьшить ослаблением топки и ограничением количе-
ства пара. Если вытекающий поток становится светло-серым или
почти бесцветным, рекомендуется изменить направление движения
пара перед открытием подвода воздуха.
Количество воздуха устанавливается в объеме 1,3—2,6 мв/ч
па 1 с^2 поперечного сечения трубы по диафрагменному расходо-
меру или согласно давлению на входе в печь, которое подни-
мается па 0,7—1,7 ата выше исходного давления поступающего
пара. Процесс выжигания кокса в этой стадии можно хорошо
проследить по цвету труб. Та часть трубы, где происходит сжига-
121
нис кокса, нагревается до более высокой температуры, что про-
является в более светлой окраске поверхности трубы. С продолже-
нием выжигания кокса увеличивается и эта горячая поверхность
по длине трубчатого змеевика, а величина и скорость ее продви-
жения говорят о скорости сжигания кокса, последняя может быть
отрегулирована количеством подаваемого воздуха. В заключение
откоксовывапия после изменения направления потока воздуха,
когда цвет труб уже пе меняется, трубы е]де 15—20 мин проду-
ваются сильной струей воздуха. Затем уменьшением подвода
топлива печь постепенно охлаждается до 550е С прп одновремен-
ном пропускании лара, который вводится и после погашения пла-
мени до тех пор, пока температура печп пе упадет ппже 300° С.
Та часть трубчатого змеевика, в которой был обнаружен панболь-
шип слои кокса, после окончания откоксовывания обычно про-
веряется на чистоту труб.
Прп тепловом откоксовыванип необходимо следить за тем.
чтобы температура труб не превышала критической температуры
материала. Температуру поверхности труб лучше всего контроли-
ровать оптическим пирометром. Имея определенным опыт, о пей
можно судить и по окраске труб. Контроль за ходом сжигания
кокса по изменению цвета труб облегчается, если откоксовывапие
производится ночью, когда эти изменения более заметны.
6. ЭКОНОМИЧНОСТЬ ЭКСПЛУАТАЦИИ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ
6. 1. КОЭФФИЦИЕНТ ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ ПЕЧИ
Большую часть эксплуатационных расходов составляют рас-
ходы па топливо. Мерилом использования топлива в печи явля-
ется к. п. д. печи, который представляет собой важную экономи-
ческую характеристику эксплуатации оборудования и должен
регулярно контролироваться.
Учитывая то, что в трубчатых почах, пспользуёмых в нефтя-
ной промышленности, часто бывает трудно определить точно ко-
личество тепла, поглощаемого продуктом в трубах печи, так как
реакционное тепло п тепло испарения, как правило, неизвестны
при определении количества поглощенного тепла и к. п. д. печи
выводят из теплового баланса продуктов сгорания, выраженного
уравнением (14).
С помощью номограммы на рис. 40 легко можно определить
к. п. д. печи при известной температуре дымовых газов па выходе
из печи и концентраций СО2 и О3 в дымовых газах, которые опреде-
ляются прибором Орса. Если па этой номограмме соединить дан-
ные концентрации СО2 на шкале А с данными концентрации Оа
на шкале Ж прямой, то точка пересечения этой прямой со шкалой
Бг укажет скрытую теплоту в результате сжигания водорода,
зФчка пересечения со шкалой Бъ — весовое отношение Н/С в то-
пливе, точка пересечения со шкалой В — точку росы продуктов
сгорания, точка пересечения со шкалой Д — видимую теплопо-
терю с дымовыми газами, выраженную в процентах к потере при
температуре дымовых газов 100° С. Точка пересечения со шкалой
£ укажет процент избытка воздуха при сжигании топлива, точка
пересечения со шкалой Г — количество газов па единицу выделен-
ного тепла.
Пример использования номограммы *
Топливо: поиутпый газ рафинирования Н/С 0,26
Ападиз (по Орса) дымовых газов СО2 . . 10,0%
» » » » Оа . . . 5,1%
Температура дымовых газов................... 400° С
Температура воздуха......................... 15° С
Разность температур ........................ 385° С
Скрытое тепло, в дымовых газах (Б^ . . 8,1%
Физическое тепло в дымовых газах (Д) 4,32-3,85 = 16,6%
* Если известен только показатель концентрации О2 в дымовых газах,
то в качестве второго показателя можно использовать отношение Н/С, которое
у природного газа равно 0,31—0,33, у газов рафинирования 0,25—0,28,
у котельного топлива —примерно 0,117.
123
Избыток воздуха (£’) ................
Потеря через футеровку (вычисленная
с учетом температуры печи и изоляци-
опгшх свойств футеровки).............
Общий к. п. д........................
К. п. д., отнесенный к высшей теплотвор-
ности топлпва .......................
29%
ЗД%
100-16,6 — 3,1 =
= 80,3%
100 —16,6 —S, I -
— 3.1=72,2%
Рис. 40. Номограмма для определения к. п. д.печп (Born. Eng. Со. Tulsa).
Л —- объемп. % СО з в дымовых газах, Bi — скрытая тепло потер я в % от вы-
деленного тепла, Б* — весовое отношение II/C в топливе, В — точка
росы дымовых газов, °C, Г — кг газов па 10 000 ккал выделенного тепла.
Д — теплопотеря с дымовыми газами в % на 100° С, Е — % избытка воздуха.
Ж — объемп. % О2 в дымовых газах.
124
6. 2. ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ РАСХОДЫ
Основным показателем, отражающим экономичность эксплуата-
ции трубчатых печей для определенных эксплуатационных усло-
вии, являются общие эксплуатационные расходы, отнесенные
к единице продукта или к единице времени в течение полезного
срока работы печп.
Эксплуатационные расходы состоят из:
1) расходов на амортизацию оборудования,
которые в зависимости от эксплуатационных условий могут коле-
баться в пределах 10—20% капитальных расходов;
2) расходов па ремой т, которые при нормальных усло-
виях изредка превышают 4% капитальных расходов. Конечно,
в тех случаях, когда печь работает с большей производительностью,
чем та, на которую опа рассчитана, или отдельные части печи
находятся в более тяжелых эксплуатационных условиях, чем
предполагалось прп их конструировании, расходы па ремонт
могут увеличиться в несколько раз. Если специальный ремонт
или замена частей печи требуют преждевременной остановки се,
в расходы па ремонт следует включить также затраты, связанные
с перерывом эксплуатации;
3) расходов на топливо, энергию и оплату обслуживаю-
щего персонала, из которых большую часть составляют расходы
па топливо. При использовании котельного топлива необходимо
включать в эти расходы стоимость перекачки и распиливания
топлива и эксплуатации воздуходувки, если печь работает с искус-
ственной тягой. Расходы, затрачиваемые на перекачивание про-
дукта, значительны только для печей, работающих при высоком
давлении с большой потерей давления. Расходы па оплату обслу-
-^живающего персонала у современных печей, снабженных автома-
тическим регулированием, почти пренебрежимо малы.
Все эти составные части эксплуатационных расходов взаимно
зависят друг от друга. Печь с небольшим тепловым к. п. д. де-
шевле и, следовательно, имеет более низкую амортизацию, но
бблыпую потребность в топливе, чем более дорогая, с точки зре-
ния капиталовложений, печь, работающая с высоким тепловым
к. и. д. Также печь, спроектированная со значительным резервом
мощности и из материала лучшего качества, чем минимально не-
обходимо для удовлетворения эксплуатационных требований,
ввиду высоких капитальных расходов, имеет и более высокую
амортизацию, зато значительно меньшие расходы на ремонт,
ио сравнению с более дешевой печыо, рассчитанной па максималь-
ную тепловую нагрузку и изготовленной пз материала более низ-
кого качества.
В табл. XIV дано сравнение экономических показателей трех
различных типов цилиндрических печей при использовании оди-
накового материала для изготовления труб. Из таблицы видно,
что в том случае, когда топливом служит дешевый попутный газ,
125
наиболее экономичным из сравниваемых типов является тип />
с радиационной и конвективной секциями, причем подогреватель
воздуха экономически не обоснован.
Таблица XIV
Сравнение экономических показателей различных типов
цилиндрических печей
Тепловая производительность: 8 000000 ккал/ч.
Цепа топлива: 10 крон/10° ккал.
Рабочее время: 8000 ч/год.
Показателя Тип печп
А Радиацион- ные Б Радиацион- ные с кон- вективной секцией В Радиацион- ные с кон- вективной секцией и подогрева- телем воздуха
Тепловая нагрузка радиационной секции, ккал/м2 -ч Капитальные издержки, кроны . . К. it. д., % Расход топлива, 10а ккал/ч, .... 30 000 440 000 65,0 12,31 27 500 640 000 80,0 10,00 25 000 930 000 86,0 9,30
Амортизация, крои/ч* Расходы па рехмопт, крон/ч** . . . Топливо, крон/ч Энергия для воздуходувки, крон/ч 7,1 123,1 0 10,4 2,0 100,0 0 15,1 3,5 93,0 5,2
Эксплуатадионные расходы, крон/ч*** Экономия в течение срока эксплуа- тации 131,9 0 112,4 1,560000 116,8 1,208000
Наибольшую теплопотерю составляет тепло, уносимое дымо-
выми газами, его величина зависит не только от температуры ды-
мовых газов, по и от пх количества, а также от количества воздуха,
поступающего для сжигания топлива. Избыток воздуха, следо-
вательно, по благоприятно влияет на к. п. д. печи и потребление
топлива и его снижепие ведет к сокращению эксплуатационных
* 13% капитальных издержек.
** Тип А — 3% капитальных издержек; Б — 2,5% капитальных из-
держек; В — 3,5 % капитальных издержек на подогреватель — 2,75% на печь.
*** Расходы па оплату обслуживающего персопала и перекачку про-
дукта одинаковы для всех типов печей, п поэтому они не включены в та-
блицу.
126
расходов. В табл. XI показано, как избыток воздуха влияет да
к. и. д. печи. Из этпх данных можно определить экономию, полу-
ченную при сиижепип избытка воздуха.
Другим способом, благодаря которому можно достичь повы-
шения к. и. д. и снижения расхода топлива, является предва-
рительный подогрев воздуха, подаваемого для горения.
С помощью рис. 41 можно определить экономию топлива,
достигнутую при подогреве воздуха при данных температуре
п избытке его, по сравне-
нию с расходом топлива
без подогрева воздуха.
Эта экономия только в по-
большой мере обусловлена
повышением избытка воз-
духа, так как большая
потеря тепла с дымовыми
газами компенсирована
большим количеством те-
пла, отданного подогре-
ваемому воздуху. В этом
еще одно преимущество
подогревателей воздуха,
та is как они позволяют
повысить избыток воздуха
па 10—15%, что при сжи-
гании тяжелых остатков
способствует улучшению
характеристики пламени,
почти без снижения к. и. д.
Избыток воздуха, %
Рис. 41. Экономия топлива при предва-
рительном подогреве воздуха.
Лтечи.
Повышение к. п. д. печи уменьшением теплопотерь через фу-
теровку достигается у некоторых новейших типов печей тем, что
вторичный воздух для сжигания подводится через верх боковых
стен печи и выводится впиз через каналы в пространстве между
футеровкой и стальным кожухом печи, ниже приподнятого пода,
к горелкам. При таком расположении каналов температура внеш-
ней поверхности печи приближается к температуре окружающей
среды и в результате этого теплопотери становятся почти незави-
симыми от внешних условий. Повышение к. п. д. при таком кон-
структивном расположении каналов в результате небольших
теплопотерь может достичь 3—4%.
7. ПРИМЕР РАСЧЕТА
Необходимо нагреть 17 400 кг/ч продукта от температуры
134 до 380° С. При давлении 1,03 ата на выходе из печи проис-
ходит выпаривание 61% продукта. Средняя теплоемкость
жидкости— 0,45 ккал/кг- °C, средняя теплота испарения -
80,5 ккал/кг, абсолютное теплосодержание на начало точки кипе-
ния при 1 ата — 222 ккал!кг. Угловой коэффициент 50 %-нон
точки кривой мгновенного испарения 2,42, а зависимость темпе-
ратуры 50 %-пой точки от давления следующая:
р, ата 1234579 11
Т, °К 610 047 665 673 679 685,8 690 692.1
Для пагрова использовано котельное топливо следующего
состава: С — 88,5; Н — 10,2; S — 0,5; Н3О — 0,05 вес. %. Удель-
ный вес котельного топлива ЭбВяг/.м3.
7. 1. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ПЕЧИ
7. 1. 1. Горение
Часть горючих составляющих в котельном топливе
0,885 + 0,102 + 0,005 - 0,992.
Теплотворность жидкого топлива (из рис. 16).
9773*0,992 = 9700 ккал/кг.
Теоретический расход воздуха (4):
r _ 8/3C + 8H+S^O 100 _ 2,67 • 88,5-{-8 • 10,2+0,5
° 100 ‘ 23,2 100 Х
X = 13,71 кг/кг.
Коэффициент пзбытка воздуха для данного типа топлива и дан-
ной горелки а = 1,4. Действительный расход воздуха G^ =
= 1,4*13,71 = 19,19 кг/кг.
Общее количество продуктов сгорания при расходе 0,5 кг
пара на 1 кг топлива (7)
Gr = ct Gq + 1 + Ъ 19,19 + 1 + 0,5 = 20,69 кг/кг.
128
Мольный состав продуктов сгорания (8), (9), (11)
М ==-£-+ —g— = _J8>5_ + =
•'“cOs+SOa 100-12 “ 100-32 100-12 ~ 100-32
= 0,0739 кмолъ/кг,
М ы . ь - : 10-2 । °-05 1
н2о 100-2 “г 100-18 “г 18 100-2 ' 100-18 ~
+ = 0,0788 кмолъ/кг,
м _ £в8о(а-0.21) _ 13,71 (1,4-0,21) _ n 4R4, кып„>.,^
^Ni + O2~ 1,293-22,4 “ 1,293-22,4 ~ 0,5631 кж>ль/ке.
Количество продуктов сгорания
0,0739 + 0,0788 + 0,5631 = 0,7158 кмолъ/кг.
7. 1.2. Тепловой баланс
Количество тепла, переданного в печп
<?о = Р[сР(?' —i') + y-rj =
= 17400 [0,45(380—134) + 0,61 • 80,5)] = 2780000 ккал/ч.
Температура газов на выходе пз печи выбрапа = 400° С.
Средние теплоемкости продуктов сгорания пайдем пз рис. 18
при температуре 400° С; затем вычислим из пих среднюю теплоем-
кость продуктов сгорания, отнесенную к 1 кг топлива
GrCH = 0,0739 • 10,36 + 0,0788 • 8,38 + 0,5(531 • 7,08 =
= 5,41 ккал/кг- °C.
Часть тепла, уносимого дымовыми газами
Qn. r/Q™. т = ОгСк*в/(?п = 5,41 - 4G0/9700 = 0,223.
Теплопотери оцениваются в 4% @л/@сж.т = 0,040.
Часть тепла, отдаваемого распиливающим паром прп темпера-
туре 160° С и средней теплоемкости св.п = 0,4 ккал/кг *°С.
О/О — п ‘?в-п __ в*5 ‘ 0’4 • 160 __ л qq4
Vb.ii/Vcw.t - QH ~ д700 -U,UU4.
Коэффициент полезного действия печи
Ц = 1 - Qn/QciK. Т - Qx. r/QciK. т (?вз/(?си>. т
— Qb. п/<?сж. Т — Сц. y/Q^ Т = 1—0,040—0,0223—0,004 = 0,741.
Расход топлива (16)
В = Со/<2нП = 2 780 000/9700-0,741 = 386,8 кг/ч.
9 Я. Котишек, Е. Рол. 129
7. 1. 3. Радиационная секция f
Как и во всех расчетах путем последовательного приближения^
должны быть приняты какие-то исходные условия, которые затем
в результате расчетов сличаются. Чтобы исключить возможность
неправильного выбора этих условий и размеров печи, мы восполь^
зуемся для их предварительного определения графиками на
рпс. 26 и 27. i
П р е д в а р п т е л ь п ы й р а с ч е т
Для требуемых рабочих условий выбираем-тли мечи, приведен-
ный па рис. 5Б и тепловую нагрузку поверхностп труб
21 000 ккал!м2 . ч.
Определение температуры газов на выходе из радиационной
секции. Для избранного типа печи
5э/(5э + Fq) = 0,35 -F 0,40.
Из рпс. 26 вычислим для
~F Fq ) — 0,38
и
а = 1,4 отношение Sq/iS^ = 0,75.
Если мы выберем однорядное расположение труб с шагом
s/dH = 2,0, то коэффициент формы (рис. 22) ср = 0,88.
Тепловой поток на единицу эквивалентной черной поверхности
Ср _ Qp л 21 000-3,14
So Яр ’* / So \ $ — 0,88 • 0,75 • 2,0
= 50 000 ккал/м?-ч.
Температура газов па выходе из радиационной секции для
допущенной температуры поверхности труб п = 340° С из рпс. 27,
tp = 700° С.
Максимальная температура газов. При предварительно опре-
деленной температуре 700° С вычислим среднюю теплоемкость
газов из рис. 18.
Grc₽ == 0,0739 -11,22 + 0,0788 • 8,79 + 0,5631 • 7,30 =
= 5,63 ккал/кг • °C.
Если принять теплопотери в радиационной секции 3%, к. и. д.
топочной камеры цт.к =97%.
Входная температура системы (32) при температуре воздуха
15° С
% — ^ВЗ Н”
п
CpQciK. т
9700 • 0,004
5,63
= 22° С.
130
Максимальная температура газов (35)
/ _/ ^т- к^л «л ,0,97*9700 ifinoor
‘гаах - *0 4- —GrCp - = 22 + —>63— = 1693 С.
Тепловой баланс и поверхность труб. Тепло, переданное в ра-
диационной секции (36)
। (?р = 5(?гср (f^x — *Р) = 386,8 • 5,63 (1693—700) =
। = 2 163 000 ккал/ч.
Тепло, переданное в конвективной сек-
ции (70)
<?к = (?о — <?р = 2 780 000—2163 000 =
= 617 000 ккал/ч.
Поверхность труб
<?р _ 2 163 000
оооооо
ооооо
ОООООО
ООООО
оооооо
ЯР =
21 000
СМ
Проект п
поверочный
т
е ч л
р а
И
с ч с
предварительного
результата
предложены размеры лечи
2.50
Рис. 42. Основные
размеры нечп, ис-
пользованные в при-
мере расчета.
Общая поверхность
Па основе
расчета были
согласно рис. 42. Диаметр труб был выбран
89 X 5,5, длина 7000 лм$, шаг 180 мм, чи-
сло 51. Скорость прохождения в одноходо-
вом змеевике 1,1 м/сек — удовлетвори-
тельна.
Поверочный расчет по Н. И. Белоконю.
печи
F = [2 (1,26 + 2,88 4- 0,92 4- 3,60) + 2,50 4-1,0] 7,0 4-
+ 2-2,50-4,0 = 166 №.
Коэффициент формы для трубчатой поверхности перед отра-
жающей стеной из рис. 22:
s/dn = 1,180/0,089 = 2,02; Ф = 0,88.
Коэффициент формы для трубчатой поверхности перед входом
в конвективною секцию (мпогорядное расположение труб) <р =
- 1,0.
Эффективная поглощающая поверхность (20)
5Э = ср S = 0,88 [2 (2,88 + 1,26) 7,0] + 1,0 • 1,0 • 7,0 = 58 №.
9* 131
Отражающая поверхность (27)
—Л = 166—58 = 108 м*. /
Поверхность труб
Нр = п • I • нт - du — 51 • 7,0 • 3,14 * 0,89 = 100 м?. ;
Температура продукта на входе в радиационную секцию
V___I _|______434 J _ в'17 000 _9,130 с
1 + Рср “ 134 17 400-0,45 — b-
Средняя температура жидкости
t0 = 213 + 380 — 296° С.
Средняя температура поверхности труб будет почти па 40—
50° С выше средней температуры жидкости, следовательно при-
мерно 340° С.
Излучение газовой среды (19)
6г- с = 1+2,15 а = 1 + 2,15-1,4 = °’498,
Угол взаимного пзлучения при Fq/Sq = 108/58 = 1,86 из
уравнения (46а)
е = S3/F = 58/166 = 0,349.
------------- =-----------------------= 0,240
Ег,с 1 4 , (МЭ8 1 ’
1 — £г с . еф q П 0,502 0,9 • 0,349
Y =
Эквивалентная черпая поверхность из уравнений (42) и (44)
So = Гр-0 (сТаУэ + ye0Fо) =
= -тппг (°-9 • 58 + 0,240 • 0,9 • 108) = 44,2 ms.
U,o-j
Коэффициент передачи тепла свободной конвекцией (43)
а„ = 1,8>Л2р — v = 1,8^700—340 = 7,8 ккал/мг-ч-°С.
Последовательным вычислением уравнений (53), (54) и (58)
получаем значения параметров
до ttK-ffp (2'max—0)—4,96So64tO 8
“ £GrCp + aKZfp “
_ 7,8 • 100 (1966—613)-4,96- 44,2 - 613*-10~8 ?o p.
386,8-5,63 + 7,8-100 U’
132
____49.6 6'(>_ / Гщах— A0\s _
ZfН-у 1000 у
49,6-44,2 ( 1966-252 \3 -
2958 \ 1000 ] '
0,25 + V 0,1875 +У 0,141+ х
=---------- ' 1 ----= 0,582.
0,25 + V 0,1875 + V 0,141 + 3,73
Температура газов на выходе из радиационной секции из урав-
нения (55)
Гр = р (Лпа* — ДО) = 0,582 (1966 - 252) - 997° К;
*р = 997 — 273 = 724° С.
Если вычисленная температура достаточно близка к допущен-
ной, то нет надобности производить этот расчет дальше. В тех
случаях, когда температура отличается более чем на 40° С. рас-
чет следует повторить.
Тепло, переданное в радиационной секции (36)
Qp = БОгСр (£max — tp) = 386,8 • 5,63 (1693-724) =
= 2 110 000 ккал/ч.
Тепловая нагрузка поверхности труб
<?.р/Яр = 2110 СОО/100 = 21 100 ккал/м2 • ч.
У'
* 7. 1. 4. Конвективная секция
Свободное сечение конвективном секции
Sd = (0,90 — 6 • 0,089) 7,0 = 2,56 м2.
Весовая скорость газов
г BGp 386,8 • 20,69 мд Л/ 9
и = —— — тг— 3126 КЗ/Л12 • ч.
Тепло, переданное в конвективной секции (70)
<2к = Q<> — (?р = 2 780 000 — 2 110 000 = 670 000 ккал/ч.
Температура жидкости на выходе из конвективной секции
I + 1 Qk ло/ । 670 000 __ 91Q°С
Расположение труб: в шахматном пучке с шагом 150 мм.
133
Коэффициент теплоотдачи внутри труб определен с помощью»
уравнения (71)
di = 190 ккал/м2 • ч • 0 С.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией со стороны газов (74)
,/0*6 Q1?r0,6
ак = 0,051 -^Ц-7 = 0,051 • = 16,8 ккбм/ль2-ч-°С.
(/им 0,089°’4
Допуская, что конвективная секция будет содержать по край-
ней мере шесть рядов труб, поправкой па число рядов можно пре-
небречь. Парциальные давления трехатомпых газов:
0,0/39 л 0,0788 г\ л а
= -оТТбГ = °’103 атм' pHSo = -0Л5Г = 0410 атм-
Средняя длина луча (77)
L = 1,87 (0,15 + 0,15) — 4,1 da = 1,87 (0,15 + 0,15) —
— 4,1 х 0,089 = 0,196
Средняя температура газов = 5(59° С.
Среднюю температуру поверхности труб допускаем равной
250° С
£-рСОл == 0,196-0,103 = 0,020 мт,
L- рн„0 = 0,196-0,110 = 0,022 матм.
Из рис. 29 и 30
= 4,2 ккал/м2 • ч •с С,
OU2
а1ьо = 3,3 ккал/м? • ч * ° С.
Коэффициент излучения газов (78)
cl р= арп + а„ А = 4,2 + 3,3 = 7,5 ккал/м2С.
Ji • i VuVJn Xi
Коэффициент теплоотдачи на внешней стороне труб (79)
а2 = 1,1 (ак + ал. г) = 1,1 (16,8 + 7,5) = 26,8 ккал/мг-ч-° С.
Общий коэффициент теплопередачи (80)
к = —;—-—;— = —: :— = 23,5 ККал/м? • Ч • ° С.
1.1 11
'аГ'гаГ 190 26,8
Средняя разность температур (81)
Д/х = 724 — 219 = 505° С,
Д/2 = 400 — 134 = 266° С,
Д/с = 505 ~2^ = 373° С.
2’31^
134
Поверхность труб (69)
/Л
<2к _ 670 000 _ , 2
/f-A/c 23,5-373 /Ь,Ь ' ’
Количество труб
п =
Як
л • б?ц • I
__ 76,5 __
3,14-0,089-7,0
расположенных в / рядов.
7. 1. 5, Расчет радиационном секции методом Лобо — Эванса
Для сравнения произведем расчет радиационной секции ме-
тодом Лобо — Эванса.
Средняя длина луча согласно табл. VII
L = 1,8 X наименьший размер = 1,8* 1,25 = 2,25 м,
(рСо2 + РНа0) *L = (О’ЮЗ -Н 0,110) 2,25 = 0,48 матм.
Излучение газовой среды для с = 340° Си /р = 700° С из
рис. 20
ег.с= 0,40.
Угловой коэффициент взаимного излучения (средние значения,
уравнения 49а, 496)
е^^Т5Г = та- = 0’349’
r e^ = ir = 0’537’
е = 9'349+0,537 = 0)443_
&
Излучение, скорректированное на отраженное излучение (48)
8 = 8р. с
14-2+__________1________
э . I 6г. С ' J_
1 — ег. с Q
= 0,40
l+J08
~58
1
0,40
1-0,40
= 0,70.
Общий коэффициент (47)
Ф = , \ = - - Ц---------------- 0,650.
в' "* ет 1 0,70 0,90 1
135
Эквивалентная черная поверхность
50 = Ф5Э = 0,650-58 = 37.7 Ж2.
Решением уравнений (50) и (51)
£г)
6,134j + 34(ГР — 613),
_2р = 3^8-56.3 (1966 _ т у
OQ О/. /
С помощью рис. 27 или опытным путем подстановкой Гр по-
лучаем искомые значения = 1000° К, т. е; 727° С и Q^ISo “
= 55 800 ккал/м? . ч.
Тепло, переданное в радиационной секции, Qp= 37,7-55 800 =
— 2 100 000 ккал/ч.
Результаты вполне совпадают с результатами, полученными
по методу Белокопя.
7. 2. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
7. 2. 1. Потери давления в трубах
1. Построим график зависимости абсолютного теплосодержа-
ния ь от Т и части испарения у нагреваемого продукта упрощенной
кривой мгновенного испарения. г — 80,5 ккал/кг’, ср =
= 0,45 ккал/кг-°С\ i начала точки кипения при 1 ата —
= 222 ккал/кг.
Угловой коэффициент кривых i = const из уравнения (95)
Точка пересечения на оси абсолютной температуры Z/cPr
т. е. температура для теплосодержания на начало точки кипения
прп I = 222 ккал/кг и у = 0
ir‘». = g=494°K-
Для у = 1: = 494 - 179 = 315° К.
Также для i — 225, 250, 275 ... 450 ккал!кг
i Т»о TVI
225 500 321
250 556 371
450 1000 821
136
Прямые нанесем па фиг. 43. Далее составим упрощенные
кривые мгиовеиного испарения для давлении 1—11 а?па. Угло-
вой коэффициент 50%-ной точки этой кривой равен 2,42 (из кри-
вой Эпглера), и зависимость температуры 50%-ной точки от да-
вления
р, ата
1 2 3 4 5 7 9 11
Т 610 647 665 673 679 685,8 690 692,1
Рпс. 43. График № 1 для примера расчета.
/ 2. Из уравнения (96) вычислим удельный объем смеси паров-
и жидкости для р = 1 — 11 ата и i = 225—450 ккал!кг. Требуе-
мые значения Т и у вычислим из графика 1.
р = const = 1 ата, i = 225 ккал/кг
v ____yRT । (1 ?/) , 0,017 • 0,082 • 498 , (1 0,017) _П Ws/-.P
И22В “ + “V"Н 142Й 1 845 М /Лг
Г„. - S'85;»2,' - + = °-3911
Таким же образом поступим при вычислении V для р = 2,3 ...
11 ата, и из полученных значений построим с помощью гра-
фической интерполяции в фиг. 44 (р на оси х, i на оси у) сеть кри-
вых V = const для V = 0,00118 (жидкость), 0,01; 0,02; 0,03;
0,04; 0,08; 0,12; 0,16; 0,20 и 0,225 (смесь на выходе из печи). За-
висимость I от р для V = 0,00118 вычислим из фиг. 43.
С помощью уравнения (97) найдем угловые коэффициенты
кривой р, i в точке пересечения этой кривой с кривой V = 0,225.
137
Так как па 1 трубу с I = 7 м и йви = 0,078 м приходится 1 со-
единительная муфта, то
/экв 7 4-0,078-60 л р-
— = --------т----=1,6/.
Тепловая нагрузка 1 м2 поверхности труб б?с=21 200 ккал/м- • ч.
Тепловая нагрузка 1 м2 внутренней поверхности труб
Z, ккал/ кг
Рис. АА. График № 2 для примера расчета.
Весовая скорость и равна
и 3600 • 0,785 0,078® 1 ' сеК‘
Угловой коэффициент кривой р, i в точке пересечения с кривой
V = 0,225 пз уравнения (97)
= - 0,0127 f bf!L. = _ 0,0127 0,018 _
ut I 9св Ь,72
13170 ( 'гЛ”а ) = - 1,317( ата.
\ ккал/кг / \ ккал/кг
Расчетный угловой коэффициент нанесем па любое место в
фиг. 44 как прямую ВС, причем длину се выберем с таким расче-
том, чтобы вертикаль треугольника, образованного проведенным
перпендикуляром пз точки С на прямую, параллельную оси х
и проходящую через точку В, была разделена на пределы значе-
138
пий удельного объема V. В пашем случае выберем длину вертикали
АС. кратную 225 (w = от 0 до 0,225). На отрезок АС нанесем соот-
ветствующие значения V — const и соединением полученных точек
сточкой В получим угловой коэффициент касательных искомой
кривой р, zb точках пересечения этой кривой с кривыми, отвечаю-
щими V = const. Через точку, определенную условиями па выходе
из печп, затем проведем прямую, параллельную отрезку ВС, через
точку па кривой с шгзшим V — const проведем прямую с угловым
коэффициентом dp/di, отвечающую низшему значению V таким
образом, чтобы обе прямые пересекались на половине расстояния
соседних кривых V = const. Последняя прямая dp/di при V =
= 0,00118 пересекает кривую V = 0,00118 (жидкость) при давле-
нии, которое отвечает давлению в точке начала испарения, т. е.
р = 8,95 ата. Потеря давления, обусловленная трением, следо-
вательно, равна 8,95 — 1 = 7,95 ата.
Далее вычисляем первый член уравнения (93), выражающий
динамическую потерю давления для условий на выходе из печп
(1,01 • Ю3)2 • 0,225 л ПГ7 , о л п-
Рд = ---- = 1,27• 104 кг/м2 = 1,2.1 ата.
Общую потерю давления от точки, в которой начинается испа-
рение, до выхода из печи получим путем прибавления Чъ р^ к по-
тере напора на трение
dp = 0,5 -1,27 + 7,95 + 8,6 ата.
3. Потери напора па трение в части труб, где находится только
жидкость. Эквивалентная длила 51 шт. радиационных труб
51*7 + 51- 0,078 • 60 = 595,7 ж
на выходе
испарения
Длина радиационных труб, в которых находится только жид-
кость: i па входе в радиационную секцию = 196,8, i
из радиационной секции = 337.7 ккал!кг, i в начале
(из фиг. 44) = 256 ккал/кг.
595,7 = 250,5 м.
Эквивалентная длина конвективных труб
33 • 7 + 33 • 0,078 • 60 = 385,4 м.
Скорость в трубах
и
W = —
V
Пиело Re при средней вязкости жидкости
= 0,02 кГ сек/м2.
ро г£Вн • и 0,078 • 1,01 • 103 Qnzn
Re = —=------------оде----~ 3940-
— 1/149 м/сек.
845
20 спз =
139
Высота бугорка в трубах 0,0002 .и, dBU/n = 78/0,2 = 390, f
из графика 35 = 0,041.
Потеря напора на трение из уравнения (91)
Ап = / * “2 __ п п/.л (250,5 + 385,4) • (1,01 - 103)®
АРтр ~ 1 ^H-2g.Y“ °’UИ 0,078^2-9,81.845----==
— 20 500 кг/w? = 2,05 ата.
Общие потери давления в трубах
8,6 + 2,05 = 10,65 ата,
7. 2. 2. Диаметр и высота дымовой трубы
Диаметр дымовой трубы. Выбранная скорость продуктов
сгорания 6,5 м/сек при температуре внизу дымовой трубы 400° С.
Удельный вес продуктов сгорания при этой температуре
= (1,4.13,71 + 1+0,5) -273 = 0 , 3.
Y400 0,7158 - 22,4(273-1-400) К ’
/386,8 • 20,69~
0,523 ’ 3600 Л плс;
-----5-77-- 0,905 М.
л 3,14
6~
Диаметр дымовой трубы взят 0,9 м, а действительная скорость
вверху дымовой трубы
386,8 • 20,69 п
0,523 • 3600 • 0,9» • 0,785 6’56 м^сек-
Потребная тяга дымовой трубы. Температура продуктов сго-
рания па выходе из радиационной секции = 724° С
Y724 = 0,353 кг/м?,
а) Потеря напора при прохождении через ряд радиационных
труб (6 труб с шагом s = 0,18 м) в конвективную секцию:
площадь сечения = (6-0,18 — 6-0,089) 7 = 3,82 -и2;
386,6-20,69 л Рг /
W ~ 0,353 • 3600 • 3,82 1,65 м^сек>
потеря напора — из рис. 36
Api = 0,013 кг/м? 0,01 кг/м2,
б) Потеря напора, обусловленная сужением канала —
табл. XIII, уравнение (89)
= 2,5-7 = 17,5 я?;
Fs = 3;82mz; ^=0,22.
140
|м. co = 0/12; а = 76°;
к= 1—2^ = 0,879;
Вм.с = 0,42-0,879 = 0,37;
Aps = 0,37 —~ q°o|53 = 0,018 кг/м3 = 0,02 кг/м3.
Потеря напора в конвективной секции (4 ряда по 6 труб и &
ряда по 5 труб, шаг 5 = 0,15 jk).
Средняя температура продуктов сгорания = —
- 502° С 2
Ys62 = 0,421 кг/м3.
Площадь сечения и скорость в ряду с 6 трубами
.F = (6-0,15 —6-0,039) 7 = 2,56 л*2;
. _ 386,8 - 20,69
0,421 • ЗЮО • 2,56
= 2,06 м/сек.
Площадь сечения и скорость в ряду с 5 трубами
F = (5.0,15 — 5.0,089) 7 = 2,13 м2;
_ 386,8-20,69
W 0,421 ‘3600-2,13
2,48 м/сек.
у Потеря напора па 1 ряд труб из рис. 36:
для ряда с 6 трубами: 0,024 кг/м2;
для ряда с 5 трубами: 0,033 кг/м3.
Общая потеря напора в конвективной секции
Ар3 = 0,024 - 4 + 0,033 • 3 = 0,195 0,20 кг/м2.
Потеря напора в дроссельном клапане в дымовой трубе при
отношении свободной площади к общей площади дымовой трубы
0,5, из табл. XIII:
Ем. с = 4; ip = 6,56 м/сек;
У4оо = 0,523 яг/л€3;
А , 6,56s-0,523 / / 2
Лр4 = *—2^81— = 4,60 *
Общая потеря напора, включая 3 кг/м2 разрежения, необхо-
димого у горелок,
Др = 0,01 + 0,02 + 0,20 + 4,60 + 3 = 7,83 кг/м2 = 7,8 кг/м2.
Ш
Разрежепие. обусловленное разностью удельных весов воз-
духа и продуктов сгорания в печи при общей высоте печи 6,3 м
и удельном весе воздуха 1,17, отвечающем 30° С,
\р = 6,3 (1,17 — 0,353) = 5,15 5,2 кг/м2.
Следовательно, потребная тяга дымовой трубы
7,8— 5,2 = 2,6 кг/м2.
Принимаем высоту дымовой трубы равной 10 м. Из уравнения
(99) определим падение температуры для стальной неизолирован-
ной дымовой трубы
Д« = 10 —= ^21°С.
КО,9
Средняя температура продуктов сгорания в дымовой трубе
400 —# = 390° С;
у390 = 0,523 = 0,531 кг/л?;
w = 6,56 п = 6,45 м/сек.
Тяга дымовой трубы при 30° С из уравнения (98)
Ара.т= 10 (1,17-0,531)-(1,0+ 0,044^) х =
= 4,77 = 4,8 кг/м2.
Тяга дымовой трубы больше, чем нужно, следовательно, при-
нятая высота дымовой трубы может быть оставлена.
ЛИТЕРАТУРА
1. Адельсон С. В. Технологический расчет и конструктивное
оформление нефтезаводских печей, Го стоите хи здат, М., 1952.
2. Б о л о к о н ь И. И. Аналитические основы теплового расчета
трубчатых печей. Нефтяная промышленность СССР, №2, 1941, стр. 92;.
№ 3, 1941, стр. 104.
3. Briscoe A. A., Petroleum 21, 7, 236 (1958).
4. В utho d Р., Petr. Refiner 30, 8, 77 (1951).
5. Camball О. F., Petr. Relincr, 29, 1, 1C9, (1950).
6. D о 11 A., Steinberg, Petr. Refiner 38, 1, 217 (1959).
7. Doll A., Steinberg, Petr. Relincr, 36, 12, 165 (1957).
8. Грошев M. В. Основы расчета промышленных печей. Гостех-
издат, Кпсв, 1954.
9. Н о 11 с 1 Н. С., Coher В. 8., А1СНЕ Journal, 4, 1, 3 (1958).
10. Kern D. Q., Process Heat Transfer, Me Graw-Hill (1950).
11. К г e b s Т. Ы., Ref. Engineer 30, 2, С 54 (1958).
12. Krebs Т. М., Ref. Engineer 30,' 3, С 36 (1958).
13. Lobo W. E., E v a n s J. E.. Frans. Am. Inst. Ghcm. Engrs 35,
2=743 (1939).
14. Ma ker F. L. Petr. Refiner 34, 11, 141 (1955).
15. Maxwell J. B., Data Book on Hydrocarbons, D. Van Nostrandr
New York, 1957.
16. Me. Ca г thy L. J., Chem. Eng. Progress, 52, 3, 97M (1956).
17. Mekler L. A., Petr. Engineer 28, 3, C 15 (1956); 4, C 20 (1956);
6, C 26 (1956); 8, C 26 (1956); 9, C 28 (1956).
18. Me kier L. A., Petr. Refiner 35, 9, 323 (1956).
19. M e k 1 с г L. A., F a i r a 11 R. S., Petr. Refiner 31, 6, 101 (1952);
31, 11, 128 (1952); 31, 12, 151 (1952).
20. M о г г о w R., Oil and Gas Journal Jan. 21, 88 (1957).
21. Nelson W. L. Petroleum Refinery Engineering, Me Graw-Hill,
Now York, 1958.
22. PalchikE. H., Petr. Refiner 34, 11, 161 (1955).
23. P a t t e n T. D., Brit. Cbem. Eng. 4, 12, 658 (1959).
24. R e e d R. D., Petr. Refiner 34, 11, 153 (1955).
25. Rose G. E., Born H. J., Petr. Refiner 34, 11, 155 (1955).
143
26. S с о t t R., Frans. Inst. Chem. Engrs. 28, 4 (1951).
27. TateC. C., Petr. Refiner 30, 5, 103 (1951).
28. Та у lo г P. W., Petr. Refiner 38, 3, 252 (1959).
29. T r i n к s W. Industrial Furnaces, 1952.
30. T u f t s W.. Petr. Refiner 34, 3, 180 (1955).
31. We a the г (о г d W. D., Petr. Refiner 38, 3, 181 (1959).
32. Wiese n t h a 1 P., Oil and Gas Journal, Dec. 1, 103 (1958).
33. W i Iso n, Lo bo W. E., H о t t о 1 H. C., Ind. Eng. Chem. 24,
486 (1932).
34. Wuc h ter J. J., Godfrey W. R., Petr. Refiner 34, 3t 148
^1955).
35. Лин чев с ки й В. II. Нагревательные печи, М., 1948.
АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Баланс тепловой печи, 63
---радиационной секции, 79
Ввод печи в эксплуатацию, 114
Взрыв, 43
Вязкость продуктов сгорания, 58
Газовая среда печи, 65
— — —, излучение (светимость), 65
— — —, эффективная температура,
65
Горелки инжекционные, 40
— комбинированные, 39
— со смешением в камере сгорания,
40
Детонация, 43
Длина эквивалентная, ЮЗ
Дымовая труба, 111
Закон Стефапа — Больцмана, 62
Защита труб, 44
Змеевик трубчатый, 30
«:
Избыток воздуха, 53
Излучение газов, 62
— —, графическое определение, 68,
69
— — эквивалентное, 66
— газовой среды, 65, 68
---— с поправкой на отражен-
ное излучение, 83
— пламени, 66
— поверхностей материалов, 62
— светящегося пламени, 66
— стен радиационной секции, 81
— труб, 81
Изменение эксплуатационных усло-
вий, в зависимости от количества
передаваемого тепла, 96
—-------, влияние на к. п. д., 97
—-------, — на тепловую нагруз-
ку, 96
Измерение и регулирование при
вводе в эксплуатацию, 115
— —, избыток воздуха, 50
— —, количество продукта, 46
10 Я. Котишек, В. Род.
— —, отопление газовое, 47
— —, — жидким топливом, 48
— —, температура газов, 51
— —, — на поверхности труб,
50
— —, — продукта, 46
— —, тяга, 51
Источник тепла, 65
Клапаны предохранительные, 43
Кожух защитный, 28
Количество потребляемого топлива,
64
Конструкция печи несущая, 27
К опус излучающий, 19
Корпус печи, 27
Коэффициент избытка воздуха, 53,
59
К. п. д. печи, 26, 64
---, график для определения, 123,
124
---, изменение в связи с отдавае-
мым теплом, 97
— —, — с избытком воздуха, 96
— топочной камеры, 79
Коэффициент сопротивления тре-
нием, 101, 102
— теплоотдачи вне труб, 89
— — внутри труб, 89
— — излучением газов, 91, 92, 93
— — — стен, 94
— теплопередачи суммарный, 94
— угловой взаимного излучения, 78,
81
— формы, 69, 72
---, график для определения, 71
— —, графическое определение, 69
Коэффициенты местных сопротивле -
ний, 102, 108
Нагрев газов, потери напора, 104
— жидкостей без изменения фазы,
104
— — с изменением фазы, 104
Нагрузка тепловая поверхности
труб, 26
— — — — местная, 74
145
Обеспечение безопасности работы
печи, 44
Осмотр контрольный, 117
Остаповна печи, 116
— —, устройство для остановки
печи на расстоянии, 45
Откоксовыванле тепловое, 120—
122
Отопление газовое, 34
— жидким топливом, 33
Пар промывающий, 45
Паропровод для тушепля, 45
Передача тепла в трубчатых печах,
61
Печь вертикальная плоская, 21
— — цилиндрическая, 48
— конвективная, 13
— кубовая, 15
~ — многокамерная, .17
— радиационная, 14
— радиационно-конвективная, 15
— с двухсторонним обогревом труб,
23
— — — — — с беспламенными
горелками, 25
— — — — — с длнппопламенпымп
горелками, 23
— с наклонным сводом, 17
— тина Л, 21
Поверхность отражающая, величи-
на, 7G
— —, температура, 77
— поглощающая, 68
— труб, температура максимальная,
76
-----, — средняя, 75
— —, тепловая нагрузка, 74
— эквивалентная черпая, 81
-----—, график для определения,
82
Поглощение тепла в радиационной
секции, аналитический расчет,
85
— — — — —, графическое опре-
деление, 83
Подвеска труб, 42
Подогреватель воздуха, 43
Потери напора па пути дымовых
газов, 107
— тепла через стены печи, 97, 98,
99
Потеря палора в результате мест-
ных сопротивлений, 102
— — динамического, 101
— — статического, 101, 103
— — на трение, 101
Поток тепловой по периметру трубы,
73
• — — — —, максимальное зна-
чение, 72
Предварптел ьный
влияние на
<27
подогрев воздуха_
расход топлива7
Пропаривание труб, 116, 121
Прочность при разрыве, 30
— — растяжении до предела теку-
чести, 30
Разность температур
94
средняя..
Расход воздуха,/59
Расходы эксплуатационные, 125
Расчет тепловой конвективной сек-
ции, 88
— — радиационной секции, 78
— — — —, метод Белокопя, 78
—-------—, метод Лобо-Эванса.
82
--------—. метод Me клера-Фей-
рола, 85
— — — —, эмпирические методы,
87
Регулирование автоматическое см.
измерение н регулирование
Ремонт мечи, 116
Сжигание газов с большим содержа-
нием водорода, 41
Смотровые окна, 42
Состав продуктов сгорания, 59
Степень использования тепла.
44
Стойкость против окисления, 31
Температура газов максимальная,.
79
— горения максимальная, 60
— дымовых газов, 26
— начальная системы, 79
— отражающей поверхности, 77
— на поверхностп труб, 50, 75
— футеровки, 77
— эффективная, 113
Теплоемкость средняя компонентов
продуктов сгорания, 57
Теплопроводность продуктов сгора-
ния, 59
— стен печи, 100
Теплотворность высшая, 52
— низшая, 52
Трубопровод выпускной, 45
Трубы печи, диаметр, 30
— —, длина, 30
— —, контроль при остановке, 118 г
119
— —, механическая чистка, 120
— —, ремонт, Г18
146
— —, срок эксплуатации, 30
— —, устранение кокса путем его
выжигания в трубах, 120, 121
Тяга естественная, 111
— , измерение, 51
— , искусственная, 111
-Форсунки, автоматическое регули-
рование, 48, 49
—, зажигание, 115
— с паровым или воздушным рас-
пиливанием. 37
— с распиливанием под давлением,
3G
Футеровка защищенная, 28
— незащищенная, 28
— нснодвесная, 28
— подвесная, 29
Шероховатость стен абсолютная,
101, 103
Эксплуатационные данные, 117
Ярослав Котишек, Владимир Род
Трубчатые печи в химической промышленности
Научный редактор Я. С. Глозштпейи
Перевод с чешского И. И. Иониной
Ведущий редактор Л. Я. Русакова
Технический редактор А. Б. Ящуржинская
Корректоры: И. С. Аникиьва и Г. А. Малышева
Сдано в набор 29/111 1963 г.
Подписано к печати 30/V 1963 г.
Формат бумаги бОХЭО1/^. Печ. л. 91/<- Усл. л. 9,25.
Уч.-изд. л. 10,4- Тираж 2000 <*кз. Индекс 28—4(5)—6
Гостоптехиздат. Ленин! радское отделение.
Ленинград, ул. Ломоносова, 22.
Издательский № 217- Заказ № 4 32 -
Типография «Красный Печатник».
Ленинград, Московский проспект, 91 •
Цена 88 коп.