/
Author: Тебеньков Б.П.
Tags: металлургия промышленность энергетика аэродинамика издательство металлургия термические печи методы эксплуатации
Year: 1975
Text
Б.П. ТЕБЕНЬКОВ ± РЕКУПЕРАТОРЫ ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Б П. ТЕБЕНЬКОВ
РЕКУПЕРАТОРЫ
ДЛЯ
ПРОМЫШЛЕННЫХ
ПЕЧЕН
УДК 669.041 66.042.882
УДК 669.041 66.042.882
Рекуператоры для промышленных печей. Тебеньков Б. П.
М., «Металлургия», 1975, 296 с.
Даны основные сведения по конструкциям, расчету н эксплуата-
ции рекуператоров, предназначенных для нагревательных и термиче-
ских печей металлургической и машиностроительной промышленности.
Приведены материалы по тепловой и аэродинамической характеристике
рекуператоров, полученные в результате исследований, и примеры их
расчета. Рассмотрены производственные показатели работы рекупера-
торов. Указаны наиболее эффективные методы их эксплуатации.
Книга предназначена для инженерно-технических работников пред-
приятий и проектных организаций, занимающихся расчетами, конструи-
рованием и эксплуатацией рекуператоров. Она может быть полезна
студентам металлургических, машиностроительных и энергетических
вузов. Ил. 132. Табл. 34. Список лит.: 138 назв.
www.janko.front.ru
© Издательство «Металлургия», 1975 г.
31011*—078
040(01)—75
148-75
* Книга имеет второй книготорговый индекс 30304.
ОГЛАВЛЕНИЕ Стр.
Предисловие 6
Введение ?
Основные условные обозначения 9
Раздел первый
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
ПО РЕКУПЕРАТИВНОМУ ПОДОГРЕВУ
Глава I. ПОТЕРИ ТЕПЛА С УХОДЯЩИМИ ИЗ ПРОМЫШ-
ЛЕННЫХ ПЕЧЕЙ ДЫМОВЫМИ ГАЗАМИ 11
Глава II. ВЛИЯНИЕ ПОДОГРЕВА ВОЗДУХА, ИСПОЛЬЗУЕ-
МОГО ДЛЯ СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА, НА РАБОТУ
ПЕЧЕЙ 13
1. Экономия топлива 13
2, Калориметрическая температура горения 17
3. Процессы горения . 19
4. Технологические процессы в печи 20
Гл а в а III. ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ И АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ
ОСНОВЫ РАСЧЕТА РЕКУПЕРАТОРОВ 21
1. Степень использования тепла дымовых газов 21
2. Классификация рекуператоров по схеме движения в них
дымовых газов и воздуха 23
3. Тепловой расчет рекуператора 25
4. Аэродинамические сопротивления 41
Глава IV. РАБОТА ПРИБОРОВ ДЛЯ СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА
НА ПОДОГРЕТОМ ВОЗДУХЕ (ИЛИ ГАЗЕ) 46
1. Газовое топливо 46
2. Жидкое топливо 49
Глава V. ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ РЕ-
КУПЕРАТОРОВ 52
Раздел второй
МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
Глава VI. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ 55
1. История развития конструкции металлических реку-
ператоров 55
2. Конструкция теплопередающей поверхности. 57
1*
3
Глава VII. КОНВЕКТИВНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ ИЗ ЧУГУН- НЫХ ТРУБ 61
1. Конструкция рекуператоров 61
2. Газоплотность игольчатых рекуператоров 68
3. Исследование игольчатых рекуператоров и данные
для нх расчета 69
4. Данные производственной эксплуатации игольчатых
рекуператоров 75
5. Расчет игольчатых рекуператоров 76
6. Пример расчета игольчатого рекуператора 77
7. Некоторые особенности монтажа игольчатых рекупе-
раторов 82
Глава VIII. ЧУГУННО-СТАЛЬНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ (ТЕРМО-
БЛОКИ) 84
1. Основные данные и конструкции термоблоков 84
2. Исследования термоблоков .87
3. Результаты производственной эксплуатации термо-
блоков 90
4. Расчет рекуператоров типа термоблок 91
5. Пример расчета термоблока •91
Глава IX. КОНВЕКТИВНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ ИЗ ГЛАД-
КИХ СТАЛЬНЫХ ТРУБ 98
1. Основные данные и конструкции стальных гладко-
трубных конвективных рекуператоров 98
2. Данные производственной эксплуатации трубчатых
конвективных рекуператоров 111
3. Общие данные по расчету рекуператоров из гладких
стальных труб 115
4. Пример расчета рекуператора из гладких стальных
труб 115
Глава X. РАДИАЦИОННЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 123
1. Основные данные 123
2. Конструкции радиационных рекуператоров 127
3. Исследования радиационных рекуператоров 142
4. Общие данные по расчету радиационных рекупера-
торов 153
5. Примеры расчетов радиационных рекуператоров Г58
Глава XI. КОМБИНИРОВАННЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 171
1. Конструкции радиационно-конвективных комбиниро-
ванных рекуператоров 172
2. Конструкции конвективных комбинированных реку-
ператоров 176
3. Расчет комбинированных рекуператоров 179
Глава XII. МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ ДРУГИХ
ТИПОВ 180
Глава XIII. ПОДОГРЕВ ГАЗА В РЕКУПЕРАТОРАХ 185
Глава XIV. МЕТАЛЛ ДЛЯ РЕКУПЕРАТОРОВ 186
Глава XV. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОЙ РАБОТЫ РЕКУ-
ПЕРАТОРНОЙ УСТАНОВКИ 193
1. Установление исходных параметров для расчета реку-
ператоров 194
2. Аэродинамические условия 196
4
3. Тепловые условия 204
4. Температурные расширения 217
5. Теплогидравлическое регулирование 220
6. Засорение рекуператоров 221
7 Установка рекуператоров 225
Глава Глава XVI СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ДАННЫЕ И РЕКОМЕНДА- ЦИИ ПО ВЫБОРУ ТИПА МЕТАЛЛИЧЕСКОГО РЕКУПЕРАТОРА XVII. ЭКСПЛУАТАЦИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РЕКУПЕРА- ТОРОВ 230 239
Раздел третий
КЕРАМИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
Глава XVIII. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ 244
Глава XIX. ШАМОТНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 246
1. Рекуператоры из трубчатых шамотных элементов 246
2. Рекуператоры из шамотных блоков (камней) 250
3. Практика эксплуатации шамотных рекуператоров 253
Глава XX. КАРБОРУНДОВЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 257
Глава XXI. КОРУНДОВЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 258
Глава XXII. СИТАЛЛОВЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 259
Глава XXIII. РАСЧЕТ КЕРАМИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ 262
Глава XXIV. КЕРАМИКО-МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ 263
Раздел четвертый
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ РЕКУПЕРАТОРОВ
Глава XXV. ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ 265
Глава XXVI. КОНСТРУКЦИЯ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИИ 266
Раздел пятый
ЭКОНОМИКА ПРИМЕНЕНИЯ РЕКУПЕРАТОРОВ
Глава XXVII. СТОИМОСТЬ РЕКУПЕРАТОРНОЙ УСТАНОВКИ 274
Глава XXVIII. САМООКУПАЕМОСТЬ РЕКУПЕРАТОРНОЙ
УСТАНОВКИ 275
Приложения 278
Список литературы 286
Предметный указатель 291
ПРЕДИСЛОВИЕ
Директивами XXIV съезда КПСС поставлена задача снижения
на 7—10% в текущем пятилетии норм расхода топлива на единицу
вырабатываемой продукции, что делает еще более актуальной
проблему расширения применения рекуператоров.
За время, прошедшее после выхода в свет третьего издания
этой книги, достигнуты новые успехи в развитии конструкций
рекуператоров для промышленных печей, исследовании работы
рекуператоров и уточнении методов их расчета, а также накоплен
опыт эксплуатации разных типов рекуператоров. Ряд исследова-
ний выполнен автором совместно с работниками проектных и
научно-исследовательских организаций (институтов «Теплопроект»
и «Гинцветмет») и заводов (ЭЗТМ).
Следует отметить, что за последнее время существенно измени-
лись и конструкции внедряемых в промышленности рекуперато-
ров. В СССР и за рубежом значительно расширилось применение
радиационных рекуператоров не только для высокотемпературного
подогрева воздуха, но и для тех целей, для которых раньше при-
меняли конвективные рекуператоры.
В связи с этим в данном издании книги почти полностью пере-
работан и значительно расширен материал по радиационным
рекуператорам в результате существенного сокращения мате-
риала, посвященного чугунным игольчатым рекуператорам и тер-
моблокам.
Обновлен материал книги, посвященный керамическим реку-
ператорам, в связи с тем, что опять начали находить применение
карборундовые рекуператоры и появились новые типы керами-
ческих рекуператоров — корундовые и ситалловые.
В книгу включен также ряд материалов из практики эксплуата-
ции рекуператоров в ЧССР.
Остальные разделы книги были переработаны в соответствии
с появлением в нашей и зарубежной печати новых материалов по
рекуператорам.
Автор считает своим долгом выразить благодарность рецен-
зенту канд. техн, наук Раменской Е. С. за ценные замечания,
способствовавшие улучшению содержания книги.
ВВЕДЕНИЕ
Нагревательные и термические печи металлургической и ма-
шиностроительной промышленности являются одними из основ-
ных потребителей топлива в стране, причем в них, как правило,
расходуют наиболее ценные сорта топлива: мазут и газ. В подав-
ляющем большинстве случаев промышленные печи работают
с весьма низким термическим к. п. д., величина которого в произ-
водственных условиях чаще всего не превышает 20—30%, т. е.
в 3—4 раза ниже, чем, например, к. п. д. современных парокотель-
ных установок. Низкий термический к. п. д. промышленных печей
обусловливается в основном очень большими потерями тепла с от-
ходящими дымовыми газами, достигающими иногда 50—65%
от количества тепла, подведенного в печь.
Лучшим методом повышения термического к. п. д. печей,
а следовательно, и экономии топлива является возврат в печь
части тепла, содержащегося в отходящих дымовых газах, подогре-
вом в рекуператорах воздуха, используемого для горения топлива,
а также подогревом горючего газа.
Подогрев воздуха не только обеспечивает экономию топлива,
по и повышает температуру продуктов сгорания топлива, что спо-
собствует ускорению процессов нагрева металла в печах и делает
возможным применение новых способов нагрева металла—скорост-
ного, безокислительного, открытым пламенем и др. Печи, пред-
назначенные для работы при высокой температуре рабочего про-
странства и требующие применения высококалорийного топлива,
при установке рекуператоров могут работать на менее качествен-
ном (местном) топливе без снижения производительности и ухуд-
шения технологических условий нагрева.
В промышленности применяют керамические и металлические
рекуператоры, причем последние имеют ряд существенных пре-
имуществ перед керамическими и их внедряют в промышленность
все в больших масштабах.
Если за последние 10—15 лет почти ничего нового не сделано
для усовершенствования керамических рекуператоров, то за этот
же период проведены большие работы по конструированию и иссле-
дованию металлических рекуператоров новых типов и освоению йх
серийного производства на заводах. Сейчас используют много
различных металлических рекуператоров на промышленных печах:
игольчатых, термоблоков, трубчатых, радиационных и др.
7
Область применения керамических рекуператоров сужается.
Их применяют в настоящее время в основном только в тех случаях,
когда по условиям технологии нагрева необходим надежный подо-
грев воздуха свыше 600—700° С, так как применение в этом случае
металлических рекуператоров из жаропрочной и окалиностойкой
стали может оказаться неэкономичным.
В книге описаны применяемые в настоящее время на печах
в основном металлургической и машиностроительной промышлен-
ности конструкции рекуператоров, приведены данные для расчета
и рекомендации по правильному их конструированию и монтажу,
указаны методы наиболее эффективной эксплуатации рекупера-
торов.
Чтобы облегчить практическое использование материала, при-
веденного в книге, даны примеры расчетов рекуператоров наи-
более распространенных типов, а описание конструкций в ряде
Случаев иллюстрировано рисунками наиболее важных узлов реку-
ператоров.
Все единицы измерения приведены как в Международной
системе единиц (СИ), так и в старой системе.
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
L — длина канала, м;
d — гидравлический (приведенный или эквивалентный) диаметр, м;
$эф — эффективная толщина излучающего слоя, м;
(5 — толщина стенки рекуператора, м;
F—поверхность нагрева рекуператора, м2;
FB — действительная поверхность нагрева рекуператора на воздушной
стороне, м2;
Рл — действительная поверхность нагрева рекуператора на стороне
дымовых газов, м2;
/ — площадь поперечного (потоку газа) сечения канала, м2;
у — удельный вес газа, Н/м3 (кгс/м3);
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
а — коэффициент температуропроводности, м2/ч;
и. — коэффициент трения газа о стенки;
£ — коэффициент сопротивления;
Vn — объем воздуха, м3/ч (м3/с);
Ед — объем дымовых газов, м3/ч (м3/с);
п— коэффициент избытка воздуха;
QP — теплота сгорания топлива, кДж/кг (ккал/кг); кДж/м3 (ккал/м3);
Пп11р — пирометрический коэффициент печи;
сп—теплоемкость воздуха, кДж/(м3»°С) [ккал/(м3-°C)];
сд — теплоемкость дымовых газов, кДж/(м3-°С) [ккал/(м3-°C) ];
qB— энтальпия воздуха перед входом в рекуператор, Вт (ккал/ч);
qB— энтальпия воздуха при выходе из рекуператора, Вт (ккал/ч);
рд — энтальпия дымовых газов перед входом в рекуператор, Вт (ккал/ч);
<7Д — энтальпия дымовых газов при выходе из рекуператора, Вт (ккал/ч);
/д — температура уходящих из печи дымовых газов, °C;
tB—температура воздуха при входе в рекуператор, °C;
tB — температура воздуха при выходе из рекуператора, °C;
/д— температура дымовых газов при входе в рекуператор, °C;
/д—температура дымовых газов при выходе из рекуператора, °C;
/ст — температура стенки рекуператора, °C;
Т — абсолютная температура газового потока, °К;
тСр — средняя логарифмическая разность температур, °C;
К — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-°С) [ккал/(м2 ч-°С) ];
А, — коэффициент теплопроводности, Вт/(м- С) [ккал/(.м-ч-°C) ];
а. — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-°С) [ккал/(м2 ч-°С)1;
ав — коэффициент теплоотдачи от стенки рекуператора к нагреваемому
воздуху (или газу), Вт/(м2 °C) [ккал/(м2-ч-°С) ];
«д — коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке рекуператора,
Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч °C)];
яд°Н— коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке рекуператора
конвекцией, Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч °C)];
9
адУЧ— коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке рекуператора
излучением, Вт/(м2 °C) (ккал/(м2 ч-°С) ];
t’CQ — степень черноты излучения СО2;
ен Q — степень черноты излучения водяных паров;
рсог — парциальное давление СО2, ат;
рн о — парциальное давление водяных паров, ат;
tca — скорость движения воздуха, м/с;
шд — скорость движения дымовых газов, м/с;
ftTp — потеря давления от трения газа о стенки канала, Н/м3 (мм вод. ст.);
/гм — потеря давления на местные сопротивления, Н/мг (мм вод. ст.);
йгеом — геометрический напор, Н/м2 (мм вод. ст.);
g — ускорение силы тяжести, м/с2;
Re — критерий
Nu — критерий
Рг — критерий
Рейнольдса ( Re =
\ v
.. ( л, \
Нуссельта \Nu = -j-\,
Прандтля ^Рг =
Примечание. Объемы и скорости дымовых газов и воздуха даны в книге при
нормальных условиях 0° С и 760 мм рт. ст. Отклонения от этих условий оговорены з каж-
дом случае.
Раздел первый
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
ПО РЕКУПЕРАТИВНОМУ ПОДОГРЕВУ
Глава I
ПОТЕРИ ТЕПЛА С УХОДЯЩИМИ
ИЗ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПЕЧЕЙ ДЫМОВЫМИ
ГАЗАМИ
Промышленные печи являются агрегатами, использующими
в большинстве случаев тепло высокотемпературного потенциала.
В термических печах температура металла, нагреваемого для тер-
мической обработки, составляет 800—1000е С (за исключением
отпускных печей), а температура дымовых газов в рабочем про-
странстве печи 850—1100° С. В нагревательных печах конечная
температура нагреваемого перед прокаткой, ковкой и штамповкой
металла колеблется от 1100 до 1250° С, а дымовых газов в рабочем
пространстве печей — от 1200 до 1450° С. Температура уходящих
из печей камерного типа дымовых газов приближается к конечной
температуре нагрева металла, за исключением газов печей периоди-
ческого (по температуре) действия. В печах методического (по
ходу дымовых газов) действия, где нагревающийся металл дви-
жется навстречу охлаждающимся дымовым газам, температура
уходящих дымовых газов несколько ниже приведенной, но со-
ставляет все же для термических методических (проходных)
печей примерно 500—700° С и для нагревательных методических
печей — примерно 700—1100° С.
В общих чертах тепловая работа промышленных печей наибо-
лее распространенных типов может быть охарактеризована вели-
чиной потерь тепла с уходящими из печей дымовыми газами в виде
физической теплоты дымовых газов, которую можно определить
по формуле
9д=ЕдСд/ц Вт.(ккал/ч), (1)
где Ед — объем дымовых газов, уходящих из печи, м3/ч;
сА — объемная теплоемкость газов, кДж/(м3-°С)
[ккал/(м®-°С) ];
ta — температура уходящих газов, °C.
Как следует из формулы (1), потери тепла с уходящими дымо-
выми газами могут быть уменьшены путем сокращения их объема
11
й снижения температуры. Объем дымовых газов может быть умень-
шен в результате снижения коэффициента избытка воздуха при
сжигании топлива и уменьшения подсоса воздуха в рабочее про-
странство печи из окружающей атмосферы через неплотности две-
рей, окон и т. д. Температуру уходящих из печей дымовых газов
снижают чаще всего путем использования их для предваритель-
ного подогрева металла (методические печи). Теоретически при
этом способе можно значительно понизить температуру уходящих
дымовых газов. Однако увеличение при этом степени использова-
ния теплоты, содержащейся в дымовых газах, ведет к значитель-
ному возрастанию капитальных, а также эксплуатационных
затрат на печи. Поэтому устанавливают температурный (доста-
точно высокий) предел, ниже которого уменьшать температуру
дымовых газов нецелесообразно (см. табл. 1).
Таблица
ТЕПЛОВАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОМЫШЛЕННЫХ
ПЕЧЕЙ, НАИБОЛЕЕ ШИРОКО ПРИМЕНЯЕМЫХ
В МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОЙ И МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ
ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Типы печей Температура в рабочем пространст- ве, °C Полсзп исполь- зуемое тепло, % Средняя температура уходящих дымовых газов, °C Потери с уходя- щими дымовыми газами, %
Нагревательные колодцы 1300—1400 20—30 1250—1350 55—60
Методические прокатные печи 1300—1450 30-40 700—1100 30-45
Кузнечные камерные печи 1300—1450 10—15 1100—1200 55—65
Термические камерные печи 850—1100 15—20 800—950 35—50
Термические проходные (мето- дические печи) 850—1000 25-35 500—700 25—35
Кроме потерь тепла в виде физической теплоты уходящих ды-
мовых газов, более или менее значительные количества тепла
теряются от химической неполноты сгорания, когда в уходящих
дымовых газах содержатся горючие вещества — в основном окись
углерода. Особенно велики бывают эти потери при отоплении печей
бедным (низкокалорийным) газом.
При теоретическом количестве воздуха наличие в составе
сухих дымовых газов 1% СО или 1% Н2 приводит в зависимости
от вида топлива к потерям, составляющим 2,5—5,0% тепла (в про-
центах от высшей теплоты сгорания топлива) (11.
12
Глава II
ВЛИЯНИЕ ПОДОГРЕВА ВОЗДУХА, ИСПОЛЬЗУЕМОГО
ДЛЯ СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА, НА РАБОТУ ПЕЧЕЙ
ЭКОНОМИЯ ТОПЛИВА
Если воздух, нагреваемый в рекуператоре, подают для сжи-
гания топлива в печи, то физическое тепло воздуха вносится
в печь, в результате чего уменьшается расход топлива.
Величину экономии топлива в зависимости от его теплоты сго-
рания и различных температурных условий работы печи и рекупе-
ратора можно определить по следующей формуле:
100
Р = Т)----, (2)
ч
где Р — экономия топлива, % по отношению к расходу топлива
при работе печи без подогрева воздуха;
ix — энтальпия 1 м3 дымовых газов в топке (численное зна-
чение величины й можно получить путем деления теплоты
сгорания топлива на количество дымовых газов, полу-
чающихся при сжигании 1 кг жидкого топлива или в слу-
чае сжигания газа 1 м3 газа), кДж/м3 (ккал/м3);
i2 — энтальпия 1 м3 дымовых газов по выходе из печи, кДж/м3
(ккал/м3);
т] — отношение энтальпии подогретого воздуха к энтальпии
уходящих из печи дымовых газов.
Эта формула выведена на основании сопоставления тепловых
балансов печей с рекуператором и без рекуператора.
Величину 1] называют также степенью рекуперации тепла.
Ее получают из следующего выражения:
где Ln и Vn — соответственно объемы воздуха и дымовых газов,
приходящиеся на I кг жидкого топлива или на
1 мэ газообразного топлива;
гв и 1д — энтальпии 1 м3 нагретого воздуха, поступающего
в печь, и 1 м3 дымовых газов, покидающих её.
Ln fiLo (4)
и
Vn = Уо 4- Lo (п - 1), (5)
13
где Lo и Vo — соответственно теоретические объемы воздуха и
дымовых газов (м3/кг или м3/м3);
п — коэффициент избытка воздуха.
Для приближенных расчетов величины теоретического объема
воздуха и объемов дымовых газов для различных видов топлива
могут быть выбраны по табл. IV приложений.
Формулу (2) можно представить в другом виде, при котором
физический смысл ее становится более ясным:
Р = -—^-•
(6)
где — теплота сгорания топлива, кДж/м3 (ккал/м3) [кДж/кг
(ккал/кг) 1;
/в — энтальпия подогретого воздуха, отнесенная к единице
объема или массы топлива, кДж/м3 (ккал/м3) [кДж/кг
(ккал/кг)];
/д — энтальпия дымовых газов, уходящих из печи, отнесен-
ная к единице объема или массы топлива, кДж/м3
(ккал/м3) [кДж/кг (ккал/кг)].
На рис. 1 и 2 изображены графики экономии топлива, получае-
мой при подогреве воздуха в рекуператорах в случае отопления
наиболее часто применяе-
мыми в настоящее время в
промышленных печах видами
топлива — природным газом
и мазутом. Как показывают
графики, при подогреве воз-
Температура подогрева боодула, 9С
Рис. 1. Экономия топлива „при подогреве воз-
духа в печах, отапливаемых природным газом.
Qh == 35 600 кДж/м3 (8500 ккал/м3), при коэф-
фициенте избытка воздуха п = 1,1 в зависи-
мости от температуры уходящих из печи ды-
мовых газов
духа до 300—350° С, кото-
рый можно осуществить в ре-
куператорах обычного типа,
экономия топлива в нагрева-
тельных печах (7Д 1200° С)
при отоплении их газом и
мазутом достигает 20—25%.
В термических камерных пе-
чах при подогреве воздуха
до 300—350° С получают эко-
номию топлива 15—20%.
С уменьшением теплоты
сгорания топлива величина
экономии топлива возра-
стает, что указывает на особую ценность подогрева воздуха при
использовании такого топлива.
Следует обратить внимание также на то, что каждая единица
тепла (1 дж или 1 ккал), вносимая с подогретым воздухом, идущим
для сжигания топлива, более ценна, чем единица тепла, получен-
ная от горения топлива, так как нужно учесть, что единица тепла,
14
получаемая в печи от горения топлива, только частично исполь-
зуется в ее рабочем пространстве; другая часть уходит с дымовыми
газами. Единица же тепла, содержащаяся в подогретом воздухе
(газе), полностью исполь-
зуется в рабочем прост-
ранстве печи, так как при
этом не увеличиваются ни
объем отходящих дымовых
газов, ни их температура.
По тепловому балансу
подогрев садки дает эко-
номию топлива в резуль-
тате уменьшения только рас-
ходной части баланса, в то
время как подогрев воздуха
наряду с уменьшением рас-
ходной части одновременно
переводит это же тепло в
приходную часть, что значи-
тельно увеличивает эконо-
мию топлива.
Топливный эквивалент
единицы тепла, содержаще-
гося в подогретом воздухе,
формуле [2];.
lennepamypa подогрева воздуха, "С
Рис. 2. Экономия топлива при подогреве воз-
духа в печах, отапливаемых мазутом, Q? =
= 4 100 кДж/м3 (9600 ккал/м3), при коэффи-
циенте избытка воздуха/: = 1,2 в зависимости
от температуры уходящих из печи дымовых
газов
может быть определен по следующей
тэ=
р
а>)
(7)
где Тэ — число джоулей (калорий) топлива, заменяемых 1 Дж
(1 ккал) тепла, вносимого горячим воздухом;
Р — экономия топлива, определяемая по формуле (2), %;
а — суммарные потери тепла с уходящими из печи дымовыми
газами (физическое и потенциальное химическое тепло
дымовых газов), %',
1]—степень рекуперации тепла [по формуле (3)].
Пример. Камерную кузнечную нагревательную печь отапливают природ-
ным газом с QP = 35 600 кДж/м3 (8500 ккал/м3), который сжигают с коэффициен-
том избытка воздуха п = 1,1. Температура уходящих из рабочего пространства
печи дымовых газов /д = 1200° С. Установлен рекуператор, в котором воздух
подогревают до 300° С. По табл. IV приложений Lo = 9,40 м3/м3 и Уо =
10,40 л<*/м3, отсюда Ln -- Lo n= 9,40-1,1 = 10,34 м3/м3 и
Vn = Vo + Lo (п — 1) = 10,40 + 9,40 (1,1 - 1,0) = 11,34 м3/м3,
Начальная энтальпия дымовых газов
. _ 35 600
11,34
= 3120
кДж/м3.
15
Энтальпия уходящих из печи дымовых газов
(2 = tn-Сц— 1200-1,55 = 1860 кДж/м3,
где сд — удельная объемная теплоемкость дымовых газов, по табл. I приложений
равная 1,55 кДж/(мэ-°С).
Отношение = 0,596 или а =59,6%. Степень рекуперации
__ 10,34-300 1,3
Vnit 11,34-1860 ~U’ 9 '
тепла
„ ^П^В^В
Vnt^
Температура подогрева
воздуха, °C
Рис. 3. Экономия топлива при подо-
греве воздуха в печах, отапливаемых
мазутом, при различных коэффициен-
тах избытка воздуха и температурах
отходящих из печи дымовых газов /д ,
равных 800 и 1400° С
I приложений.
Экономия топлива по формуле (2)
-4^-ЮО
Р = 1]--------------=
1-> (1-11)
ч
0,596-100
~U’ 9 1 —0,596 (1 — 0,191)
= 22,0%.
Топливный эквивалент единицы тепла,
содержащегося в подогретом воздухе, по
формуле (7)
Таким образом, в данном случае еди-
ница тепла подогретого воздуха заменяет
почти 2 единицы тепла, получаемого при
горении топлива.
Графики, изображенные на
рис. 1 и 2, построены для наиболее
часто встречающихся коэффициен-
тов избытка воздуха при его по-
догреве, а именно: для природ-
ного газа /г = 1,1 и для мазута
п 1,2. Если горелочные и то-
почные устройства работают менее
совершенно с большими коэффи-
циентами избытка воздуха, то
значение подогрева воздуха зна-
чительно возрастает, так как эко-
номия топлива при увеличении коэффициента избытка воздуха
резко повышается. На рис. 3 показано изменение экономии топлива
при сжигании мазута с различными коэффициентами избытка
воздуха. Так, при подогреве воздуха до 350° С и увеличении
коэффициента избытка воздуха на 20% (от п — 1,0 до п = 1,2)
экономия топлива возрастает в термической камерной печи (/д
800° С) на 5%, или на 33% от первоначальной величины эко-
номии, и в камерной высокотемпературной печи (/д 1400° С) —
на 14%, или на 62% от первоначальной величины экономии.
Следует отметить, что практически экономия, полученная при
подогреве воздуха, несколько выше, чем определяемая по фор-
муле (2), так как при определении по этой формуле не учитывают
ряд явлений, сопровождающих применение подогретого воздуха,
например улучшение качества горения топлива, снижение содер-
жания окиси углерода в отходящих дымовых газах, а также по-
вышение производительности печи.
КАЛОРИМЕТРИЧЕСКАЯ ТЕМПЕРАТУРА ГОРЕНИЯ
В ряде случаев, например в печах скоростного нагрева, без-
окислительного нагрева стали открытым пламенем, а также при
применении в обычных нагревательных печах низкокалорийного
газа, основной целью установки рекуператоров может быть не
экономия топлива, а повышение температуры его горения.
Калориметрическую температуру горения топлива при наи-
более часто встречающихся в производственной практике случаях
подогрева воздуха можно определить по следующей формуле:
Qh 4' ,l^0Cn п сг' /о\
% =----77---- («)
Г (Кд
где Qh — теплота сгорания топлива, кДж/кг (ккал/кг) [кДж/м3
(ккал/м3) ];
п — коэффициент избытка воздуха в топке или горелке;
А0 — теоретический объем воздуха, м3/кг (м3/м3);
св — средняя удельная объемная теплоемкость воздуха,
кДж/(м3 • °C) [ккал/м3• °C);
/„ — температура воздуха, поступающего в топку или го-
релку;
Ко — объем продуктов сгорания, получающихся из 1 м3
или 1 кг топлива;
сд — средняя удельная объемная теплоемкость дымовых га-
зов (для определения сд величину tK нужно предвари-
тельно ориентировочно принять).
Из формулы (8) следует, что с увеличением температуры подо-
грева воздуха калориметрическая температура горения топлива
возрастает, но на величину, значительно меньшую.
Для повышения калориметрической температуры горения
подогрев воздуха более эффективен для высококалорийного,
чем для низкокалорийного топлива (табл. 2).
Это явление можно объяснить, анализируя формулу (8), где
объем воздуха, идущий для горения топлива, входит в числитель
? Б. П. Тебеньк оцифровано 02.09.10 р. д
www.janko.front.ru
правой части уравнения, а объем дымовых газов — в знаменатель-
С увеличением же теплоты сгорания газа относительный объем
воздуха (а следовательно, и тепло, вносимое подогретым воздухом)
увеличивается, а относительный объем дымовых газов умень-
шается (табл. 3).
Таблица 2
КАЛОРИМЕТРИЧЕСКАЯ ТЕМПЕРАТУРА
СГОРАНИЯ ТОПЛИВА, °C,
ПРИ ПОДОГРЕВЕ ВОЗДУХА ОТ О
ДО 800° С (при сжигании жидкого топлива
коэффициент избытка воздуха
равен 1,2, газа 1.1)
Таблица 3
ОБЪЕМ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ
И ОБЪЕМ ВОЗДУХА,
ПРИХОДЯЩИЕСЯ НА 4187 кДж,
ИЛИ НА 1000 ккал ТЕПЛОТЫ
СГОРАНИЯ ГАЗА
(при п = 1,1)
Топливо Калориметрическая температура при температуре воздуха. °C
0 200 400 600 800
Мазут 1815 1950 2080 2210 2335
Генераторный газ 1765 1875 1980 2080 2180
Коксовый газ 1915 2015 2120 2225 2330
Природный газ 1960 2065 2180 2295 2410
Сжиженный газ 1970 2090 2210 2330 2450
Теплота сгорания пР кДж/м3 (ккал/м3) Объем дымовых га- зов , м3 Объем воздуха. Отношение объема воздуха к объему дымовых газов
4 187 (1000) 1,8 0,95 0,53
6 280 (1500) 1,47 0,96 0,65
8 374 (2000) 1.31 0,97 0,74
16 748 (4000) 1,30 1,13 0,87
25 122 (6000) 1,29 1,15 0,89
33 500 (8000) 1,28 1,17 0,91
Известно, что получить в рабочем пространстве печи темпе-
ратуру, равную калориметрической температуре (/к) сгорания
топлива, практически невозможно, так как во время горения па-
раллельно с тепловыделением происходит и отдача тепла излуче-
нием и конвекцией нагреваемому материалу, а также в окру-
жающую среду. В печи практически устанавливается температура
(^практ)> которая значительно меньше калориметрической.
Отношение практической температуры в печи к расчетной
калориметрической температуре горения топлива принято назы-
вать пирометрическим коэффициентом печи т]пир:
^практ
11пир /
(9)
Величина т]пир не остается постоянной для данной печи и дан-
ного топлива; она уменьшается при увеличении производитель-
ности печи или при возрастании потерь рабочим пространством
(износ футеровки, увеличение газопроницаемости кладки, уве-
личение степени выбивания пламени и т. д.).
В зависимости от конструкции и размеров печей, типа устройств
для сжигания топлива и других факторов величина пирометриче?
ского коэффициента для нагревательных печей составляет 0,65—
0,75 [3].
При использовании высококалорийного топлива и высокой тем-
пературы подогрева воздуха температура факела горения сильно
возрастает, что может привести к перегреву металла и более бы-
строму выходу из строя огнеупорной кладки. В этом случае не-
обходимо принимать меры по снижению вредного действия высоко-
температурного факела (удлинение процессов горения во времени,
увеличение прямой отдачи топки, увеличение рециркуляции дымо-
вых газов в рабочем пространстве печи и т. д.).
3. ПРОЦЕССЫ ГОРЕНИЯ
Скорость процессов горения, как и других химических реакций»
зависит от ряда факторов (состава топлива, концентрации отдель-
ных его составляющих и т. д.). Одним из основных таких факторов
является температура реагирующих веществ.
Так как горючая смесь газа и воздуха должна нагреться до
температуры воспламенения, то предварительный подогрев воз-
духа (и газа) сокращает время подъема температуры газо-воздуш-
ной смеси и увеличивает ее скорость горения.
На рис. 4 показано изменение скорости горения газо-воздуш-
ных смесей различных промышленных газов при распространении
пламени в зажженной газо-воздушной смеси [4].
Следует иметь в виду, что если газо-воздушная смесь вытекает
из трубки и скорость истечения ее будет меньше скорости распро-
странения горения, то горение переместится в трубку и в ней про-
изойдет хлопок или взрыв (обратный проскок пламени). Обычно
скорости истечения газо-воздушных смесей в промышленных
горелках принимают равными не менее 10 м/с, чтобы исключить
возможность хлопка.
Применение подогретого воздуха (и газа) в пламенных горелках
низкого давления и в мазутных форсунках в результате улучше-
ния условий воспламенения топлива и ускорения реакции горения
ведет к сокращению длины факела и дает возможность работать
с меньшими коэффициентами избытка воздуха, что в свою очередь
обусловливает дополнительную экономию топлива, так как сокра-
щаются потери физического и химического тепла с уходящими из
печей дымовыми газами.
Следует обратить особое внимание на большую актуальность
подогрева воздуха при применении в печах природного газа, для
которого характерным является малая скорость распространения
пламени (около 0,7 м/с) и весьма узкий предел воспламеняемости,
ограниченный содержанием газа в смеси с воздухом примерно
от 5 до 15%. С увеличением температуры газо-воздушной смеси,
что достигается подогревом воздуха (подогревать газ большей
частью нецелесообразно ввиду малого объема его по сравнению
19
углах
* в
где
дымовых газов, поступающих в рекуператор. В этом случае сте-
пень использования тепла отходящих дымовых газов можно
определить из следующего соотношения:
1т( т
—- = (’°)
Гм <д
— максимальная энтальпия воздуха, идущего на
сжигание топлива, кДж/кг (ккал/кг) [кДж/м3
(ккал/м3)];
утах — энтальпия дымовых газов перед рекуператором,
кДж/кг (ккал/кг) [кДж/м3 (ккал/м3)];
Ln и Vn — соответственно объемы воздуха и дымовых газов
при сжигании 1 кг (1 м3) топлива, м3/кг (м3/м3);
iB — энтальпия 1 м3 воздуха при температуре /д
(^ — температура дымовых газов перед реку-
ператором), кДж/м3 (ккал/м3);
(д — энтальпия 1 м3 дымовых газов при температуре
/д, кДж/м3 (ккал/м3).
Так как в интервале температур, при которых подогревается
воздух, 1в/1д = 0,94 4-0,96 (при fB = Q, а отношение LniVn
для высококалорийных топлив (мазут, природный газ) составляет
0,90—0,98 и для низкокалорийных топлив (доменный газ, генера-
торный газ) 0,55—0,65, то соотношение (10) можно представить
в следующем виде:
для высококалорийных топлив
А—= 0,85-и 0,95; (И)
углах ’ ’ ’ ' '
1 д
для низкокалорийных топлив
/max
= 0,5 -4-0,6. (12)
углах ’ ’ ' '
'д
На основании соотношений (11) и (12) можно сделать следу-
ющие выводы:
а) при низкокалорийном топливе значительно меньшая часть
тепла, содержащегося в дымовых газах, может быть использована
для нагрева воздуха, подаваемого в топку печи, чем часть тепла
при высококалорийном топливе;
б) при одной и той же конечной температуре нагрева воздуха
и одинаковой температуре дымовых газов перед рекуператором
температура уходящих из рекуператора дымовых газов при высо-
кокалорийном топливе ниже, чем при низкокалорийном (если
подогревается весь воздух, идущий на горение топлива); .
22
в) при низкокалорийном газе вполне возможен одновременный
параллельный подогрев воздуха и газа до температуры, прибли-
жающейся к температуре дымовых газов перед рекуператором,
тогда как при высококалорийном газе предельная температура та-
кого совмещенного подогрева будет ниже.
Таким образом, рассматривая только теплотехническую сто-
рону вопроса одновременного подогрева газа и воздуха в рекупе-
раторах при отоплении печей высококалорийным газом, следует
устанавливать последовательно воздушный и газовый рекупера-
торы (газовый за воздушным для использования тепла отходящих
из воздушного рекуператора дымовых газов), а при отоплении пе-
чей низкокалорийным газом газовый и воздушный рекуператоры
нужно устанавливать параллельно. Это как раз согласуется и
с технологическими требованиями, так как для повышения пиро-
метрического эффекта на печах, отапливаемых низкокалорийным
газом, требуется подогревать его до более высокой температуры
(одновременно с подогревом воздуха).
2. КЛАССИФИКАЦИЯ РЕКУПЕРАТОРОВ ПО СХЕМЕ
ДВИЖЕНИЯ В НИХ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ И ВОЗДУХА
В рекуператорах передача тепла происходит через стенку,
по одну сторону которой движутся дымовые газы, а по другую —
нагреваемые воздух или газ.
Если направления токов воздуха и дымовых газов в рекупе-
раторе параллельны, то рекуператор называют прямоточным;
если эти направления противоположны, то рекуператор называют
Рис. 6. Схема движения дымовых газов и воздуха в рекуператоре:
а — прямоток; б — противоток; в — перекрестный ток; 1 — дымовые
газы; 2 — воздух
противоточным. Если направления движения воздуха и дымовых
газов взаимно перпендикулярны, то рекуператор называют реку-
ператором с перекрестным движением газовых сред (рис. 6).
Кроме этих элементарных схем, на практике обычно встре-
чаются более сложные схемы движения воздуха и дымовых газов,
представляющие комбинации перекрестного тока с противотоком
или прямотоком. Схемы распределения температур в рекуперато-
рах с прямотоком, противотоком и перекрестным противотоком
Показаны на рис. 7 и 8. Перекрестному току свойственны промежу-
23
точные значения распределения температур между прямотоком
и противотоком.
Теплотехнически противоток имеет /ледующие преимущества
перед прямотоком:
I. Количество передаваемого тепла (при прочих равных усло-
виях) при противотоке выше, чем при прямотоке, поэтому противо-
точный рекуператор компактнее прямоточного.
Расчеты показывают [10], что если отношение .конечной тем-
пературы подогрева воздуха к температуре дымовых газов перед
рекуператором превышает 0,5—0,6, то поверхность нагрева прямо-
точного рекуператора по
сравнению с поверхностью
нагрева противоточного ре-
•шпроптлпг?
Рис. 8. Распределение темпера-
тур в рекуператоре с перекре-
стным током воздуха и дымовых
газов:
/ — средине температуры дымо-
вых газов в различных трубах;
2 — средние температуры воз-
духа
Рис. 7. Распределение температур в пря-
моточном п противоточном рекуперато-
рах:
а — прямоток; б — противоток; / — ды-
мовые газы; 2 — воздух; 3 — стенка
куператора возрастает настолько, что применение прямотока
становится нецелесообразным.
2. При одной и той же температуре дымовых газов, поступа-
ющих в рекуператор, при противотоке возможен нагрев воздуха
до более высоких температур, чем при прямотоке.
Преимуществом применения прямотока является то, что при
прочих равных условиях максимальная температура стенки реку-
ператора в этом случае ниже, чем при противотоке. Это позволяет
в некоторых случаях при устройстве прямотока применять реку-
ператор из обыкновенной стали даже при сравнительно высоких
температурах дымовых газов, входящих в рекуператор (800—
850° С), и температуре нагрева воздуха до 350—400° С.
Однако практика-эксплуатации рекуператоров показала, что
прямоток можно применять только при относительно тонкостен-
ных элементах металлических рекуператоров. В толстостенных
элементах рекуператоров (например, чугунных) на участке входа
дымовых газов в рекуператор при прямотоке перепад температур
в пределах стенки настолько возрастает, что вызывает образова-
ние трещин. Поэтому в чугунных рекуператорах в последнее время
24
стали чаще применять противоток, а при перекрестном токе й
многоходовом рекуператоре — перекрестный противоток.
Под многоходовым понимают такой рекуператор, в котором ток
воздуха или дымовых газов (чаще воздуха) не идет прямолинейно,
а изменяет свое направление два, три и более раз на 180°
3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ РЕКУПЕРАТОРА
Основным уравнением для расчета рекуператора является уравнение тепло-
передачи в нем:
Q = Чв = АГгср. (13)
Решая это уравнение относительно F (так как большей частью основной за-
дачей расчета рекуператора является определение поверхности нагрева F),
получим
F — поверхность нагрева рекуператора, м2;
qu — количество тепла, переданного в рекуператоре ст дымовых газов на-
гревающемуся воздуху (или газу), Вт (ккал/ч);
--- коэффициент теплопередачи рекуператора, Вт/(м2-сС)
[ккал/(м2 -ч -°C) ];
тср средняя логарифмическая разность температур, °C.
Коэффициент теплопередачи
Обычно наиболее трудоемким в расчете рекуператора является определение
коэффициента теплопередачи k.
В общем виде коэффициент теплопередачи определяют по формуле
k — [- —-------р Вт/(м2-°С) [ккал/(м2 ч °С)],
ад 1 X а.
(15)
где ад — коэффициент теплоотдачи ог дымовых газов к стенке рекуператора
Вт/(м2 -°C) [ккал/(м2 -ч -°C) ];
ав — коэффициент теплоотдачи от стенки рекуператора к нагревающемуся
воздуху (газу), Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч °C)];
6 — толщина стенки рекуператора, м;
к— коэффициент теплопроводности стенки рекуператора, Вт/(м-°С)
[ккал/(м -ч -°C)).
Рассматривая вопрос о том, что принимать за поверхность нагрева рекупера-
тора, следует указать, что теоретически наиболее правильно принимать поверх-
ность, проходящую через середину толщины разделительной стенки. Однако
в Ряде конструкций рекуператоров (например, типа термоблок) трудно устано-
вить положение средней поверхности, так как толщина стенки переменна.
Поэтому чаще коэффициент теплопередачи относят к дымовой (Ед) или воздушной
fB) поверхности рекуператора. В этом-случае формула (15) примет вид
(15а)
25
если Fc = FB, а коэффициент теплопередачи относится к поверхности нагрева
со стороны воздуха, и
(156)
если Fc F^, а коэффициент теплопередачи относится к поверхности нагрева
со стороны дыма.
При расчете металлических рекуператоров отношением б/Л как величиной
очень малой обычно пренебрегают. Например, наиболее толстую стенку (до 8—
10 мм) имеют чугунные рекуператоры. Коэффициент теплопроводности чугуна при
температуре 400—500° С составляет около 35 Вт/(м °C) [30 ккал/(м-ч °C)]
(см. табл. Ш приложений), откуда
£
К
0,01
35
= 0,0003 .
Как видно из приведенных ниже примеров расчетов рекуператоров, aD иад
изменяются от 30 до 100 Вт/(м2-°С) (от 27 до 88 ккал/(м-ч-"С) ] или 1/ав и 1/ад
составляют 0,03—0,01, т. е. термическое сопротивление стенки металлического
рекуператора по сравнению с термическим сопротивлением теплоотдаче на дымо-
вой и воздушной сторонах очень мало.
Таким образом, при расчете металлического рекуператора формула для опре-
деления коэффициента теплопередачи упрощается и принимает следующий вид:
k = —j—-—— Вт/(м2 °С) [ккал/(м2 ч-°С)]. (16)
ССд <хв
Обычно принято представлять эту формулу в таком виде:
апад
k — -----:---.
“в + Яд
При расчетах керамических рекуператоров термическое сопротивление
стенки б/Х следует обязательно учитывать, так как пренебрежение им вызовет
существенную погрешность при определении коэффициента теплопередачи.
Теплоотдача от дымовых газов в рекуператоре происходит как конвективным
путем, так и путем излучения. Таким образом:
ад = а«он + адуч, (18)
где адон — коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке конвекцией,
Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч.°С)1;
адуч — коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке излучением,
Вт/(м2 °C) [ккал/(м2 • ч -°C) ].
Теплоотдача излучением
Коэффициент теплоотдачи излучением (адуч) может быть определен по сле-
дующей упрощенной формуле [11]:
“дУЧ = 1,16334 (ес02 + еНг0) Вт/(м2-°С), (19)
или адуч = М (еСОг + еН20) ккал/(м2-ч-°С),
26
где е<.о _ степень черноты излучения СО2;
Spj q — степень черноты излучения водяных паров;
__множитель, являющийся в основном функцией четвертых степеней
абсолютных температур дымовых газов и стенки рекуператора.
Значения множителя М показаны на рис. 9; величина степени черноты излу-
чения СО2 — на рис. 10.
На рис. 11 изображено изменение условной степени черноты излучения
водяных паров. Действительная степень черноты излучения водяных паров
(еН о) может быть получена умножением условной степени черноты излучения
водяных паров (ен о), найденной по графику (рис. 11), на поправочный множи-
тель ₽ (рис. 12).
На рис. 10 и 11 степени черноты излучения СО2 и водяных паров изображены
как функции температуры, газа и произведения его парциального давления на
эффективную толщину излучающего газового слоя.
Величины парциального давления СО2 (pcoJ водяных паров (РНго)
определяются составом дымовых газов (анализом дымовых газов).
Значения эффективной толщины излучающего слоя (5Эф) в зависимости от
формы газового тела следующие [12]:
Форма газового тела
Цилиндр диаметром d бесконечно длинный 0,9d
Цилиндр высотой h == d при излучении:
на боковую поверхность 0,6d
на центр основания 0,77d
Плоскопараллельный слой бесконечных размеров толщи-
ной 6 0,85
Пучок труб диаметром d с расстоянием между крайними
образующими труб х и при расположении труб:
по треугольнику х = d 2,8х
по треугольнику х = 2d 3,5х
по квадрату х d 3,5х
Теплоотдача конвекцией
Коэффициент теплоотдачи конвекцией (ак011) определяется в основном усло-
виями движения и физическими свойствами газа и изменяется по разным законам
в зависимости от того, каков режим движущегося потока газа: ламинарный,
турбулентный или переходный.
Режим движения газового потока определяется критерием Рейнольдса (Re),
зависящим от диаметра трубы, по которой движется газ, скорости газа и его
вязкости:
= (20)
где w — фактическая скорость газового потока (при данной температуре), м/с;
v — коэффициент кинематической вязкости, м3/с (см. табл. II приложений);
d — характерный геометрический размер тела.
Скорость газового потока принимают среднюю (действительную скорость
при температуре газа):
V
Щср = у- м/с, (21)
где V — секундный объем газа, м3/с;
f — поперечное сечение канала, м2.
В качестве характерного геометрического размера d тела в формуле для
определения критерия Рейнольдса в случае движения газа по гладкой трубе при-
нимают диаметр этой трубы.
27
то 200 JOO 500 500 000 700 BOO SOO
Температура стенки tcm, "0
Температура, °C
Рис. 10. Степень черноты излучения СО:
(поданным В. Н. Тимофеева и Э. С. Ка
раснион)
Рис. 9. Зависимость величины множителя Л<
в формуле (19) в зависимости от температуры
дымовых газов (<д) и стенки рекупера-
тора ((ст)
Температура, °C
Рис. 11. Условная степень черноты излуче-
ния водяных паров без поправки на их пар-
циальное давление (по данным В. Н. Ти-
мофеева и Э. С. Карасиной)
Рис. 12. Поправочный множитель Р для
получения степени черноты водяных па-
рой (еНгО = РЕн,о)
28
Если сечение гладкой трубы представляет собой не круг, а другую геометри-
ческую фигуру, то характерный размер (или приведенный диаметр) определяют
следующим образом:
4/
(22)
где /— поперечное сечение канала,
s — периметр канала, м.
При сложной конфигурации канала, по которому движется поток газа (на-
пример, канал с иглами), приведенный диаметр определяют из следующего
выражения:
(23)
,__ 4Уепоб
^общ
где Усвоб — действительный объем полости канала, по которому проходит газ
(т. е. объем, занимаемый газом в канале), мэ;
Еобщ — полная поверхность, которую омывают газы в канале (например,
в игольчатой трубе боковая и торцовая поверхности игл плюс по-
верхность трубы между иглами), м2.
Турбулентный режим движения газа определяется значениями критерия
Рейнольдса 5-Ю3, переходный Re = 2 10-’Ч-5 • 1О'Э и ламинарный Re <
<2 10э
Теплоотдача конвекцией при вынужденном движении газа
внутри труб и каналов *
Коэффициент теплоотдачи конвекцией а Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч-°C) ] для
случая движения газа внутри труб и каналов определяют-по следующим формулам
и графикам;
турбулентный режим
а = 0,23 —Re0'3 Pr0,i RtK;', (24)
аэ
переходный режим
а = 0,00365 ~ wPrKr; (25)
ламинарный режим
а = 0,17 -А/?е°’33Рг°-43/Сг . (26)
В этих формулах;
% — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-°С) [ккал/(м-ч-°C)];
дэ — эквивалентный диаметр, м;
Re, Рг — соответственно критерии Рейнольдса и Прандтля;
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
w— действительная скорость газа (при данной температуре),
Rt, Ki, Kr — поправочные коэффициенты.
* По данным работы [13] и нормалям ПК 4-62 института «Стальпроект»,
составленным на основе работы [11].
29
На рис. 13, а изображен график, построенный по формуле (24) для определе-
ния коэффициента теплоотдачи а конвекцией при турбулентном режиме в зави-
симости от действительной (при данной температуре) скорости газа.
Поправка на температуру Kt зависит от направления теплового потока и при
охлаждении газа Кохл (рис. 13, б) ее определяют в зависимости от средней темпе-
ратуры газа, причем в случае дымовых газов — в зависимости от содержания
Н2О в них. При нагревании газа поправку Хиагр определяют (рис. 13, а) в зави-
симости от средней температуры газа и температуры стенки, которую вычисляют
как среднюю между температурой греющей и нагревающейся сред.
Поправку Kt на начальный участок определяют по графику, изображен-
ному на рис. 13, а, в зависимости от отношения длины начального участка L
к приведенному диаметру d3.
При L/d3 > 50 Кг^ 1,0.
Расчет теплоотдачи конвекцией в изогнутых трубах осуществляют по фор-
мулам для прямой трубы с последующим введением в качестве сомножителя по-
правочного коэффициента Ки, определяемого из следующего соотношения:
К» = 1 + 1,77-4-> (27)
J\
где d — наружный диаметр трубы;
R — радиус ее изгиба.
На рис. 14, а и 15, а показаны графики, построенные по формулам (25) и (26),
для определения величины теплоотдачи конвекцией а при переходном и ламинар-
ном режимах в зависимости от действительной (при данной температуре) скорости
газа при средней его температуре.
Поправочные коэффициенты Кг определяют по графикам, изображенным
на рис. 14, би 15, б в зависимости от средней температуры и состава газа.
Теплоотдача конвекцией при обтекании газом пучка труб
Для определения величины коэффициента теплоотдачи к пучку гладких труб
применимы следующие формулы [14]:
при коридорном расположении труб
а = 0,200Сг. —'|°’Ь4Вт/(мг оС) [ккал/(м«-ч-°С)[; (28)
« \ V /
при шахматном расположении труб и
sL — d
s — d
0,7
XPr0’35 /Si—d \0.25 / w \°.6O
a = 0,334C2g ^04Q ( —) Bt/(m2 °C) [ккал/(м2-ч °C)];
(29)
x Si — d r\
при шахматном расположении труб и —— <0,/
а= 0,305Сг/'^°035 Вт/(м2 оС) [ккал/(м2 ч-°С)]. (30)
Здесь Cz.2 — поправка на число рядов (z2) труб в направлении движения дымо-
вых газов;
Sj — продольный шаг труб;
s2 — поперечный шаг труб;
s = К0,25s? + — диагональный шаг труб;
ш — действительная скорость газового потока в узком сечении пучка
при средней температуре потока, м/с.
30
Рис. 13. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при принудительном движении воздуха
и дымовых газов в трубе или около плоской стенки при турбулентном режиме;
в — коэффициент теплоотдачи; б — поправка на температуру при остывании газа- в —
поправка па температуру при нагревании газа; г — поправка па начальный участок
Коэффициент теплоотдачи а, ккал/(нг ч °C)
31
Коэффициент теплоотдачи а ккал /(мги°р)
2 3 9 5 б 7 8 9 Ю П I?' 13 >3 !6 17
п^-'!С1пбительная спорость ее ja >v, н/с
Рис. 14. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при принудительном движении
воздуха и дымовых газов в трубе или около плоской стенки при переходном
режиме:
а — коэффициент теплоотдачи; б — поправочный коэффициент /<г
32
Коэффициент теплоотдачи а вт/(мг °C}
Рис. 15. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при принудительном движении воз-
духа и дымовых газов в трубе или около плоской стеики при ламинарном режиме:
а. — коэффициент теплоотдачи; б — поправка иа температуру
Коэффициент теплоотдачи а, ккол/(мгч °C)
3
Б. П. Тебеньков
33
Физические константы к и v принимают при средней температуре потока газа.
Формулы экспериментально проверены при Re = (2ч-65) 10s.
Номограммы для определения величин а по этим формулам изображены иа
рис. 16 и 17, по которым определяют ан и поправочные коэффициенты Сг^, Cs
2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 /4 15 16 17 18
Скорость газов (воздула) ж, м/с
Рис. 16. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омы-
вании коридорных гладкотрубиых пучков
(на взаимное расположение труб) и Сф (учитывающий влияние изменения физи-
ческих характеристик в зависимости от температуры и состава газа).
По этим номограммам;
при шахматном расположении труб
а = 1,163анС2,С5Сф Вт/(м2 • °C), (31)
а = анСг2С5Сф ккал/(м2 ч °С); (31а)
34
при коридорном расположении труб
а= 1,163анСг2Сф Вт/(м2-°С),
или
а = анСг2Сф ккал/(м2 ч • °C).
(32)
(32а)
В этой главе были приведены данные о наиболее часто встречающихся слу-
чаях теплоотдачи — в гладких каналах и к пучку гладких труб. В случае более
Рис. Коэффициент теплоотдачи конвекцией при поперечном омы-
вании шахматных гладкотрубиых пучков
сложных поверхностей (кроме игольчатых), относительно редко встречающихся
в рекуператорах для промышленных печей, следует для нахождения коэффициента
теплоотдачи пользоваться специальной литературой. Данные по теплообмену
в игольчатых трубах приведены на с. 71—73.
3* 35
Средняя логарифмическая разность температур
Среднюю логарифмическую разность температур можно определить по
формуле
тн тк
тср — — .
2,3]g —
Если обозначить через / — начальную температуру дымовых газов (при входе
в рекуператор); — конечную температуру дымовых газов (при выходе из
рекуператора); tB — начальную температуру воздуха (при входе в рекуператор)
и tB — конечную температуру воздуха (при выходе из рекуператора), то в фор-
Рис. 18. Номограмма для определения тСр
36
(33) при параллельном токе
тн = <д—*в; тк = гд- ^в,
при противотоке
TH = Zfl~ZB> тк = *д (в~
Величину тср можно определить по номограмме, изображенной на рис. 18.
Формула (33) справедлива для прямотока или противотока. При ином харак-
тере движения дымовых газов и воздуха (газа) нужно величину тср, полученную
для противотока по формуле (33), умножить на поправочный коэффициент ед<
[12], определяемый как функция параметров Р и R, причем
R= ; (34)
*в в
Р = -4-----. (35)
'д-'в
Зависимость поправочного коэффициента еД/ от R и Р для наиболее распро-
страненных схем движения воздуха и дымовых газов в рекуператорах показана
на рис. 19. При нагреве воздуха до 300—400° С величина поправочного коэффи-
циента ед/ мала и ею можно пренебречь. Для более высоких температур подогрева
коэффициент ед< следует учитывать, так как иначе погрешность в определении т
может быть относительно большой.
При расчете рекуператора температуры £д, /в, tB дают обычно в задании.
Величину температуры определяют из теплового баланса рекуператора.
Другие параметры для расчета рекуператора
В формуле (14) количество тепла, переданное воздуху, равно
?в = (ZB - %) св Вт (ккал/ч), (36)
где VB — объем воздуха, нагреваемого в рекуператоре, м3/ч;
св— теплоемкость воздуха, кДж/(м3-°С) [ккал/(м3-°С) ];
tB и tB — конечная и начальная температуры воздуха в рекуператоре, °C.
Объем воздуха
Vb = Лв^пВ м3/ч, (37)
где Ln — объем воздуха (с учетом коэффициента его избытка), определяемый по
формуле (4), м3/кг (м’/м3);
В — расход топлива в печи, кг/ч (м3/ч);
Лв — коэффициент запаса, учитывающий потери воздуха в рекуператоре
и в воздухопроводе от рекуператора до горелок или форсунок.
Обычно принимают т|в = 1,1. При наличии большого числа фланцевых соеди-
нений в воздухопроводе и неплотных задвижек, а также при установке игольча-
тых рекуператоров больших размеров (более 30—40 труб в блоке) следует при-
нимать т]в = 1,2ч-1,3.
37
О 0,1 0,2 0,3 0.0 0,5 0,6 0,7 0,0 00 1,0 p
a
0 0,1 0,2 0,3 0,0 0,5 0,6 0,7 0,6 0,0 1,0 p
Рис. 19. Поправочный коэффициент ед^ для определения тср:
а — комбинированный крестообразный параллельный ток (внешний поток перемеши-
вается, поток в трубах не перемешивается); б — комбинированный крестообразный про-
тивоток (внешний поток перемешивается, поток в трубах не перемешивается); в — оди-
ночный крестообразный ток (один поток перемешивается, поток в трубах не перемеши-
вается); г — одиночный крестообразный ток (оба потока нс перемешиваются)
38
В случае, если из печи все дымовые газы направляются в рекуператор, их
объем определяют по следующей формуле:
Ул = г\дУпВ м=7ч, (38)
уп — объем дымовых газов (с учетом коэффициента избытка воздуха), опре-
деляемый по формуле (5), м3/кг (м3/м3);
В — расход топлива в печи, кг/ч (м3/ч);
q — коэффициент, учитывающий выбивание дымовых газов на пути от
рабочего пространства печи до рекуператора (на основании испытаний
печей этот коэффициент Пд = 0,5-^0,8 в зависимости от массообмена на
трассе печь—рекуператор)-
В тех случаях, когда температура дымовых газов перед рекуператором выше
максимально допустимой для металла, из которого сделаны элементы рекупера-
тора, дымовые газы охлаждают путем подмешивания к ним холодного воздуха
(обычно вентиляторного). Объем холодного воздуха, идущий на понижение тем-
пературы дымовых газов, равен
Ддоп = ФКд м3/ч, (39)
где — объем дымовых газов до разбавления, определяемый по формуле (38),
м3/ч;
ср — фактор разбавления, зависящий от температуры дымовых газов до
разбавления (/д) и необходимой температуры дымовых газов после
разбавления (/д).
Фактор разбавления <р может быть найден по формуле
<Р=-^Х (40)
1д-‘в
где <д и 1д —энтальпии дымовых газов до и после разбавления (при (д и /д),
кДж/м3 (ккал/м3);
<в — энтальпия воздуха, идущего на разбавление дымовых газов,
кДж/м3 (ккал/м3).
Иногда горячие дымовые газы разбавляют более холодными, отбираемыми
после рекуператора. В этом случае необходимый объем холодных дымовых газов
может быть определен из следующей формулы *:
где Уг — необходимый объем холодных дымовых газов, мэ/ч;
1Д — энтальпия холодных дымовых газов, кДж/м3 (ккал/м3).
Разбавление горячих дымовых газов, входящих в рекуператор, более хо-
лодными дымовыми газами, выходящими из рекуператора, более оптимально,
чем разбавление холодным воздухом, так как при этом не увеличивается объем
дымовых газов и не Создаются дополнительные аэродинамические сопротивления
на пути от рекуператора До дымовой трубы. Последнее иногда является весьма
важным фактором, так как при установке рекуператора тяговые ресурсы трубы
часто бывают близки к предельным.
При выборе величины температуры холодных дымовых газов, идущих для
разбавления, следует учесть теплообмен на пути от места выхода дымовых газов
* Конструктивное оформление рекуператора в случае разбавления горячих
дымовых газов холодным воздухом или уходящими из рекуператоров дымовыми
газами дано иа с. 206, 208.
39
из рекуператора до места подайи их в дымоход перед рекуператором, т. е. соответ-
ствующее падение температуры дымовых газов на этом участке.
Следует обратить внимание на то, что иногда допускают ошибку в расчете
разбавления дымовых газов воздухом, принимая за температуру дымовых газов,
входящих в рекуператор, температуру дымовых газов в месте выхода их из рабо-
чего пространства печи и не учитывая падение температуры дымовых газов на
пути от рабочего пространства печи до рекуператора. Между тем величина этого
падения температуры вследствие не только теплообмена, но и массообмена, т. е.
выбивания дымовых газов и одновременно подсоса холодного наружного воздуха,
часто бывает весьма существенной, порядка 150—300° С. Таким образом, может
потребоваться не снижение температуры дымовых газов перед рекуператором
путем разбавления их воздухом, а внесение соответствующих поправок даже
в расчетные величины начальной температуры дымовых газов /д. Для примера
можно указать на результаты ряда производственных испытаний печей с рекупе-
раторами, когда наблюдали, что при установке рекуператора непосредственно над
камерной нагревательной печью и при температуре в рабочем пространстве
печи 1300—1350° С температура в дымовом канале перед рекуператором состав-
ляла 900—1000° С. В термических печах с выдвижным подом в ряде случаев
наблюдали, что при температуре в рабочем пространстве 800—850° С температура
дымовых газов перед рекуператором, установленным в борове за печью, состав-
ляла всего 500—550° С.
Достаточно хорошей иллюстрацией этого положения могут также послужить
данные замеров температур на пути печь—рекуператор, приведенные ниже (см.
табл. 16).
Температура стенок рекуператора
Определение максимальной температуры стенки рекуператорных элементов
обычно является обязательной частью расчета рекуператора, так как его расчет-
ные параметры (температуры и коэффициенты теплоотдачи дымовых газов и воз-
духа) следует выбирать таким образом, чтобы максимальная температура стенок
рекуператора не превышала допустимой для материала, из которого сделаны эти
стенки.
Если взять какой-нибудь участок поверхности нагрева рекуператора, сред-
няя температура дымовых газов которого tn, а средняя температура воздуха tB,
то при коэффициенте теплопередачи k через единицу поверхности выбранного
участка будет передаваться следующее количество тепла:
q = — Вт/м2 [ккал/(м2 -ч)]. (42)
При установившемся тепловом равновесии в рекуператоре это же количество
тепла равно количеству тепла, переданному от дымовых газов к стенке и от стенки
к воздуху, а именно:
q = ад (/д — /ст) Вт/м2 [ккал/ (м2 • ч)]; (43)
q — ав (^т — /в) Вт/м2 [ккал/ (м2 ч)]. (44)
В этих равенствах:
/ст — температура стенки рекуператора на стороне дымовых газов, °C;
t' — температура стенки рекуператора на стороне воздуха, °C;
ад и ав — соответственно коэффициенты теплоотдачи на дымовой и воздуш-
ной сторонах, Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч-°C).
Решая уравнения (43) и (44) относительно /ст и /ст, находим следующие вы-
ражения для температуры стенки:
/ст = /д - = /д - *(/да~и °C; (45)
ад ад
/ст = 'в -I- =Л +- °C. (46)
ив ав
40
Как указывали выше, в металлических рекуператорах тепловым сопротивле-
.1 стенки можно пренебрегать и считать, что /ст = /'т.
При этом условии в случае эксплуатации металлических рекуператоров,
приравнивая правые части уравнений (43) и (44), т. е. исключая q, получаем сле-
дующее уравнение:
®д (^д — ^ст) — ав (^ст ^в)-
О гсюда
_ <Хд(д 4- ав^в
ст" ад + ав
или, если преобразовать уравнение (47),
то
+ —
ад
Для облегчения расчетов это уравне-
ние дано в виде кривой на рис. 20:
(47)
(48)
Рнс. 20. График для определения сред-
ней температуры стенки рекуператора
/ст /в
/д--- /в
Из уравнения (48) следует, что тем-
пература стенки рекуператора в данном
месте в основном зависит от соотношения ав/ад. Чем выше отношение ав/ад,
тем ближе температура стенки к температуре воздуха.
Уравнения (47) и (48) относятся к тому случаю, когда поверхность нагрева
со стороны дымовых газов (Ед) равна поверхности нагрева со стороны воздуха (Ев).
Если эти поверхности не равны, то уравнение (47) будет иметь вид
/ _ / 1 ^Д
«ст — ‘ВТ-----------
1 I ав Г в
ЧД ^Д
(49)
В высокотемпературных радиационных рекуператорах при определении
максимальной температуры стенки элементов рекуператора дополнительно
следует учитывать излучение предрекуператорного пространства на первые эле-
менты рекуператора. Эти условия разобраны ниже (см. с. 156).
4. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ
Общая потеря давления в рекуператорной установке по воздушному и газо-
вому трактам может быть выражена следующей формулой:
h = /ц.р ftM 4* ^геом > (50)
где — общая потеря давления или сумма сопротивлений, Н/м2 (мм вод. ст.);
ктр — сопротивление от трения, Н/м2 (мм вод. ст.);
hM — потеря давления вследствие местных сопротивлений, Н/м2
(мм вод. ст.);
^геом — геометрический напор, Н/м2 (мм вод. ст.).
11
Сопротивление от трения
Сопротивление от трения при движении воздуха или газа по трубам или ка-
налам определяют по следующей формуле:
wn L
Лтр = Н-f>- Yo (1 + аО Н/м3,
(51)
или
L
hTp = Р- 2^- То (1 + а0 мм вод. ст.
Здесь р — коэффициент трения;
wQ — средняя скорость воздуха (газа), м/с;
g — ускорение силы тяжести, м/с2;
7о — плотность газа, кг/м3;
1 + at — бином расширения;
L — длина канала, м;
d — диаметр канала, м.
В случае, если каналы, по которым движется газ, не круглого сечения, то
в качестве d принимают гидравлический диаметр, определяемый по формулам (22)
или (23).
Для ламинарного потока (#е</ 2300)
Н = (52)
для турбулентного потока [1]
А
Ren ’
ря^
(53)
где для кирпичной стенки А = 0,175, п= 0,12; для гладкой металлической
стенки А = 0,32, п = 0,25; для шероховатой металлической стенки А — 0,129,
п = 0,12.
В формулах (52) и (53) при определении Re коэффициент кинематической
вязкости выбирают в зависимости от температуры стенки канала.
Для приближенных расчетов сопротивления от трения можно принимать:
для гладких металлических поверхностей р = 0,03; для кирпичных стенок р =
= 0,05.
Местные сопротивления
К местным сопротивлениям относятся резкие изменения сечения, т. е. рез-
кие изменения скорости на пути движения газа, плавные и резкие повороты,
разветвления трубопровода и т. д.
Потерю давления от местных сопротивлений определяют по следующей
формуле:
wo
ftM = ^Yo(l + aOH/№, (54)
или
Yo (1 + «О мм вод. ст.,
где £ — коэффициент местного сопротивления.
Значения коэффициентов местных сопротивлений для случаев, наиболее
часто встречающихся при расчетах рекуператоров, приведены в приложениях
(см. табл. V).
Я
Геометрический напор
Геометрический напор определяется разностью удельных весов атмосферного
воздуха и газа в данном газоходе, а также высотой газового объема.
Аналитически геометрический напор определяют по следующей формуле:
Лге0м = 9,81Я(ув — Yr) Н/м2,
Йгеом = Н (?в — ?г) ММ ВОД. СТ.
(55)
Здесь Н разность между верхним и нижним уровнями газохода, м;
мц — удельный вес наружного (холодного) воздуха при его температуре,
Н/м3 (кг/м3);
Тг — удельный вес газа или воздуха в газоходе при их температуре, Н/м?
(кг/м3).
Удельный вес газа уг принимают при средней температуре газа между расчет-
ными уровнями (разность между которыми равна Н).
Если газ или нагретый воздух движутся в канале сверху вниз, тойгеом входит
в формулу (50) со знаком «плюс». Если газ или воздух движутся снизу вверх,
то йгеом входит в формулу (50) со знаком «минус», так как геометрический напор
в этом случае помогает движению газа и общее сопротивление должно быть умень-
шено на его величину.
Аэродинамическое сопротивление пучков труб
при внешнем обтекании их
Аэродинамическое сопротивление пучков труб (внешнее обтекание) может
быть определено при помощи номограмм на рис. 21 и 22 [15].
При шахматном расположении труб
h - 9,81CSQ Ah (z2 + 1) Н/м2,
h = Ah (z2 + 1) мм вод. ст. (56)
Здесь г2.— число рядов труб в направлении движения дымовых газов;
Ah, Cs и Са — находят по номограммам рис. 21, причем скорость по-
тока (w) принимают в узком сечении пучка труб при сред-
ней температуре потока.
При коридорном расположении труб аэродинамическое сопротивление опре-
деляют по формулам (54), причем коэффициент местного сопротивления вычи-
сляют по формулам:
i = CsC^rpZa при^ >
И
C-Cs$rp22 при (57)
Здесь Z, — число рядов труб в направлении движения дымовых
газов;
Cs, Сце, £го — находят по номограмме рис. 22.
Данные по аэродинамическому сопротивлению игольчатых рекуператорных
труб разных типов приведены на с. 73.
43
3 9 5 б 7 8 9 10 11 12 Id 19 16 16 И 18 19
Спорость w, м/с
6t/d
Рис. 21. Номограмма для определения потери давле-
ния в шахматных пучках поперечно обтекаемых труб:
а — поправочный коэффициент С^; б — поправоч-
ный коэффициент С&
44
Рис. 22. Номограмма для определения коэф-
фициента сопротивления коридорных^ пучков
поперечно обтекаемых труб (ф — ^')
Глава iV
РАБОТА ПРИБОРОВ ДЛЯ СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА
НА ПОДОГРЕТОМ ВОЗДУХЕ (ИЛИ ГАЗЕ)
Подогрев воздуха (или газа) обусловливает некоторые особен-
ности работы горелочных и топочных устройств, которые должны
быть учтены при конструировании установки и эксплуатации
рекуператоров.
1. ГАЗОВОЕ ТОПЛИВО
Существующие конструкции газовых горелок классифици-
руют обычно по давлению газа: горелки низкого и высокого да-
вления.
Горелки низкого давления большей частью бывают пламен-
ными, в которых процесс перемешивания газа с воздухом перено-
сится в рабочее пространство печи. К горелкам подводят по от-
дельным трубопроводам газ и воздух. Давление газа в такой го-
релке поддерживают равным 490—981 Н/м2 (50—100 мм вод. ст.),
давление воздуха 981—1962 Н/'м2 (100—200 мм вод. ст.).
Горелки высокого давления большей частью бывают инжек-
ционного типа. Высокое давление газа в них используют для под-
сасывания воздуха, необходимого для горения, из окружающей
печь атмосферы. В самой горелке происходит предварительное
приготовление газо-воздушной смеси, при сгорании которой в го-
релочном керамическом туннеле образуется очень короткий фа-
кел, не дающий видимого в рабочем пространстве печи пламени.
Поэтому такой способ сжигания газа называют беспламенным.
Давление газа в инжекционных беспламенных горелках бывает
обычно равным 9,81—39,24 кН/м2 (1000—4000 мм вод. ст.) и выше.
Так как газовые горелки низкого давления (двухпроводные)
конструируют обычно с отдельным самостоятельным регулирова-
нием подачи воздуха и газа, то подогрев только одного воздуха
или воздуха и газа одновременно не усложняет регулирование
горелки и не обусловливает необходимости ее конструктивного
изменения.
Если целью установки рекуператоров является только эконо-
мия топлива, то обычно подогревают лишь воздух, но иногда
воздух и газ (низкокалорийный) одновременно, причем чаще
всего до 300—350° С.
При использовании обычной металлической горелки низкого
давления с воздухом, подогретым до температуры более 400—
450° С, требуется- устройство для водяного охлаждения носика
горелки, иначе горелка будет быстро обгорать и выходить из строя.
Исследования горелок низкого давления показали, что при
подогреве воздуха в результате ускорения реакции горения длина
факела пламени значительно уменьшается и при подогреве воз-
46
lyxa и газа до 400° С в горелках некоторых типов, например в го-
релках конструкции «Теплопроект» типа ГНП (рис. 23), факел
становится настолько коротким, что фактически горелки работают
как беспламенные с коэффициентом избытка воздуха, близким
к 1,0 (1,03-1,05).
При установке рекуператора на действующей печи или проек-
тировании печи с рекуператором следует учитывать, что при ра-
Рис. Газовая горелка низкого давления типа ГНП
боте горелки на подогретом воздухе (или газе) производительность
ее несколько понижается по сравнению с работой на холодном воз-
духе и газе, так как возрастают потери давления на тракте той
среды, температура которой повышена.
Таким образом, при подогреве воздуха (или воздуха и газа)
следует выбирать горелку соответственно большего номера или
соответственно увеличивать давление воздуха (или воздуха и газа)
перед горелкой, для того чтобы не снизить необходимой тепловой
мощности печи.
Ориентировочно (пренебрегая изменением вязкости газа) умень-
шение производительности горелки при постоянном давлении
воздуха перед ней можно определить по следующей формуле:
47
где V, — производительность горелки при подогреве воздуха
(газа) до температуры t, м3/ч;
Уо — производительность горелки по каталогу (без подо-
грева газа и воздуха), м3/ч.
Следует, однако, обратить внимание на то, что фактически про-
изводительность горелок и форсунок при подогреве воздуха,
идущего на горение, уменьшается не в такой мере, как по фор-
муле (58), так как с увеличением подогрева воздуха повышается
и экономия топлива, т. е. снижается расход газа или мазута,
а следовательно, и расход воздуха, проходящего через горелку
или форсунку.
Для инжекционных беспламенных горелок применяют все три
варианта подогрева газовых компонентов: подогрев только газа,
подогрев только воздуха и подогрев того и другого. Однако только
при первом варианте — подогреве газа — горелка конструктивно
не изменяется. При подогреве воздуха горелка из однопроводной
практически превращается в двухпроводную, так как инспиратор
изолируют от окружающей атмосферы, и к нему по специальному
трубопроводу подводят горячий воздух от рекуператора.
Возможны две схемы работы инжекционной горелки с воздуш-
ным рекуператором. По одной инжекционная горелка засасывает
воздух из окружающей атмосферы через рекуператор. В этом
случае сопротивление рекуператора на воздушном пути должно
быть небольшим, так как к. п. д. инжектора очень низок (при-
мерно 8—10%). Обычно применяют одноходовой рекуператор
с сопротивлением не более 196—245 Н/м2 (20—25 мм вод. ст.).
По другой схеме сопротивление рекуператора преодолевается
в результате напора вентилятора, подающего воздух в рекупера-
тор (работа с «наддувом»). В этом случае сопротивление рекупера-
тора лимитировано не так жестко, как по первой схеме, и кон-
струкция рекуператора может быть нормальной, т. е. двух- или
трехходовой, рассчитанной на обычно принятые скорости воздуха
и дымовых газов. Однако, если при этой схеме не установить спе-
циального нуль-регулятора в воздухопроводе, то нарушается
основное преимущество инжекционных горелок — авторегули-
руемость подсоса воздуха.
В инжекционных горелках с активной воздушной струей,
т. е. с инжекцией воздухом газа, нуль-регулятор устанавливают
на газовой линии.
Исследованию и расчету инжекционных газовых горелок, ра-
ботающих на подогретом газе и воздухе, посвящен ряд работ
[16-18].
Температуру подогрева воздуха и газа рекомендуют выбирать
так, чтобы температура газо-воздушной смеси не превышала
450—500° С.
Нужно учитывать, что при работе горелки на подогретом газе,
воздухе или их смеси давление газо-воздушной смеси должно быть
выше, чем при работе на холодных составляющих смеси, так как
И
во избежание хлопков необходима более высокая скорость выхода
газо-воздушной смеси из смесительного сопла. Более высокая
скорость инжектирующей среды требует и более высокого ее давле-
ния перед горелкой.
2. ЖИДКОЕ ТОПЛИВО
Жидкое топливо (мазут) —одно из самых дорогих. Поэтому
установка рекуператоров на печах, отапливаемых мазутом, для
его экономии имеет очень большое значение.
В промышленности для сжигания мазута применяют форсунки
высокого и низкого давлений. В форсунках низкого давления
мазут распыляется вентиляторным воздухом, давление которого
перед форсункой составляет 2940—6850 Н/м2 (300—700 мм вод. ст.).
При работе на холодном воздухе в форсунку от вентилятора по-
дается обычно 60—70% воздуха, необходимого для сжигания,
остальное его количество подсасывается из окружающей атмо-
сферы. Если воздух подогревают, то через форсунку пропускается
все его количество, необходимое для сжигания мазута.
Производительность форсунок низкого давления обычно ко-
леблется от 3—4 до 60—70 кг/ч мазута. Их устанавливают на тер-
мических печах, сушилах и нагревательных печах малого и сред-
него размеров.
В форсунках высокого давления (кроме механических) мазут
распиливают компрессорным воздухом или паром с избыточным
давлением перед форсункой от 294—392 до 981—1470 кН/м2
(3—4 до 10—15 ати). Расход распиливающей среды в форсунках
высокого давления составляет 8—10% от расхода воздуха на горе-
ние мазута.
Форсунки высокого давления обычно длиннопламенные. Рас-
ход мазута в них составляет от 50—60 до 400—500 кг/ч. Их при-
меняют на больших нагревательных и плавильных печах.
Форсунки низкого давления выпускают разнообразных кон-
струкций.
Сотрудники института «Теплопроект» провели большие экспе-
риментально-исследовательские работы с несколькими типами
наиболее распространенных в промышленности форсунок низкого
давления. Одной из основных задач исследования было установ-
ление характеристики работы форсунок на подогретом воздухе,
причем наиболее важные данные этой работы приведены
в [19, 20].
Форсунки низкого давления почти всех конструкций позволяют
подогревать распиливающий воздух до 280—300° С (при входе
в форсунку) без закоксовывания мазутной трубки. При подогреве
воздуха до температуры выше 280—300° С наблюдают закоксовы-
вание мазутной трубки, и поэтому необходимо покрывать ма-
зутную трубку теплоизоляцией или применять форсунки таких
конструкций, в которых мазутную трубку помещают в трубку
4 Б. п. Тебенькор 49
большего диаметра и между ними пропускают защитный слой
холодного воздуха.
Следует, однако, отметить, что подогрев воздуха до 300° С
для обыкновенной форсунки не является во всех случаях преде-
лом. Практика эксплуатации форсунок на заводах показывает,
что в некоторых случаях они работают без закоксовывания при
Рис. 24. Характеристика сжигания мазута по
длине факела в форсунке ФОБ-2:
/— холодный воздух под давлением 6,85 кН/м2
(700 мм вод. ст.); 2 — подогретый до 300’ С
воздух с давлением 6,86 кН/м2 (700 мм вод. ст. );
3 — холодный воздух с давлением 2,9 кН/м2
(300 мм вод. ст.)
Давление воздуха перед форсу^оа,. ирч2
Рис. 25. Изменение производительности фор-
сунки ФОБ-2 в зависимости от подогрева
воздуха и его давления
подогреве воздуха до 350 —
400° С. Это может быть при
использовании подогретого
и профильтрованного мазута,
пониженном теплоизлучении
из рабочего пространства
печи на форсунку и хорошем
ее обслуживании.
Установлено, что форсун-
ки многоступенчатого смеше-
ния (например, типа ФДБ,
конструкции Карабина) ра-
ботают на подогретом воз-
духе не хуже, чем форсунки
одноступенчатого смешения
(например, типа РОМО). До
проведения этих исследова-
ний существовало мнение,
что подогретый воздух можно
применять только в простых
форсунках одноступенчатого
смешения, так как многосту-
пенчатый подвод горячего
воздуха должен вызывать
закоксовывание форсунки.
При подогреве воздуха до
250—300° С форсунки могут
работать с коэффициентом
избытка воздуха 1,05—1,1
без заметного недожога топ-
лива.
Подогрев воздуха для всех форсунок сокращает стадию под-
готовки топлива, вследствие чего факел укорачивается в среднем
на 30% (при подогреве воздуха до 200—300° С) и улучшается
процесс сгорания топлива. Последнее ясно видно из рис. 24, где
дана характеристика сгорания мазута по длине факела в форсунке
типа ФОБ-2 при холодном воздухе и при подогреве его до 300° С.
Так же, как в случае газовых горелок, подогрев распылива-
ющего воздуха при данном его давлении снижает производитель-
ность форсунок, что необходимо учитывать при установке рекупе-
раторов на действующих печах или проектировании новых печей
с рекуператорным подогревом воздуха, так как данные каталогов
50
обычно относятся к случаю распыления мазута холодным воз-
духом. При подогреве распиливающего воздуха до 300° С произ-
водительность форсунок снижается примерно на 25—30%.
На рис. 25 показан график изменения производительности
форсунки типа ФОБ-2 (по воздуху) в зависимости от изменения
Рис. 26. Конструкция форсунки высокого давления с подогревом воздуха
подогрева распиливающего воздуха от 80 до 300° С и при давлении
воздуха перед форсункой 2940, 4900 и 6850 Н/м2 (300, 500 и
700 мм вод. ст.) [20].
В форсунках высокого давления, как указывалось выше, через
форсунку для распыливания мазута проходит 8—10% воздуха,
необходимого для сжигания мазута. Подогревать такое небольшое
количество воздуха нецелесообразно, поэтому установку фор-
сунки конструктивно изменяют с тем, чтобы к выходному соплу
4* 51
форсунки можно было подводить подогретым остальное количество
воздуха (90%), необходимого для горения.
На рис. 26 показана форсунка высокого давления с подогре-
вом воздуха конструкции Шухова с удлиненными мазутной и
воздушными трубками, установленная в чугунной (или стальной
сварной) коробке, в которую подводят подогретый вентиляторный
воздух.
Подвод воздуха в коробку рациональнее выполнять танген-
циальным с тем, чтобы создать вихревое движение воздуха и обес-
печить лучшее перемешивание подогретого воздуха с распылен-
ным мазутом. Описанную конструкцию подвода вторичного воз-
духа применяют и без его подогрева при установке авторегулиро-
вания соотношения мазут—воздух.
Глава V
ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ
КОНСТРУКЦИЙ РЕКУПЕРАТОРОВ
В зависимости от материала, из которого сделаны элементы
рекуператоров, последние делят на металлические и керамиче-
ские.
Металлические рекуператоры изготовляют из серого чугуна,
углеродистой стали, а также из жаропрочных чугунов и сталей,
хорошо противостоящих действию высоких температур.
Преимущества металлических рекуператоров заключаются
в следующем:
1. Металлические рекуператоры значительно компактнее ке-
рамических [21 J (см. ниже):
Тип рекуператора
Керамический
Карборундовый, с завихрителями
Металлический, при небольшой скорости
движения воздуха
Металлический, при большой скорости
движения воздуха
Металлический, при большой скорости
движения воздуха и с выступами или реб-
рами, которые не включаются в расчет-
ную поверхность нагрева
Усредненный коэф-
фициент теплопере-
дачи, Вт/(м21СС)
[ккал/(м2‘Ч-<’С)]
2,3—9,7
17,4—29
11,6—19,8
19,8—31,4
[2,0—8,3]
[15—25]
[10—17]
[17-27]
40—58 [34—50]
Из данных, приведенных выше, видно, что коэффициент тепло-
передачи в металлических рекуператорах в 6—8 раз выше, чем
в-керамических, т. е. при прочих равных условиях (одинаковые
qa и тсг,) по уравнению (14) поверхность нагрева керамического
рекуператора в 6—-8 раз больше металлического. С учетом большой
толщины стенок элементов керамического рекуператора практи-
чески получают, что объем керамического рекуператора при оди-
наковом количестве переданного тепла примерно в 10—12 раз
больше металлического.
2. Отсутствие необходимости обязательного устройства боро-
вов, так как металлические рекуператоры хорошо размещают на
печах или около печей над уровнем пола цеха, а иногда и в печах.
3. Большая герметичность, особенно рекуператоров, в кото-
рых отдельные элементы соединены сваркой. Это дает возможность
применять в металлических рекуператорах подогреваемый воздух
(или газ) под большим давлением, а следовательно, подавать газо-
воздушную смесь в печи с более высокой скоростью, что обеспе-
чивает возможность большей кратности циркуляции продуктов
сгорания в рабочем пространстве печей и, как следствие, большую
равномерность температур в нем; подогревать (в стальных рекупе-
раторах) газ, что невозможно осуществить в керамических реку-
ператорах.
4. Возможность использовать тепло уходящих из печей газов
со сравнительно низкими температурами (примерно 500—600° С),
что значительно расширяет область их применения по сравнению
с керамическими рекуператорами и регенераторами.
К недостаткам металлических рекуператоров относится
небольшая их стойкость при высоких температурах, что обуслов-
ливает значительно меньший срок службы металлических рекупе-
раторов по сравнению с керамическими и более низкий темпера-
турный предел подогрева воздуха.
В рекуператорах из нелегированного металла воздух и газ
подогревают до 300—350° С, в рекуператорах из жаропрочных
сплавов —до 600—800° С.
Элементы керамических рекуператоров могут быть изготов-
лены из шамота, карборунда и карбошамота.
Ценным свойством керамических рекуператоров является
возможность надежной их работы в производственных условиях
при подогреве воздуха до температур свыше 500—700° С. Однако
следует отметить, что при температуре поступающих в рекупера-
тор дымовых газов более 1300° С и повышенной их запыленности
наблюдают зашлаковывание керамических элементов и резкое
ухудшение работы рекуператора.
Керамические рекуператоры применяют в разном конструктив-
ном оформлении, однако все они имеют существенные недостатки,
к числу которых относятся: очень небольшая газоплотность,
хрупкость, относительно низкий коэффициент теплопередачи (см.
с. 245), громоздкость, практическая невозможность подогрева
газового топлива и необходимость устройства боровов. Указанные
недостатки значительно сужают область применения керамиче-
ских рекуператоров.
Хорошая газоплотность является необходимым условием для
нормальной работы всякого рекуператора. Просачивание воздуха
53
в дымовые каналы рекуператора влечет за собой понижение тем-
пературы дымовых газов, уменьшение тяги дымовой трубы, умень-
шение температуры подогрева воздуха, снижение производитель-
ности печного агрегата.
По данным, приведенным на с. 254, газоплотность керамиче-
ских рекуператоров настолько низка, что при продолжительной
эксплуатации и давлении воздуха всего только 98—118 Н/м2
(10—12 мм вод. ст.) в рекуператорах иногда теряется до 40—60%
подаваемого в них воздуха. Такие большие прососы воздуха рас-
страивают работу печного агрегата и в значительной степени огра-
ничивают возможность тепловой форсировки работы печи, так
как при увеличении подачи воздуха (если позволяет мощность
вентиляторной установки) давление воздуха в рекуператоре
возрастает, что влечет за собой повышение прососа воздуха в ды-
мовые каналы.
Сопоставляя преимущества и недостатки работы металличе-
ских и керамических рекуператоров, следует отметить, что за-
мена вышедшего из строя металлического рекуператора требует
нескольких часов, а керамического несколько дней или недель.
Перечисленное выше позволяет сделать вывод, что керамиче-
ские рекуператоры целесообразно применять только для подо-
грева воздуха до температур выше 600—700° С. При подогреве
до меньших температур наиболее рационально подогревать воз-
дух. в металлических рекуператорах.
Совершенно исключено применение керамических рекупера-
торов для подогрева газа, а также для подогрева воздуха в печах,
отапливаемых мазутом, сжигаемым в форсунках низкого давления,
так как в форсунку подается'70—100% воздуха, необходимого
для горения под давлением 2900—6900 Н/м2 (300—700 мм вод. ст.).
Нельзя также рекомендовать применение керамических рекупе-
раторов в цехах, где сотрясается грунт, что связано с работой
молотов или другого оборудования.
Раздел второй
МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
♦ ♦♦
Глава VI
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
ИСТОРИЯ РАЗВИТИЯ КОНСТРУКЦИИ
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Первые металлические рекуператоры появились в 1825 г.
Их изготовляли из чугунных литых труб и применяли для на-
грева дутья в пудлинговых и доменных печах 1221 * Однако изо-
бретенные в 50-х годах XIX в. Каупером керамический регене-
ративный подогреватель доменного дутья и Сименсом подобный
подогреватель для сталеплавильной печи вытеснили металличе-
ские рекуператоры, так как керамические регенераторы позво-
ляли подогревать воздух до более высоких температур, чем это
позволял металл, из которого в то время изготовляли рекупера-
торы. Вновь применять металлические рекуператоры начали
в начале XX в.
В России одной из первых сравнительно широко распростра-
ненных конструкций металлических рекуператоров, предназна-
ченных для промышленных печей, была конструкция, выполнен-
ная из гладких чугунных труб круглого сечения диаметром 100—
150 мм, а иногда и больше. Такие рекуператоры применяли для
ряда нагревательных и термических печей, сконструированных
и построенных известным русским ученым-металлургом, основа-
телем гидравлической теории печей проф. В. Е. ГрумТржи-
майло.
Преимуществом рекуператоров из гладких чугунных труб была
дешевизна и простота их изготовления. Однако эти рекуператоры
имели существенные недостатки, основным из которых была ма-
лая газоплотность, исключавшая возможность применения при-
нудительного дутья вследствие значительного ухудшения тяги
(поступления в дымоход большого количества воздуха). Рекупе-
ратор мог работать лишь на «самотяге» с небольшой скоростью
* По некоторым другим литературным источникам, началом применения
металлических рекуператоров на промышленных печах считают 1843 г. [23].
55
движения воздуха (1—2 м/с). Такая скорость воздуха и большой
диаметр труб обусловливали очень низкий коэффициент тепло-
передачи рекуператора, равный примерно 2,3—3,5 Вт/(м2-оС)
|2—3 ккал/(м2-ч-°С)]. Рекуператор был чрезвычайно громоздким
и недолговечным, так как трубы его, не охлаждаемые в достаточ-
ной степени воздухом, перегревались и быстро перегорали или
трескались.
Позднее на промышленных печах стали устанавливать реку-
ператоры из гладких стальных труб и пластинчатые рекупера-
торы, по конструкции аналогичные воздухоподогревателям, уста-
навливаемым за паровыми котлами. Такие рекуператоры ком-
пактны и газоплотны. Коэффициент теплопередачи в них состав-
ляет 14—18,6 Вт/(м2-°С) [12—16 ккал/(м2-ч-°С)1 и доходит
иногда до 21—23,3 Вт/(м2-°С) [18—20 ккал/(м2 ч• °C)]. Однако
пластинчатые рекуператоры на нагревательных печах сейчас
почти не устанавливают вследствие очень малого срока их службы
и быстрой потери газоплотности в результате расстройства свар-
ных швов.
Рекуператоры из гладких стальных труб стали применять для
установки на промышленных печах несколько ранее пластинча-
тых. Они менее компактны, чем пластинчатые, но срок службы
их больше. При правильной конструкции, обеспечивающей хоро-
шую самокомпенсацию температурного расширения труб, реку-
ператоры из гладких труб практически не теряют газоплотности
и поэтому являются самой оптимальной конструкцией для подо-
грева газа, а также получают все более широкое применение
для подогрева воздуха. Коэффициент теплопередачи трубчатых
рекуператоров составляет 17,5—29,1 Вт/(м2-°С) [15—
25 ккал/(м2 ч °C) ].
В 30-х годах XX в. в промышленности ряда стран для уста-
новки на нагревательных печах стали применять чугунные иголь-
чатые рекуператоры, коэффициент теплопередачи которых для
двусторонне-игольчатых труб достигает 93—116 Вт/(м2-°С) [80—
100 ккал/(м2-ч-°С)[ (отнесенный к гладкой поверхности); такие
рекуператоры несколько более теплоустойчивы в условиях работы
на промышленных печах, чем пластинчатые и трубчатые (при
исполнении тех и других из нелегированного металла).
В 40-х годах появились чугунно-стальные рекуператоры типа
«термоблок», представляющие собой конструкцию из гладких
стальных труб, стенки которых защищены чугунной броней,
повышающей их теплоустойчивость. Коэффициент теплопередачи
рекуператоров типа «термоблок», так же как и трубчатых рекупе-
раторов (из гладких труб), составляет 17,5—23,3 Вт(м2-°С) [15—
20 ккал/(м2-ч-°С)].
В 40-х годах стали применять также радиационные рекупера-
торы, для которых характерна возможность работать при темпе-
ратуре поступающих в них дымовых газов, доходящей до 1500° С,
тогда как в конвективных металлических рекуператорах темпе-
56
paivpa входящих в них дымовых газов не должна быть выше 800—
900° С. Коэффициент теплопередачи в радиационных рекуперато-
рах составляет 23—58 Вт/(м2-°С) [20—50 ккал/(м2’Ч-°С)].
KOHCTPS КЦИЯ ТЕШЮПЕРЕДАЮЩЕЙ ПОВЕРХНОСТИ
В металлических рекуператорах термическое сопротивление
стенки по сравнению с термическим сопротивлением теплоотдаче
на дымовой и воздушной сторонах ничтожно и поэтому в вопросе
интенсификации теплопередачи основное внимание уделяют по-
вышению коэффициента теплоотдачи газов, омывающих поверх-
ности теплообмена.
Если в рекуператоре большая часть тепла передается конвек-
тивным путем то на величину теплоотдачи существенное влия-
ние будет оказывать конструкция поверхности рекуператорных
элементов.
Способами увеличения теплоотдачи поверхности теплообмена
являются: создание искусственным путем шероховатости этой
поверхности; устройство на ней ребер и игл, увеличивающих по-
верхность нагрева со стороны движения продуктов сгорания и
воздуха; применение различных вставок, сердечников и т. п.
Шероховатость обусловливает увеличение теплоотдачи как
вследствие увеличения действительной поверхности соприкоснове-
ния газа со стенкой, через которую передается тепло, так и в ре-
зультате возникновения завихрений около стенки. Однако вместе
с увеличением теплоотдачи при создании шероховатости растет
и аэродинамическое сопротивление поверхности теплообмена,
а поэтому весьма важным является в этом случае установление
связи между ростом теплоотдачи и увеличением аэродинамиче-
ского сопротивления.
Исследованиями установлено [24], что эффективность от созда-
ния шероховатости может быть получена только при очень высоких
значениях критериев-Re и Nu, значительно превышающих вели-
чины этих критериев, характерных для рекуператоров промыш-
ленных печей. Поэтому можно считать, что создание искусствен-
ной шероховатости может найти весьма ограниченное применение
в печной теплотехнике.
Другим способом интенсификации теплоотдачи поверхности
является устройство на' ней ребер, которые увеличивают тепло-
отдачу, отнесенную к гладкой (условно — без ребер) поверхности
трубы, так как представляют собой дополнительную поверхность
нагрева.
Однако увеличение поверхности нагрева при помощи ребер
не в той же, а в меньшей степени увеличивает теплоотдачу, отне-
Пмс.от в пиду рекуператоры с максимальной температурой дымовых газов
до 800—1000е С.
57
сенную к действительной поверхности, так как сказывается отри-
цательное действие термического сопротивления ребер и ухудше-
ние условий обтекания газом поверхности нагрева потому, что
наличие ребер способствует уменьшению скоростей движения
газа около поверхности теплообмена (с соответствующим увеличе-
нием скоростей в зоне вне рёбер). Из рис. 27 видно, что чем меньше
расстояние между ребрами, тем хуже условия их обтекания и ниже
теплоотдача к единице действительной поверхности [25].
Для того чтобы разрушить слой газа, движущегося с малой
скоростью у ребристой поверхности, стали разрывать ребра и
перешли к зубчатой или игольчатой поверхности, которая обусло-
Рис. 27. Распределение скоростей в потоке газа между
•ребрами:
а — широко расставленные ребра; б — более близко
расположенные ребра
вливает большое завихрение потока газа, приближение скоростей
у поверхности к максимальным и тем самым увеличение тепло-
отдачи.
Следует обратить внимание на то, что опубликованные работы
по вопросу теплоотдачи от газовой среды к одной игле сводятся
к выводу основных зависимостей теоретическим путем. Однако
для возможности проведения математического анализа делают
ряд упрощений, представляющих собой существенные отступле-
ния от действительных условий теплоотдачи от газа к иглам.
Основными из них являются следующие: постоянство коэффи-
циента теплоотдачи для всей поверхности иглы и температуры
иглы в поперечном сечении (т. е. в этом сечении X = сю); по-
стоянство по длине иглы значений скорости и температуры газо-
вой среды, окружающей иглу.
Эти отступления от действительных условий работы настолько
искажают окончательные результаты, что выведенные формулы
не могут служить расчетными для вновь конструируемых иголь-
чатых поверхностей. Их можно лишь использовать для некоторых
общих принципиальных выводов: коническая форма иглы эффек-
тивнее цилиндрической и диаметр игл нужно принимать возможно
меньшим, увеличивая число игл на поверхности Ограничива-
ющими критериями в данном случае могут служить: технология
изготовления, прочность игл, аэродинамическое сопротивление,
58
засорение игольчатой поверхности и теплоустойчивость рекупе-
раторов.
Практически, учитывая аэродинамическое сопротивление
игольчатой поверхности, засорение игл, а также упрощение тех-
нологии отливки, принимают в настоящее время средний диаметр
игл (при их длине 20 и 40 мм) минимум 5—7 мм и расстояние между
ними (шаг) минимум 14 мм, увеличивая этот шаг при возрастании
степени засорения газа.
В некоторых случаях для интенсификации теплопередачи
в трубчатых рекуператорах в трубы вставляют различные сердеч-
ники (спиральные, цепочкообразные и др.).
Согласно данным Колборна и Кинга [10] установлено, что
потеря напора, обусловленная вставкой в трубу спирального
сердечника, очень велика, и если ту же по величине теплоотдачу,
что и при вставке сердечника, получить путем увеличения ско-
рости движения газа в трубе без сердечника, то потеря напора
в последнем случае будет значительно меньше. Например, если
при вставке сердечника теплоотдача увеличивается в шесть раз,
то аэродинамическое сопротивление возрастает в 200 раз, но если
увеличить теплоотдачу до той же самой величины в результате
повышения скорости газа в трубе без сердечника, то сопротивле-
ние увеличится только в 60 раз.
С. Е. Ростковский доказывает аналитическим путем,что наличие
в трубах рекуператора даже гладких вставок в условиях низких
температур значительно уменьшает перенос тепла, приходящийся
на единицу аэродинамического сопротивления [26].
Сотрудниками института «Теплопроект» были проведены опыты
с плоскими, волнистыми и цилиндрическими вставками в трубы на
воздушном пути термоблочного элемента рекуператора [27].
Опыты проводили для установления величины роста аэродинами-
ческого сопротивления и влияния вставок на понижение темпе-
ратуры стенки термоблочного элемента при изменении Re от
9,0-103 до 3.6-104.
Установлено, что коэффициенты сопротивлений рекуператор-
ных элементов с вставками (плоскими, волнистыми и цилиндри-
ческими) возросли по сравнению с коэффициентами сопротивлений
элементов без вставок соответственно в 1,3; 3,4 и 6,2 раза, причем
при температуре дымовых газов 800—1000° С, подогреве воздуха
200—250° С и температуре стенки без вставок 700—900° С сниже-
ние температуры стенки при наличии вставок составило всего
лишь 10—20° С.
Следует также учесть, что вставки увеличивают металлоем-
кость рекуператоров и усложняют ремонт их.
Таким образом, можно сделать вывод, что вставки целесооб-
разно применять только в существующих уже трубчатых рекупе-
раторных установках для интенсификации теплопередачи, если,
конечно, имеется соответствующий резерв давления воздуха или
газа. Во вновь проектируемых конвективных рекуператорах из
59
гладких труб более высокий коэффициент теплопередачи целесо-
образнее получать путем увеличения скорости движения газа
в трубах без вставок.
•В высокотемпературных радиационных рекуператорах вставки
в воздушных трубах, безусловно, полезны, так как способствуют
понижению температуры стенок труб и тем самым — увеличению
теплоустойчивости рекуператора. Это можно объяснить тем, что
стенки труб, кроме отдачи тепла конвекцией воздуху, будут
дополнительно отдавать тепло излучением на вставки.
Для более полного анализа вопроса о том, какая конструкция
поверхности теплообменника является оптимальной, следует упо-
мянуть о весьма интересной работе 3. Ф. Чуханова [28], сравни-
вавшего эффективность работы конвективных теплообменников
типа «канал» (теплоноситель внутри труб) и теплообменников
типа «пучок» (теплоноситель обтекает пучок труб).
3. Ф. Чухановым установлено, что практически для всех
условий теплообмена при скорости газов, создаваемых вентиля-
торным дутьем, и при диаметрах труб от 5—10 до 50—100 мм тепло-
обменник типа «пучок» значительно эффективнее и рациональнее
теплообменника типа «канал». При одинаковых аэродинамических
сопротивлениях у теплообменника типа «пучок» коэффициент
теплоотдачи в несколько раз выше, чем у теплообменника типа
«канал». Наоборот, при одинаковом коэффициенте теплоотдачи
аэродинамическое сопротивление теплообменника типа «пучок»
в несколько раз меньше, чем теплообменника типа «канал». При
малых диаметрах труб (d = 5—10 мм) и одинаковой теплоотдаче
сопротивление теплообменника типа «пучок» в 10—20 раз меньше,
чем теплообменника «канал».
На основании этих выводов следует стремиться к конструиро-
ванию таких рекуператоров, у которых с дымовой и воздушной
сторон была бы поверхность типа «пучок». Наиболее близко
к этому приближается конвективный рекуператор из двусторонне-
игольчатых труб. Менее совершенным будет конвективный труб-
чатый рекуператор, у которого по одному тракту расположена
поверхность «пучок», а по другому — «канал». Наименее совер-
шенным будет рекуператор типа «термоблок», имеющий по обоим
газовым трактам поверхность «канал».
Однако при выборе конструкции рекуператора для того или
иного случая его установки, кроме тепловой эффективности по-
верхности нагрева, должны обязательно учитывать засоряемость
и теплоустойчивость элементов рекуператора, что иногда’застав-
ляет применять рекуператоры с меньшей’тепловой эффектив-
ностью, но более теплоустойчивые или менее засоряемые.
В случае, если в рекуператоре основное количество тепла пере-
дается не конвекцией, а излучением (температура дымовых газов,
входящих в рекуператор, выше 900—1000° С), то конструкция
поверхности нагрева рекуператора с дымовой стороны не имеет
существенного значения для теплоотдачи. В этом случае для уве-
60
личения теплоотдачи излучением дымовые каналы рекуператоров
выполняют возможно большего диаметра с гладкими стенками на
дымовой стороне, так как фигурные стенки, не влияя существенно
на теплоотдачу, имели бы пониженную прочность вследствие
больших температурных напряжений и усложнили бы очистку
от сажи и пыли, налипающих на них.
Глава VII
КОНВЕКТИВНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ ИЗ ЧУГУННЫХ
ТРУБ
КОНСТРУКЦИЯ РЕКУПЕРАТОРОВ
Опыт применения рекуператоров из гладкостенных чугунных
труб показал весьма низкую их тепловую эффективность, и в на-
стоящее время применяют иногда ребристые трубы, а в основном
так называемые «игольчатые» чугунные трубы, названные так
Рис. 28. Игольчатая чугунная рекупсраторная труба длиной 880 мм
потому, что поверхности их теплообмена (стенки) отливают не
гладкими, а с ребрами в виде игл круглой или вытянутой — оваль-
ной в сечении формы, что существенно увеличивает теплоотдачу.
Таким образом, основным элементом игольчатого рекуператора
является чугунная игольчатая труба овальной в сечении формы
с наружными и внутренними (или только внутренними) иглами
(рис. 28). Обычно воздух проходит внутри трубы, а дымовые газы
омывают трубу снаружи. Труба с обоих концов снабжена флан-
цами коробчатой формы, в которых сделаны отверстия для болтов
61
и канавки (пазы) для помещения специальной уплотнительной
рекуператорной замазки при соединении фланцев одного с другим
и с крепежными рейками (рис. 29). Боковые поверхности фланцев
механически обработаны.
Чтобы можно было в широких пределах изменять тепловую
мощность, а следовательно, и
Рис. 29. Узел соединения игольчатой
трубы и воздушного патрубка с кре-
пежной рейкой:
/ — игольчатая труба; 2 — крепежная
рейка; 3 — воздушный патрубок; 4 —
асбестовая прокладка; 5 — специаль-
ная замазка; 6 — крепежная рама
Тепловая эффективность
размеры рекуператоров, игольчатые
трубы выпускают разной длины,
но одного поперечного сечения.
Размеры игольчатых труб типи-
зированы и почти во всех стра-
нах, где их производят, они оди-
наковы, что очень удобно при
взаимном обмене между странами
печным оборудованием. У нас в
Союзе в настоящее время серийно
выпускают трубы длиной 880, 1135
и 1640 мм *.
По конструкции все чугунные
игольчатые трубы делят на две
основные группы: односторонне-
игольчатые и двусторонне-иголь-
чатые. У односторонне-игольчатых
труб иглы находятся только на
внутренней (воздушной) стороне;
наружная (дымовая) сторона их
гладкая.
Ввиду отсутствия игл на ды-
мовой стороне теплоустойчивость
односторонне-игольчатых труб вы-
ше, а засоряемость меньше, чем
у двусторонне-игольчатых. Эти
трубы широко применяют в реку-
ператорах для печей, отапливае-
мых топливом разных видов.
двусторонне-игольчатых труб зна-
чительно выше, чем односторонне-игольчатых, но они менее
теплоустойчивы и легче поддаются засорению. Эти трубы можно
применять для рекуператоров, устанавливаемых на печах, дымо-
вые газы которых относительно чисты, т. е. на печах, отапливае-
мых чистым газом и не имеющих уноса из печи окалины, пыли
и т. д.
Температурная граница применения двусторонне-игольчатых
рекуператоров при одинаковом составе металла труб ниже, чем
односторонне-игольчатых, так как при одной и той же температуре
подогрева воздуха и одной и той же температуре дымовых газов
* На Верхне-Уфалейском металлургическом заводе Челябинской области
производят односторонне-игольчатые трубы.
62
максимальная температура металла иглы у двусторонне-иголь-
чатой трубы будет существенно выше, чем температура металла
стенки односторонне-игольчатой трубы.
Двусторонне-игольчатые трубы выпускаются так называемых
типов 17,5 и 28 с иглами на дымовой стороне овального сечения
высотой 40 мм и расстоянием между осями игл соответственно
17,5 или 28 мм.
У игольчатых рекуператорных труб всех типов совершенно
одинакова конструкция внутренней (воздушной) игольчатой по-
верхности, снабженной иглами высотой 20 мм с расстоянием
между осями игл 14 мм.
Фланцы рекуператорных игольчатых труб всех длин и типов
совершенно одинаковы по конструкции и имеют форму коробки
с размерами 170x230 мм. В ряде случаев односторонне-игольчатые
трубы (с гладкой наружной дымовой поверхностью) выпускают
с фланцами размером 115x230 мм. Уменьшенный фланец труб
без наружных игл принят с целью уменьшения сечения дымового
канала, иначе это сечение при отсутствии игл было бы чрезмерно
большим.
Игольчатые трубы без наружных игл с нормальными фланцами
применяют в том случае, когда в одной секции рекуператора одно-
временно устанавливают двусторонне-игольчатые и односторонне-
игольчатые трубы, причем из последних делают первые ряды труб
со стороны входа дымовых газов, имеющих наиболее высокую
температуру.
Если весь рекуператор выполняют из односторонне-игольча-
тых труб, то применяют трубы только с уменьшенными фланцами,
так как при одинаковой поверхности нагрева такие трубы имеют
меньшие объем или массу.
Основные данные характеристики игольчатых рекуператорных
труб приведены в табл. 4.
Таблица 4
ХАРАКТЕРИСТИКА ТРУБ ИГОЛЬЧАТЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Характеристик Игольчатые трубы
типа 17,5 (28) без наружных игл (с уменьшенным фланцем)
Длина труб, мм Сечение для прохода 880 1135 1385 1640 880 1135 1385 1640
воздуха, м2 Сечение для прохода дымовых газов (между Двумя сомкнутыми трубами), м2 Условная (расчетная) поверхность нагрева 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008 0,008
0,060 (0,070) 0,080 (0,092) 0,100 (0,114) 0,120 (0,135) 0,042 0,055 0,067 0,080
(без игл), м2 0.25 0,33 0,425 0,50 0,25 0,33 0,425 0,50
Масса трубы, кг — 45(41) 55 (52) 66 (65) 80 (76) 31 39 47 55
63
Сборка игольчатого рекуператора из отдельных труб заклю-
чается в соединении болтами фланцев труб одного с другим. По пе-
риферии секции (блока) рекуператорные трубы присоединяют
А-А
Б-s
Рис. 30. Одноходовой игольчатый рекуператор
к крепежным (уплотнительным) рейкам, образующим раму. Вся
крепежная реечная рама состоит из продольных и угловых реек,
которые соединены болтами одна с другой и с трубами. Рейки
представляют собой литые чугунные балки коробчатого сечения
с отверстиями для крепления к ним игольчатых труб и воздушных
коробок. Длина реек равна одной, двум и трем длинам соот-
64
ветствующих сторон фланца трубы рекуператора. Таким образом,
из реек шести типов и углового реечного элемента одного типа
можно собрать рамы для рекуператоров разного размера с различ-
Рис. 31. Двухходовой игольчатый рекуператор
ной комбинацией труб. К раме из реек присоединяют подводящие
и отводящие воздушные коробки.
Собранную секцию рекуператора, через которую воздух про-
ходит один раз, не меняя направления, называют «ходом». Выбор
числа «ходов» игольчатого рекуператора зависит в основном от
располагаемого давления дутья и от конечной температуры на-
грева воздуха. Наиболее часто применяют двухходовую установку
рекуператора, обеспечивающую подогрев воздуха до 300—400° С
при температуре дымовых газов, входящих в рекуператор, при-
мерно 750—800° С.
5 Б. П. Тебеньков
65
Рис. 32. Трехзонная методическая прокатная печь конструкции Стальпроекта с двухходовым игольчатым рекуператором
При подогреве воздуха до 150—200° С достаточен бывает одно-
ходовой рекуператор. Установки с числом ходов более двух встре-
чаются реже, обычно в тех случаях, когда необходимо подогреть
воздух выше 400° С.
Так как сопротивление рекуператоров на воздушной стороне
возрастает пропорционально числу ходов, то применение многохо-
дового рекуператора требует повышенного давления дутья. Вслед-
ствие этого многоходовой рекуператор устанавливают только
в тех случаях, когда в двухходовом рекуператоре невозможно
Рис, 33. Камерна» нагревательная кузнечная печь с подземным дымоходом и установкой
игольчатого рекуператора в дымоходе над уровнем пола цеха
подогреть воздух до заданной температуры или (при наличии из-
быточного давления воздуха) необходимо сократить габариты
рекуператора.
На рис. 30 показана конструкция одноходового игольчатого
рекуператора, а на рис. 31 — наиболее часто применяемая кон-
струкция двухходового игольчатого рекуператора с горизонталь-
ным расположением труб. В каждой секции (ходе) рекуператора
12 игольчатых труб. Дымовые газы движутся в рекуператоре
в вертикальном направлении. Соединение двух секций (ходов)
в изображенном рекуператоре выполнено при помощи так назы-
ваемой «промежуточной» рейки, помещенной между крепежными
(обвязочными) рейками соседних секций рекуператора и прикреп-
ленной к ним болтами. На рис. 32 показана установка двухходо-
вого рекуператора на методической печи.
Наиболее эффективно устанавливать игольчатые рекупера-
торы так, чтобы дымовые газы проходили через трубы в вертикаль-
ном направлении, а сами рекуператоры были легко доступны для
осмотра и очистки. При установке рекуператоров над печами это
5* 67
сравнительно легко осуществить. При отводе же дымовых газов
из печи в подземный боров игольчатый рекуператор лучше уста-
навливать так, как показано на рис. 33.
АЗОПЛОТНОСТЬ ИГОЛЬЧАТЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Игольчатые чугунные рекуператоры, обладая по сравнению
с рекуператорами других типов рядом преимуществ (высокая
тепловая эффективность, компактность, удовлетворительная тепло-
устойчивость и т. д.), имеют существенный недостаток — большое
число стыков между фланцами труб.
При недостаточно хорошем монтаже и плохом уплотнении это
приводит иногда к значительному снижению эффективности ра-
боты рекуператоров вследствие утечки части воздуха в продукты
сгорания.
Согласно статистике измерений утечки воздуха в игольчатых
рекуператорах, можно считать, что если в небольших (4—15 труб)
рекуператорах утечка (при асбестовом уплотнении) в среднем
составляет 3—5% от количества проходящего воздуха, то в боль-
ших рекуператорах (80—100 труб в одном блоке) она достигает
20—30%, т. е. газоплотность металлического рекуператора начи-
нает приближаться к газоплотности керамического.
Указанные цифры относятся к перепаду давления между воз-
душной и дымовой сторонами рекуператора до 7—8 кН/м2 (700—
800 мм вод. ст.) и температуре стыков фланцев до 500—600° С.
Следует отметить, что в основном на степень газоплотности иголь-
чатого рекуператора влияют качество монтажа и состав уплотни-
тельной массы (замазки), помещаемой между фланцами.
В качестве уплотнительной массы, закладываемой в пазы
между фланцами труб рекуператоров, применяли раньше и
частично применяют в настоящее время асбестовый шнур, пропи-
танный молоком из пылеобразного шамота, замешанном на рас-
творе буры, или просто листовой асбест. Однако производствен-
ные и лабораторные испытания показали, что асбестовое уплот-
нение неполноценно и обусловливает большую газопроницае-
мость, так как асбест, если он не смочен жидким стеклом, при тем-
пературе выше 450—500° С начинает разрушаться.
На основе лабораторных опытов [29] рекомендуют следующие
составы уплотнительных замазок (для температуры до 700° С):
1 Смесь (2 1 по массе) мелких железных опилок или желез-
ного порошка с графитом, замешанную на жидком стекле (плот-
ность 1,40—1,45); полученную массу перемешивают с минераль-
ной ватой, количество которой (по массе) равно количеству же-
лезных опилок и графита.
2 . То же, что и первый состав, но смесь графита с железными
опилками заменяют порошком, образующимся при обработке
металла карборундовыми кругами (карборундовая пыль).
68
Рис. 34. Эластичное со-
единение чугунных реку-
пер аторных труб:
1 — чугунная рекупера-
торная труба; 2 — чу-
гунный опорный фланец;
3 — стальной коробчатый
манжет; 4 — обрамляю-
щая рама; 5 — воздуш-
ная коробка; 6 — свар-
ные соединения
Зги замазки подвергали не только обстоятельным лаборатор-
ным испытаниям, но и многократно проверяли в условиях произ-
водственной эксплуатации рекуператоров.
Следует отметить, что с целью обеспечения свободного тем-
пературного расширения игольчатых или ребристых чугунных
труб рекуператора и решения проблемы его
газоплотности была предложена чугунная
труба нового типа, на обоих концах которой
предусмотрены стальные фигурные короб-
ки — манжеты, залитые в фланцы чугунных
труб [30]. Манжеты сделаны из листовой
стали толщиной 2,5—3,5 мм.
По данным литературных источников,
соединение стали с чугуном фланцев полу-
чается весьма прочным.
Фланцы труб не сболчиваются, а, наобо-
рот, имеют шлифованные плоскости сопри-
косновения, чтобы трубы могли скользить
одна относительно другой.
Соединение труб осуществляют сваркой
краев стальных манжет (рис. 34). В случае
необходимости замены какой-либо трубы
блока рекуператора сварные края сталь-
ных манжет срезают и трубы вынимают.
Таким образом, наличие сварных соедине-
ний труб обеспечивает хорошую газоплот-
ность рекуператора, а фигурная форма
манжет обусловливает достаточную ком-
пенсационную способность их и дает воз-
можность сдвига при температурном расширении одной трубы
относительно другой до 10 мм.
В ФРГ находится в эксплуатации несколько рекуператоров
с такими трубами.
ИССЛЕДОВАНИЕ ИГОЛЬЧАТЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
И ДАННЫЕ ДЛЯ ИХ РАСЧЕТА
Обстоятельные исследования, касающиеся теплообмена и аэро-
динамического сопротивления игольчатых поверхностей разного
типа, были проведены А. К. Скрябиным [31] и А. В. Кузнецо-
вым [32].
Однако эти исследования, дав большой и ценный материал'для
суждения о свойствах игольчатых поверхностей, в незначитель-
ной степени могли быть использованы для установления тепловой
и аэродинамической характеристики игольчатых рекуператорных
тРУб, применяемых сейчас в промышленности, что объясняется
следующим:
69
1) были исследованы игольчатые поверхности рекуператоров
геометрической формы, отличавшейся от применяемой в настоящее
время;
2) исследования относились только к участку игольчатой по-
верхности или в лучшем случае к одной игольчатой трубе и по-
этому совершенно не решали таких важных для конструирования
и эксплуатации вопросов, как влияние на теплообмен компоновки
игольчатых рекуператорных труб, засорения поверхности на-
грева и т. д.;
3) результаты исследований часто имели большие расхожде-
ния; например, для аналогичных игольчатых поверхностей зна-
чения критерия Nu, полученные А. К- Скрябиным, почти в 10 раз
превышают значения критерия Nu, полученные А. В. Кузнецо-
вым, при одинаковых величинах критерия Re.
Вследствие этого автором были проведены исследования,
целью которых являлось получение тепловой и аэродинамической
характеристик игольчатых рекуператорных труб, выпускаемых
сейчас промышленностью [33, 34].
Ниже приведены наиболее важные для конструирования и
эксплуатации игольчатых рекуператоров результаты проведен-
ных исследований.
Тепловая характеристика
Определены зависимость критерия Нуссельта от числа Рей-
нольдса, а также зависимость коэффициента теплоотдачи от ско-
рости газовых сред (w, м/с), выраженные следующими эмпири-
ческими формулами:
Nu^A-Re'1 (59)
а 1,1635®" Вт/(м2-°С),
или
а В-шп ккал/(м2 • ч • °C). (60)
Значения А, В и п в этих формулах приведены в табл. 5
Зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости газов по
результатам исследований приведена в логарифмической ана-
морфозе на рис. 35 и 36.
Для упрощения и ускорения технических расчетов игольчатых
рекуператоров построены графики, в которых общий коэффи-
циент теплопередачи k представлен как функция приведенных ско-
ростей дымовых газов и воздуха в рекуператоре (рис. 37, 38, и 39).
Данные графиков действительны для чистой поверхности иголь-
чатых труб.
Надо отметить, что исследование теплоотдачи проводили при
максимальной температуре дымовых газов, входящих в рекупе-
70
Таблица 5
ЗНАЧЕНИЕ А. В и п ДЛЯ ИГОЛЬЧАТЫХ ТРУБ
РАЗНОГО ТИПА
Поверхл А В п Критерий Re X 10'»
условная поверх- ность действи- тельная поверх- ность условная поверх- ность действи- тельная поверх- ность
Внутренняя поверх- ность игольчатых труб всех типов 0,0215 0,0065 41,2 12,5 1,03 6—25
Наружная поверх- ность труб: типа 17,5 0,475 0,085 118,5 22,1 0,755 1,0—4,0
типа 28 0,358 0,088 69,0 17,9 0,74 1,0—4,0
без игл 0,121 0,075 17,0 10,7 0,72 3,0—13,0
Спорость , м/с
Рис. 35. Коэффициент теплоотдачи внутренней поверхно-
сти игольчатых рекуператор’ных труб:
1 — условная поверхность; 2 — действительная поверх-
ность
71
Скорость Wo, м/с
Рис. 36. Коэффициент теплоотдачи внешней
(дымовой) поверхности игольчатых рекупера-
торных труб:
1 — условная поверхность труб типа 17,5;
2 — действительная поверхность труб типа
17,5; 3 — условная поверхность труб типа 28;
4 — действительная поверхность труб типа 28;
5 — условная поверхность труб без наружных
игл; 6 — действительная поверхность труб без
наружных игл
2 3 4 5 6 7 8 9 10 // 12
Спорость воздуха м/с
Рис. 37. Общий коэффициент теплопередачи
для игольчатых труб типа 17,5
ратор, равной 800—900° С, и
средней температуре их в ре-
куператоре 600—650° С. Ко-
эффициент теплоотдачи излу-
чением при этих температу-
рах составлял не более 7 —
8% коэффициента теплоот-
дачи конвекцией.
Установлено, что пред-
варительная, макроскопиче-
ская турбулизация потока
существенно влияет на уве-
личение коэффициента кон-
вективной теплоотдачи. На-
пример, коэффициент конвек-
тивной теплоотдачи на ды-
мовой стороне у второй (по
ходу дымовых газов в реку-
ператоре) трубы по замерам
был на --30% выше, чем
у первой. Однако это явле-
ние при применении уравне-
ний (59) и (60) учитывать не
следует, так как при усло-
виях работы рекуператоров
на промышленных печах не-
которое уменьшение конвек-
тивной теплоотдачи на пер-
вые ряды труб компенси-
руется увеличением тепло-
отдачи от излучения предре-
куператорного пространства.
Засорение поверхности
игольчатых труб влияет не
только на понижение вели-
чины коэффициента теплоот-
дачи, но и на изменение
характера функций No. —
= ARen и а = Bwn, так как
показатель степени п при за-
сорении поверхности умень-
шается. Например, посте
эксплуатации игольчатого
рекуператора из труб типа
17,5 в течение 6 месяцев на
печи, отапливаемой город-
ским газом, было установ-
лено, что засорение дымовой
72
поверхности труб привело не только к уменьшению коэффи-
циента теплоотдачи на дымовой стороне на 45—50%, но и к умень-
шению показателя степени п в формуле (59) от 0,755 до 0,6.
Последнее обстоятельство
можно объяснить меньшим
влиянием изменения скоро-
Рис. 38. Общий коэффициент теплопередачи
для игольчатых труб типа 28
Рис. 39. Общий коэффициент тепло-
передачи для игольчатых труб без на-
ружных игл
Л, ккал/(пгч- °C)
сти на турбулизацию ввиду засорения игл, так как вследствие
возрастания их сопротивления значение средней скорости в зоне
игл понизилось.
Это явление подтверждает важность своевременной очистки
поверхности нагрева.
Аэродинамическая характеристика
Исследовали игольчатые трубы всех трех типов, отлитые по
металлическим моделям. Установлены величины аэродинамиче-
ского сопротивления игольчатых рекуператорных труб как для
внутренней (воздушной), так и для наружной (дымовой) поверх-
ностей.
Для технических расчетов рекомендуют следующую эмпири-
ческую формулу, по которой определяют аэродинамическое со-
противление внутренней поверхности игольчатых труб
Т
hB — ^^0273 Н/м2 (или мм вод. ст.), (61)
где /iB — аэродинамическое сопротивление игольчатой трубы
по пути движения воздуха (внутри), Н/м2, или мм вод. ст;
а>о —приведенная скорость воздуха в трубе, м/с;
Т—средняя температура воздуха в трубе, °К;
А — коэффициент, зависящий от длины трубы.
73
Ниже приводятся значения этого коэффициента:
Длина трубы, мм 880 1135 1385 1640
Коэффициент А при:
йв, Н/м2 (мм вод. 2,06 (0,210) 2,40 (0,245) 2,75 (0,280) 3,10 (0,315)
При расчетах рекуператоров величину аэродинамического со-
противления, полученную по формуле (61), следует увеличить
на 25—30%, учитывая неточность отливки и возможное отклоне-
ние размеров игл от проектных, а также повышение шероховатости
игл от коррозии при транспортировке труб от завода-изготовителя
до места сбор ки.
Для определения аэродинамического сопротивления внешней
(дымовой) поверхности игольчатых труб всех трех типов рекомен-
дуют следующую эмпирическую формулу:
/1Д = а (п -ф- т) Two• 10 ~4 Н/м2 (мм вод. ст.), (62)
где /гд — аэродинамическое сопротивление наружной (дымовой)
поверхности игольчатых труб, Н/м2 (мм вод. ст.);
п — число рядов труб в направлении движения дымовых
газов;
т — число секций (ходов) рекуператора в направлении дви-
жения дымовых газов;
Т — средняя температура дымовых газов, СК;
а — коэффициент, зависящий от типа труб:
Коэффициент а при h„ Н/м2 (мм вод. ст.)
Трубы типа 17,5 6,0 (0,61)
Трубы типа 28 . 5,4 (0,55)
Трубы с гладкой наружной поверх-
ностью 1,6 (0,16)
Установлено, что поток газа внутри игольчатой трубы вы-
равнивается на длине 900—1000 мм, после чего на остальном уча-
стке устанавливается постоянный профиль скоростей, при кото-
ром коэффициент сопротивления единицы длины трубы полу-
чается меньше, чем начального участка. Поэтому, если при кон-
струировании рекуператоров представляется возможность выби-
рать длину игольчатых труб, то рекомендуют применять более
длинные трубы.
На основе замеров перепада температур между вершиной и
основанием иглы на дымовой стороне игольчатой трубы рекомен-
дуют при расчетах игольчатых рекуператоров для определения
максимальной температуры металла расчетную максимальную
температуру стенки, определенную по формуле (48), увеличивать
на А/. Перепад температуры в иглах (А/) в зависимости от темпе-
ратуры дымовых газов -(/д) следующий:
/д, СС 400—500 500—650 650—750 750—850 850—900
А/, °C .... 80 100 ПО 130 140
74
4. ДАННЫЕ ПРОИЗВОДСТВЕННОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ИГОЛЬЧАТЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
В Советском Союзе имеется опыт эксплуатации на промышлен-
ных печах игольчатых рекуператоров, собранных из труб всех
трех типов игольчатого оребрения длиной от 880 до 1640 мм.
Наиболее обширные данные о работе игольчатых рекуперато-
ров в производственных условиях, полученные на основании
обследований, приведены в работах Тайца Н. Ю. и др. [35],
Раменской Е. С. [36], а также Рубижевского Л. А. и Красовиц-
кого М. А. [37].
Основные показатели 103 обследованных в этих работах реку-
ператоров на 45 металлургических и машиностроительных заво-
дах приведены в табл. 6.
Таблица 6
СВОДНЫЕ ДАННЫЕ ОБСЛЕДОВАНИЯ ИГОЛЬЧАТЫХ
РЕКУПЕРАТОРОВ
Показатели Литературные источники
135] [36]
Число обследованных реку- ператоров Тип рекуператорных труб 19 Без наруж- 74 Без наруж- 10 Без наруж-
Объем нагреваемого возду- ха, м:,/ч ных игл 3 300—20 500 ных игл — 67; типа 28—7 7 000—12 000 нььх игл Нет св. (произ-
Температура дымовых газов, входящих в рекуператор, °C Температура подогрева воз- духа, °C ' Материал труб рекупера- торов Срок службы рекуперато- ров, лет 550—850 140—370 Chj 490-930 140—350 13Л 1,0—10,0 водительпость печей от 5,2 до 50 т/ч) 800—950 160—400 Силал и серый чугун 1,0—14,0
При обследовании подтверждено основное положительное
свойство игольчатых рекуператоров —их компактность. При
эксплуатации в производственных условиях подтверждена при-
менимость уравнений (59) и (60) теплообмена для дымовой и воз-
душной сторон игольчатых труб [35]. Однако выявлен и существен-
ный недостаток игольчатых рекуператоров — их низкая газо-
плотность, доходящая в больших рекуператорах (100 и более
труб в «ходе») до 30%, а в среднем составляющая 15—20%, объяс-
75
няемая в большинстве случаев недостаточно качественным монта-
жом рекуператоров.
Из повреждений игольчатых труб наиболее часто встречаются
растрескивание и прогар первых по ходу дымовых газов труб в ре-
куператорах. Частый выход игольчатых рекуператоров из строя
вследствие растрескивания труб отмечают и в зарубежной прак-
тике [38].
Обследования показали, что температура подогрева воздуха
в игольчатых рекуператорах, как правило, очень низка и состав-
ляет 150—200° С, что в основном объясняется как утечками воз-
духа на дымовую сторону в результате пониженной газоплотности
рекуператоров, так и недостаточным количеством дымовых га-
зов, поступающих в рекуператор, составляющим от 15 до 50%
газов, образующихся в печи, причем с температурой ниже проект-
ной вследствие большого массообмена на пути печь—рекупера-
тор.
Следует, однако, обратить внимание на то, что в СССР при-
меняют игольчатые рекуператоры с устойчивым подогревом воз-
духа до значительно более высоких температур. Так, на металлур-
гическом заводе им. К. Либкнехта у двух карусельных нагрева-
тельных печей работают рекуператоры, состоящие из двусто-
ронне-игольчатых труб, отлитых из металла, содержащего 28
и 32% хрома. В этих рекуператорах подогревают воздух до 350
и 430° С [39].
Рекуператоры из двусторонне-игольчатых труб не получили
в СССР распространения. Основной причиной этого было то, что
двусторонне-игольчатые трубы изготовляли из серого чугуна на
Харьковском литейно-механическом заводе (1947—1952 гг.), а
применяли их часто в тех тепловых условиях, где должны были
использовать трубы из легированного чугуна.
Многолетний опыт эксплуатации за рубежом рекуператоров,
состоящих из двусторонне-игольчатых труб, отлитых из металла,
содержащего до 30—35% Сг и до 8—10% N1, показывает, что
применение их достаточно экономично при температурах подогрева
воздуха не выше 600—650° С.
5. РАСЧЕТ ИГОЛЬЧАТЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Расчет игольчатых рекуператоров осуществляют на основании
приведенных выше тепловой и аэродинамической характеристик
игольчатых труб с учетом данных, изложенных в первом разделе
книги. Кроме того, при расчете учитывают ряд положений, уста-
новленных практикой эксплуатации игольчатых рекуператоров.
Определенный по рис. 37—39 общий коэффициент теплопе-
редачи соответствует работе рекуператора с чистой поверхностью
нагрева, т. е. при отоплении печи чистым газом и отсутствии тех-
нологического уноса из рабочего пространства печи.
76
При отоплении печи, оборудованной рекуператором, другими
видами топлива значения общего коэффициента теплопередачи,
полученные по рис. 37—39, следует умножать на поправочный
коэффициент р, учитывающий понижение общего коэффициента
теплопередачи в периоды между чистками дымовой поверхности
труб. При сжигании мазута или загрязненного газа для труб типа
17,5 и 28 р = 0,75, а для односторонне-игольчатых труб р = 0,95.
Таким образом, расчетный коэффициент теплопередачи
k' kp Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч-°С) 1. (63)
Трудным обычно бывает выбор коэффициентов местных сопро-
тивлений при расчете потерь давления в переходной (из одного
хода в другой) воздушной коробке рекуператора. В этом случае
можно ориентироваться на величины потерь давления в воздушных
коробках, полученные при испытаниях игольчатых рекуператоров.
Рекомендуют сумму потерь давления в переходном и подво-
дящих воздушных патрубках двуходового рекуператора прини-
мать равной 50—60% суммы сопротивления игольчатых труб на
воздушном пути (если в этих патрубках отсутствуют направляю-
щие перегородки).
Скорость воздуха в рекуператорных трубах всех типов ре-
комендуют принимать от 3,0 до 8,0 м/с. Однако если позволяет
давление воздуха перед рекуператором, то для уменьшения его
габаритов и снижения максимальной температуры металла труб
эти скорости могут быть превышены. Максимальное давление воз-
духа для игольчатых труб с коробчатыми фланцами принимают
равным 8,8—9,8 кН/м2 (900—1000 мм вод. ст.).
Скорость дымовых газов рекомендуют принимать: для труб
типа 17,5 и 28 —0,5 —.2,0 м/с; для односторонне-игольчатых
труб —2,0—4,0 м/с.
Чтобы лучше сохранить материал труб рекуператора, реко-
мендуют выбирать скорости дымовых газов и воздуха так, чтобы
отношение скорости воздуха к скорости дымовых газов (зуп/иуд)
было не менее 4,0 для двусторонне-игольчатых труб и не менее
1,5—2,0 для односторонне-игольчатых труб.
При температуре дымовых газов перед рекуператором не бо-
лее 600° С скорости дымовых газов могут значительно превышать
указанные выше пределы, а максимальная величина их будет
определяться только величиной тяги, которая имеется на данной
установке.
6. ПРИМЕР РАСЧЕТА ИГОЛЬЧАТОГО РЕКУПЕРАТОРА
Задание: рассчитать игольчатый рекуператор, состоящий из односто-
ронне-игольчатых труб длиной 880 мм из серого чугуна (с уменьшенными флан-
цами), при следующих показателях:
77
Объем нагреваемого воздуха при входе в реку-
ператор, м3/ч 1340
Объем дымовых газов при входе в рекуператор,
м3/ч . . 1100
Температура, °C:
подогрева воздуха у печи 300
начальная воздуха 20
дымовых газов при входе в рекуператор 900
Учитывая, что игольчатые трубы сделаны из серого чугуна, принимаем
температуру дымовых газов, входящих в рекуператор, /д = 750° С.
По формуле (40) для начальной температуры дымовых газов 900° С и раз-
бавляющего воздуха 20° С определяем фактор разбавления ср = 0,21.
Расчетный объем дымовых газов
Уд = уд (1 + ф) = 1 ЮО (1 -|- 0,21) = 1330 м3/ч.
Объем разбавляющего воздуха
1330 — 1100 = 230 м3/ч.
Для окончательного расчета:
VB = 1340 м3/ч, или _ 0,373 м3/с;
ооОО
133Г)
V„ = 1330 м3/ч, или , п = 0,369 м3/с.
" ЗоОО
Принимаем падение температуры в воздухопроводе от рекуператора до
печи Д<=20°С.
Подогрев воздуха в рекуператоре должен быть
= 'задан = 300 + 20 = 320° С.
Л Jd Да Л 1
Средняя объемная теплоемкость воздуха (см. табл. I приложений)
са = 1,32 кДж/(м3 °C).
Энтальпия воздуха
< = 1340.1,32(320-20) =
в 3,6
Принимаем потери тепла рекуператором в окружающее пространство рав-
ными 10%. Тогда количество тепла, которое должны отдать дымовые газы в реку-
ператоре:
<7отд = -^^-= 164000 Вт.
* 1 Вт = 3,6 кДж/ч.
78
Часовая энтальпия дымовых газов, входящих в рекуператор, при объемной
теплоемкости их (см. табл. 1 приложений)
сд 1,51 кДж/ °C);
‘^д Уд«
1330-1,51 750
3,6
= 418000 Вт.
Часовая энтальпия дымовых газов, уходящих из рекуператора:
< == q' —а = 418000 - 164000 = 254000 Вт.
А А U14
Выбираем объемную теплоемкость уходящих из рекуператора дымовых
газов (принимая предварительно /д~ 500°С);
cf = 1,47 кДж/ (м3 ° С).
Температура дымовых газов, уходящих из рекуператора:
_ 254000-3,6 _
Удсд “ 1330-1,47
Принимаем в рекуператоре схему перекрестного противотока:
< = 20° С -Воздух -> = 320° С;
470° С < ДЫМОПЬ1С газы t’ = 750° с.
Средняя логарифмическая разность температур (по рис. 18):
т11а„ = /д — = 750 — 320 = 430° С;
и = < — < = 470 — 20 = 450° С;
тср = 440° С.
По номограмме (рис. 19, (5) определяем поправочный коэффициент для пере-
крестного противотока.
По формулам (34) и (35) получаем:
750 — 470
320 — 20
0,933;
Р
Отсюда
320 — 20
750 — 20
= 0,411.
Ед, = 0,99.
Значение коэффициента ед< близко к 1,0 и им можно пренебречь.
79
Задаемся условной (предварительно принимается) скоростью дымовых газов
в рекуператоре а’д = 3,0 м/с и условной скоростью воздуха w0 = 6,0 м/с.
Согласно табл. 4, сечение для прохождения дымовых газов, приходящееся
на одну односторонне-игольчатую трубу длиной 880 мм, равно 0,042 м2 и для про-
хождения воздуха 0,008 м2.
Общее сечение каналов для прохождения воздуха
/в —
0,373
6,0
= 0,0621
м2.
Общее сечение для прохождения дымовых газов
, Уд 0,369
^=^- = -з^ =
0,123 м2.
Ориентировочно должно быть труб по пути воздуха
0,0621
'0,008
= 8 шт.
По пути дымовых газов
0,123
0,042
шт.
Согласно выбранным скоростям дымовых газов и воздуха в рекуператоре,
по графику (рис. 39) находим коэффициент теплопередачи: k = 39,0 Вт/(м2-°С),
или 33,5 ккал/(м2-ч-°C).
Поправочный коэффициент на засорение поверхности нагрева (чистый газ)
принимаем равным 1,0.
Поверхность нагрева рекуператора [по формуле (14)]
147500
йтср 39,0 440 8,6 ’
Поверхность нагрева одной трубы (условная) 0,25 м2. Должно быть труб
в рекуператоре
8.6
0,25 ~ 35 ШТ’
Так как по пути воздуха должно быть 8 труб, а по пути дымовых газов (по-
перек дымохода) 3 трубы, то очевидно, что один «ход» рекуператора должен иметь
или 6 или 9 труб, т. е. 3X2 или 3X3.
Выбираем 9 труб в одном «ходе», так как это число ближе к 8 (числу труб
по пути воздуха по принятым скоростям). Число «ходов» рекуператора должно
быть
Таким образом, рекуператор принимаем окончательно четырехходовым из
36 труб — по 9 труб в каждом ходе.
Действительное общее сечение для прохождения воздуха
= 9-0,008 = 0,072 м2,
89
Действительная скорость воздуха
ч 0,373 с о .
= 0^072 = 5,2 /с-
Действительное сечение для прохождения дымовых газов
/Д = 3-0,042 = 0,126 №.
' я
Действительная скорость дымовых газов
. 0,369
1ая~ 0,126
= 2,93 м/с.
При этих значениях действительных скоростей дымовых газов и воздуха
коэффициент теплопередачи (по рис. 39) k = 37,2 Вт/(м2-°С) [32,0 ккал/(м2Х
Хч-°С)]. Отсюда поверхность нагрева рекуператора
147500
37,2-440 ~
м«.
Поверхность нагрева рекуператора принятой конструкции
36X0,25 = 9 м2,
е. соответствует необходимой по расчету.
Определение максимальной температуры стенки рекуператора
Согласно уточненным скоростям дымовых газов и воздуха, коэффициенты
теплоотдачи составляют от стенки трубы к воздуху (см. рис. 35) ав = 260 Вт/(м2Х
X СС) [225 ккал/(м2 • ч -°C) ], а от дымовых газов к стенке трубы (см. рис. 36) ад =
= 42 Вт/(м2-°С) [36 ккал/(м2-ч-°C)].
Отношение
«и = 260 _ 225 _
ад — 42 — 36 — ’
По графику (рис. 20) получаем
*ст-< U-320
t'—t" 750— 320 ’
Д в
Отсюда максимальная температура стенки
/ст = 0,15 (750 — 320) + 320 = 385° С,
что вполне допустимо для серого чугуна.
Потери давления в рекуператоре на пути движения воздуха
Выше была определена средняя температура воздуха в рекуператоре /вр =
170° С.
По формуле (61)
йв = 4Лш^ дуд Н/м2,
6
Н. П, Тебеньков
81
где коэффициент 4 обозначает число труб, по которым последовательно прохо-
дит поток воздуха. Для трубы длиной 880 мм А — 2,06.
При 5,2 м/с
170 J 274
/гв = 4 2.06-5.23 273 J = 360 Н/м3
Сумму потерь давления в подводящем, отводящем и трех переходных па-
трубках принимаем равной величине потери давления в трубах рекуператора
(2 патрубка и 3 поворота на 180°).
Общая потеря давления в рекуператоре на воздушном пути составит
hB = 360-2 — 720 Н/м2 (73,5 мм вод. ст.).
Учитывая потери воздуха, а также рекомендации, приведенные выше,
увеличиваем полученное сопротивление на 25%;
hD = 73,5-1,25 = 92 мм вод. ст.
Потери давления на пути движения дымовых газов
Выше была определена средняя температура дымовых газов в рекуператоре,
которая составила 610°С.
Потеря давления по формуле (62)
йд = а(п т)7а^-10"4 Н/м2,
а — 1,6 (с. 74); шд = 2,93 м/
Число труб (по направлению движения дымовых газов) п — 12; число ходов
т = 4.
/1Д= 1,6 (12+ 4) (610+ 273) 10~4-2,933= 19,4 Н/м2,
или
19 4
— 1,98 мм вод. ст.
У ,о!
Принимаем запас 25% и окончательно получаем
/1Д = 1,98 1,25 — 2,5 мм вод. ст.
7. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ МОНТАЖА
ИГОЛЬЧАТЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Монтаж игольчатых рекуператоров является ответственной
операцией, от которой в значительной степени зависит эффектив-
ность их работы, вследствие большого числа фланцевых соедине-
ний игольчатых труб. При неудовлетворительном монтаже рекупе-
раторов понижается газоплотность, что обусловливает уменьше-
ние температуры нагрева воздуха, его перерасход и снижение
давления у горелок или форсунок, а также разбавление дымовых
газов (т. е. ухудшение тяги),
8?
Ниже даны основные специфические рекомендации монтажа
игольчатых рекуператоров, которые нужно учитывать при сборке
ио избежание ошибок, ведущих к понижению эффективности
использования этих рекуператоров.
Перед монтажом надо тщательно осмотреть рекуператорные
игольчатые трубы и крепежные рейки, чтобы установить соот-
ветствие их проекту и техническим условиям на изготовление
элементов рекуператоров.
Следует обратить внимание на то, чтобы совершенно не было
остатков формовочной земли между иглами и на воздушной сто-
роне (внутри труб) и на дымовой стороне (снаружи). Число недо-
литых и сломанных игл не должно превышать 3% от их общего
числа и они должны быть рассредоточены по поверхности трубы.
На трубах и рейках не должно быть трещин.
Целесообразно подвергнуть трубы гидравлическому испыта-
нию (при обычном давлении в сети заводского водопровода).
Например, на одном заводе из 100 игольчатых труб, подвергнутых
гидравлическому испытанию, было забраковано 17, хотя при
внешнем осмотре труб никаких дефектов не обнаружили.
Глубина паза на фланцах труб, служащего для укладки
уплотнительной замазки, после механической обработки должна
быть не менее 3—2,5 мм. Если паз меньше, то для прокладки
лучше применять листовой асбест, смоченный в жидком стекле.
Длина отдельных игольчатых труб не должна разниться бо-
лее чем на 2—3 мм для труб длиной 880 мм и 3—4 мм для труб
длиной 1640 мм.
Если рекуператор предназначен для высокотемпературного
подогрева воздуха (выше 350—400° С) и в нем применяют трубы
из хромистого или кремнистого чугуна (силала), то перед монта-
жом необходимо проверить при помощи химического анализа
содержание хрома и кремния в чугуне (соответствует ли оно со-
держанию, указанному в паспорте на трубы), а также соответствие
температурным условиям, в которых будут работать трубы.
Воздушные коробки, которые могут деформироваться при
сварке и вследствие этого неплотно прилегать к крепежным рей-
кам, необходимо выправлять.
Надо учитывать, что качество приготовления и укладки уплот-
няющей рекуператорной замазки в значительной степени опреде-
ляет газоплотность рекуператоров. Чаще всего применяют рекупе-
раторную замазку состава 2 (см. с. 68). Чтобы рекуператорная
замазка не высыхала, надо приготовлять ее непосредственно перед
началом монтажа.
Соединения поверхностей, не имеющих пазов (боковые стыки
между крепежными рейками, поверхности, примыкающие к рей-
кам воздушных коробок), уплотняют путем прокладки асбесто-
вого картона, смоченного в жидком стекле. Для лучшего смачи-
вания картона торговое жидкое стекло (плотность 1,38—1,45 кг/дм3)
разбавляют трех-, четырехкратным количеством воды.
6* 83
Глава VIII
ЧУГУННО-СТАЛЬНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ (ТЕРМОБЛОКИ)
1. ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ И КОНСТРУКЦИИ ТЕРМОБЛОКОВ
Чугунно-стальные рекуператоры, называемые также термо-
блоками, появились в период второй мировой войны в Англии
[40]. Их предназначали только для использования в очень ма-
леньких печах —типа кузнечных горнов, из рабочего простран-
ства которых сильно выбивает пламя и рекуператоры других ти-
пов в этих условиях быстро выходят из строя. Обычно термо-
блоки представляют собой пучок труб круглого или овального
сечения, залитых (бронированных) чугуном. Трубы для воздуха и
трубы или отверстия для дымовых газов располагают взаимно пер-
пендикулярно, что обеспечивает надежное разделение дымовых
газов и нагреваемой среды и дает возможность подогревать в тер-
моблоке не только воздух, но и газ.
В результате использования рекуператора цельнолитой кон-
струкции тепло от наиболее нагретых участков передается хо-
лодным, что увеличивает срок его службы. Кроме того, в случае
появления трещин в чугунной отливке термоблока его целостность
и газоплотность не нарушаются, так как залитые в чугун стальные
трубы являются своеобразным каркасом (как и металлическая
арматура в строительном железобетоне).
Повышенная тепловая устойчивость термоблоков и простота
конструкций дают основание считать рекуператор такого типа
наиболее совершенным. Однако большим недостатком термобло-
ков является йх большая относительная масса (на единицу пере-
данного тепла) и в ряде случаев трудность обеспечения хорошего
контакта чугуна со стенками стальных труб, особенно при термо-
блоках больших размеров. В результате этого значительно су-
жается область применения термоблоков.
Небольшой монолитный термоблок обычно изготовляют сле-
дующим образом: из листовой стали толщиной 4—6 мм сваривают
прямоугольную коробку. В стенках коробки выполняют отвер-
стия, в которые вваривают стальные трубки для воздуха и между
ними перпендикулярно трубки для пропускания дымовых газов.
Пространство между трубками в полученном каркасе, огра-
ниченное торцовыми стенками, заливают чугуном. В образующемся
монолитном блоке две торцовые стальные стенки служат одновре-
менно фланцами, к которым присоединяют подводящую и отводя-
щую воздушные коробки.
Иногда для простоты изготовления термоблока каркас из сталь-
ных листов и трубок не делают, а получают чугунную отливку
с пучком параллельных труб диаметром 15—25 мм для воздуха.
Для пропускания дымовых газов в отливке служат каналы —
84
щели прямоугольного сечения (короткая сторона прямоуголь-
ника составляет 30—40 мм, длинная 100—150мм), оси которых пер-
пендикулярны осям воздушных трубок. Подобный термоблок кон-
струкции ЦИИИТмаша показан на рис. 40, а установка его На
кузнечной печи —па рис. 41.
Оба рассмотренных выше монолитных рекуператора-термоблока
До 200—250° С. Для того чтобы подогревать большие количества
воздуха, а также выполнять двух- и многоходовые термоблоки,
иногда применяют так называемые «сборные» термоблоки из
отдельных элементов, каждый из которых представляет собой
пучок параллельных стальных трубок, залитых в чугун. Элементы
соединяют один с другим путем сварки торцовых стальных плит.
Таким образом, при соединении нескольких элементов образуются
общие торцовые плиты блока, к которым присоединяют (так>ке
сваркой) коробки для подвода и отвода воздуха или газа (рис. 42),
На рис. 43 показан термоблочный элемент, состоящий из за-
литых чугуном труб диаметром 40x2,5 мм, с чугунными флац-
85
3397
<—Рис. 41. Установка термо-
блока на типовой камерной
нагревательной печи (Тепло-
проект)
Рис. 42. Элемент сборного
термоблока конструкции
Теплопроекта
пои
цами по конфигурации и по размерам такими же, как и у чугун-
ных игольчатых труб. Из этих труб можно собирать термоблоч-
ные рекуператоры разного размера, но в основном их предназна-
Рис. 43. Элемент термо-
блока для комбинирован -
ного термоблочно-иголь-
чатого рекуператора
чают в качестве первых (по пути движения дымовых газов) за-
щитных элементов для двусторонних игольчатых труб. Alacca
термоблочной трубы, изображенной на рис. 43, длиной 880 мм
составляет 61 кг.
2. ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕРМОБЛОКОВ
Было проведено исследование монолитного термоблока кон-
струкции ЦНИИТмаша (рис. 40) [41 ], установленного на опытном
стенде, отапливаемом московским городским газом (схема по-
добна схеме установки термоблока, показанной на рис. 41).
Характеристика термоблока приведена ниже:
Внутренний диаметр воздушных трубок,. 15,75
Сечение дымовых каналов, мм ЗОХ 100
Поверхность теплообмена на воздушной стороне, м3 0,663
Поверхность теплообмена на стороне дымовых газов, м2 0,656
Общее сечение труб для прохода воздуха, м3 0,007
Общее сечение каналов для прохода дымовых газов, 0,027
Масса рекуператора (с воздушными патрубками), кг 122
87
Исследование проводили при температурах дымовых газов,
входящих в термоблок, 900, 1000 и 1130°С. Воздух при этих
температурах дымовых газов подогревали соответственно (пр’и
скорости воздуха в термоблоке от 3 до 10 м/с и скорости дымовых
газов от 0,6 до 1,8 м'с) от 175 до 220, от 200 до 250 и от 230 до 280° С,
а температура металла поверхностного слоя термоблока на сто-
роне входа дымовых газов составляла соответственно 473—597,
572—707 и 712—822° С.
Коэффициент теплопередачи термоблока при указанных выше
скоростях воздуха и дымовых газов в нем изменялся от 11,6 до
29 Вт/(м2-°С) [10—25 ккал/(м2 • ч • °C) 1.
На специальном стенде были проведены также исследования
термоблочного элемента, изображенного на рис. 43, целью которых
являлось определение его тепловой и аэродинамической характе-
ристики [42 J. При температуре дымовых газов от 800 до 1000° С
и изменении скорости их движения (наружная поверхность эле-
мента) от 0,4 до 0,6 м/с скорость воздуха (в трубках термоблока)
изменяли от 2,8 до 8,5 м/с, коэффициент теплопередачи при этом
колебался от 10,5—15,5 до 17,5—28 Вт/(м8-°С) [от 9,0—13,3 до
15,0—24,0 ккал/(м2-ч-°С) ].
Аэродинамическое сопротивление термоблочных труб опре-
деляли продувкой их холодным воздухом, скорости которого,
отнесенные к поперечному сечению воздушных труб, составляли
от 3 до 11 м/с, т. е. не выходили за пределы скоростей воздуха,
обычно применяемых в рекуператорах этого типа.
Аэродинамические сопротивления термоблочной трубы дли-
ной 880 мм, полученные при исследовании, могут быть выражены
следующей эмпирической формулой:
hB= 10,4^oX Н/м2,
Z I о
или (64)
т
hB = 1 ,06йуо мм вод. ст.,
Z / □
где w0 —скорость воздуха в залитых стальных трубах термо-
блочной трубы, м/с;
Т —средняя температура воздуха в трубах, К.
После исследования термоблочная труба была поставлена на
непрерывный нагрев с постоянным повышением температуры ды-
мовых газов перед трубой до 1250° С при постоянной скорости воз-
духа в трубе 2,8 м/с. Термоблочную трубу подвергали действию го-
рячих дымовых газов в течение 67 ч. Температура подогрева воз-
духа при этом составила 550—580° С, а максимальная металла
1250° С. После этого чугунная броня между фланцами трубы почти
на 80% превратилась в окалину, которая растрескалась и ча-
стично выкрошилась. На лобовой стороне по ходу дымовых газов
две нижние стальные трубы были обнажены на участке дли-
88
ной 500 мм и покрыты окалиной. Стальные трубы не прогорели
(но необходимо отметить, что в термоблочную трубу были залиты
стальные трубы с толщиной стенки 4,5 мм вместо проектной тол-
щины 2,5 мм).
На основании проведенных выше исследований термоблоков
и сопоставления данных исследований с результатами испытаний
нескольких термоблоков в производственных условиях был со-
ставлен график (рис. 44) для определения коэффициента теплопе-
редачи в монолитных термоблоках в зависимости от скоростей
Рис. 44. Коэффициент теплопередачи в термоблоке в зави-
симости от скорости воздуха и скорости дымовых газов
(приведенных) воздуха и дымовых газов в них (коэффициент тепло-
передачи отнесен к поверхности нагрева с воздушной стороны).
График действителен для температуры дымовых газов, вхо-
дящих в термоблок, —1000° С. При температуре входящих в термо-
блок дымовых газов, равной 900° С, величину коэффициента тепло-
передачи, полученную по этому графику (рис. 44), следует умно-
жить на коэффициент 0,9.
Опыты с различными термоблоками показали, что график,
изображенный на рис. 44, можно использовать и для сборных тер-
моблоков.
Следует отметить, что коэффициент теплопередачи в термо-
блоке, определенный по графику, будет несколько выше, чем по-
лученный аналитическим расчетом, при осуществлении которого
нельзя учесть дополнительной теплоотдачи от предрекуператор-
ного пространства к термоблоку, а между тем доля этой тепло-
отдачи в термоблсках обычно довольно велика вследствие сравни-
тельно высокого значения отношения площади термоблока в плане
(при вертикальном движении дымовых газов) к его высоте.
89
3. РЕЗУЛЬТАТЫ ПРОИЗВОДСТВЕННОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ТЕРМОБЛОКОВ
При отмеченном выше обследовании металлических рекупе-
раторов на заводах СССР 136] были получены также данные о ра-
боте 92 рекуператоров типа термоблок на 31 печи, из которых 60
работало на девяти секционных печах скоростного нагрева, 25 —
на шестнадцати камерных печах и 6 на шести методических про-
катных печах.
Данные этого обследования, а также анализ работ по испыта-
нию термоблоков на ряде предприятий дают возможность выявить
преимущества и недостатки этого типа рекуператоров, а также
условия их применения.
Можно считать, что термоблоки являются достаточно тепло-
устойчивыми конвективными рекуператорами по сравнению
с рекуператорами других типов —игольчатыми, стальными
гладкотрубными при условии изготовления их из одного и того же
материала.
Термоблоки можно применять и для подогрева газа, так как
сварная конструкция их обеспечивает достаточную газоплот-
ность.
Крупным недостатком термоблоков является их громоздкость.
Масса металла, приходящаяся на единицу переданного тепла, у
термоблоков в три-четыре раза больше, чем у рекуператоров с дву-
сторонними игольчатыми трубами, и примерно в два раза больше,
чем у гладкотрубных стальных рекуператоров (при прочих рав-
ных условиях).
Необходимо указать также на такой недостаток термоблоков,
как повышенная склонность к засорению сажистым углеродом.
Были случаи, когда термоблоки на печах совершенно переста-
вали работать вследствие того, что дымовые каналы в них были
полностью забиты сажистым углеродом. Причинами быстрой за-
соряемости термоблоков являются узкие щели дымовых каналов
(ширина 25—30 мм) и большая масса монолитного металла в них.
Установлено, что термоблоки засоряются сажистым углеродом
в основном в период разогрева печей. Толстая металлическая
масса термоблока прогревается медленно, и на сравнительно хо-
лодных стенках дымовых каналов накапливается значительное
количество сажистого углерода.
В термоблоках, установленных на термических печах, т. е.
печах с более низкой температурой дымовых газов, дымовые ка-
налы забиваются сажистым углеродом быстрее, чем в термоблоках
на нагревательных печах. В последних термоблок разогревается
быстрее, и после установления нормального теплового режима
печи и термоблока при температуре дымовых газов перед рекупе-
ратором 900—1000° С сажистый углерод в дымовых каналах
термоблока выгорает, т. е. каналы самоочищаются. Однако вы-
горания углерода может и не произойти, если во время растопки
90
цымовые каналы забьются настолько, что дальнейшее поступление
is них дымовых газов прекратится.
Установлено, что при температуре дымовых газов перед реку-
ператором, равной 900—1000° С, в монолитном термоблоке и одно-
ходовом сборном, термоблоке можно обеспечить подогрев воздуха
до 250—300° С. Для подогрева воздуха до более высоких темпе-
ратур (300—400° С) термоблок необходимо делать двухходовым
или трехходовым (по воздуху), но при этом потери давления на
пути движения воздуха будут составлять до 1180—1470 Н/м2
(120—150 мм вод. ст.).
При конструировании термоблоков зазор между наружными
поверхностями стенок соседних труб принимают обычно равным
5—6 мм. Однако практика отливки термоблоков показала, что
при таком зазоре возникают большие трудности при отливке, ве-
дущие часто к браку Поэтому зазор между трубами лучше вы-
бирать равным 10—15 мм. Выполнять зазор между трубами еще
большим не рекомендуют, так как это, хотя и облегчает условия
отливки, но обуславливает значительный перерасход металла,
отнесенный к единице переданного тепла.
4. РАСЧЕТ РЕКУПЕРАТОРОВ ТИПА ТЕРМОБЛОК
Найденный по графику (рис. 44) коэффициент теплопередачи в термоблоке
следует считать действительным только для рекуператоров, установленных на
нагревательных непрерывно действующих печах, отапливаемых чистым газом.
При других условиях эксплуатации рекуператора найденную величину коэффи-
циента теплопередачи следует умножать на поправочный коэффициент р, учиты-
вающий понижение коэффициента теплопередачи. Ориентировочно можно реко-
мендовать р = 0,7-ь0,8 для случая отопления печи мазутом или грязным газом
при работе печи 1—2 смены в сутки и р = 0,8-4-0,9 при отоплении мазутом и гряз-
ным газом и непрерывной работе печи или чистым газом при работе печи 1—2 смены
в сутки. Большие значения коэффициента следует принимать для нагревательных
печей и меньшие — для термических.
Указанные выше данные относятся к термоблокам с вертикальным током
дымовых газов. Горизонтальный ток дымовых газов в термоблоке допускать
нельзя, так как рекуператор в этом случае будет очень быстро засоряться.
Скорость воздуха в термоблоке рекомендуют принимать равной 4—10 м/с,
а скорость дымовых газов 1,0—3,0 м/с.
5. ПРИМЕР РАСЧЕТА ТЕРМОБЛОКА
Задание. Рассчитать термоблок, изображенный на рис. 40, для кузнеч-
камерной печи при следующих условиях:
Объем нагреваемого воздуха при входе в реку-
ператор, м3/ч (м3/с) 268 (0,075)
Объем дымовых газов при входе в рекуператор,
м3/ч (м3/с) 220 (0,061)
Температура подогрева воздуха по выходе из
рекуператора, °C . 215
Температура воздуха при входе в рекуператор, °C 20
Температура дымовых газов при входе в реку-
ператор, ’°C .............................. 1000
91
Тепловой расчет и определение размеров рекуператора
Энтальпия воздуха по выходе из рекуператора при св = 1,31 кДж/(мэ-град)
(по табл. I приложения)
^2^8^215-20)^^ Вт_
в 3,6
Энтальпия дымовых газов перед рекуператором при с — 1,54 кДж/(мг -град)
(табл. I приложения)
220.1,54-1000
“ 3,6
= 94200 Вт.
Энтальпия дымовых газов после рекуператора (принимая потери тепла реку-
ператором в окружающее пространство равными 10%)
<?" = 94200 — = 73100 Вт.
Температура дымовых газов после рекуператора [принимаем сд —
1,52 кДж/(м® град) ]
» 73100-3,6
*Д = ~220:rt52~ 780 С-
Принимаем в рекуператоре условно схему противотока
= 20°С Позд>.'х^ t”a = 215°С;
= 785’ С<-Дьшовые газы = 1000 “С.
Средняя логарифмическая разность температур (по рис. 18):
тНач=Ч-О Ю00-215 = 785’С;
ткон = ^-^ = 785-20 = 765’С;
тср = 774° С.
По номограмме на рис. 19, г определяем поправочный коэффициент для
перекрестного тока.
По формулам (34) и (35):
<-'д _ 1000-785 _
t”—t' ' 215 — 20
В в
р-= 215~20 о 2
/_ t 1000 — 20 ' ’
‘д в
По рис. 19, г = 1,0.
Предварительно принимаем условную скорость воздуха в рекуператоре
равной а)в = 8,0 м/с, условную скорость дымовых газов шя = 1,0 м/с.
92
Общее сечение воздушных каналов должно быть
Общее сечение каналов для прохождения дымовых газов должно быть
Уд 0,061 . ... .
= —=- = —= 0,061 м2.
а>д 1,0
Принимаем воздушные трубы диаметром 15,7/21,25 мм. Внутренний диаметр
труб составляет 15,7 мм. Дымовые каналы принимаем сечением 30x90 мм каждый.
Площадь сечения (в свету) одной воздушной трубы
Ии = 0.01572 -0,785 = 0,000195 м2.
Площадь сечения одного дымового канала
шд = 0,03-0,09 = 0,0027 м2.
Необходимое число воздушных труб
_ ,0094
0,000195
Необходимое число дымовых каналов
0,061
Ид - 0,0027 * 22’
Конструктивно принимаем следующее расположение дымовых каналов:
четыре канала располагаем по ширине термоблока и пять по длине. Всего 5X4 =
20 каналов.
В чугунной отливке имеется пять вертикальных стенок для расположения
воздушных труб. Принимаем пять рядов воздушных труб по девять в каждом
ряду. Всего 5 X 9 = 45 воздушных труб. Наружный диаметр их равен 21,25 мм.
Расстояние между осями по вертикали принимаем равным 30 мм и по горизон-
тали 65 мм.
Руководствуясь остальными размерами термоблока (толщина чугунных сте-
нок между каналами ~40 мм и т. д.), получим ориентировочно наружные габа-
риты термоблока: высота его составляет 400 мм, сечение в плане 400Х 700 мм.
Длина воздушных труб LB = 580 мм; длина дымовых каналов Ья = 320 мм.
Фактическая общая площадь сечения воздушных каналов
/* = 45-0,000195 = 0,0088 м2.
Действительная скорость воздуха в рекуператоре
п 0,075 , о г_ ,
- 0Д088 = 8,52 М/С'
Фактическая общая площадь сечений дымовых каналов
/* = 20-0,0027 = 0,054 м2.
93
Действительная скорость дымовых газов в рекуператоре
ф
0,061
0,ОЙ
= 1,13 м/с.
Определим коэффициент теплопередачи в рекуператоре по графику, изобра-
женному на рис. 44:
К = 23,9 Вт/(м2-град).
При введении поправочного коэффициента на засорение дымовых каналов (0,9)
получим
К = 23,9.0,9 21,5 Вт/(м3-град).
Необходимая поверхность нагрева рекуператора по формуле (14)
F - - 19000 = 1 14
р 21,5-774 ’
Внутренняя поверхность воздушны трубок (п = 45 трубок) при длине
трубок LB = 0,58 м следующая:
Fo — п dLan 3,14-0,0157-0,58-45 = 1,29 м2.
Запас поверхности нагрева по принятым выше конструктивным размерам
рекуператора по отношению к расчетной поверхности составит
1 9Q___1 и
’ ! 14 ’ Ю0% = 13,2%
Потеря давления в рекуператоре по воздушному пути
Принимаем, что рассчитываемый термоблок вместе с воздушными коробками
конструктивно аналогичен термоблоку, изображенному на рис. 40.
Угол наклона стенок воздушных коробок (конфузора и диффузора) к их
оси принимаем равным 30°
Сопротивление от трения. Определим потерю давления на сопротивление
от трения в воздушных каналах рекуператора.
Средняя температура воздуха в рекуператоре
= 215 + 2О.=.. Ц8’С.
Фактическая скорость воздуха (при 1'0р 118°С)
(118 \
1 ' ~273/ 1213 М/С‘
Коэффициент кинематической вязкости (см. табл. II приложений):
v = 25,3-10-° м2/с.
Диаметр трубок d = 0,0157 м.
Критерий Рейнольдса для воздушного потока в рекуператоре
_ wd 12,3-0,0157
Re =------=--------—=— = 76о0.
94
По формуле (52) находим
А
И ~ Ren ’
Для шероховатой металлической стенки
А = 0,129; - 0,12;
0,129 0,129
Р = 76500,'2 ~с,°44-
Длина каналов LB = 0,58 м. Приведенный диаметр d = 0,0157 м. Скорость
воздуха шв 8,52 м/с; /Ср — 118° С; у0 = 1,293 кг/м3.
По формуле (51)
+ н'“"
-1.293(1 = 109 Н/м-
Местные сопротивления. Определим потерю давления в подводящей воздуш-
ной коробке (диффузоре). Объем воздуха (из расчета)
VB 0,075 м3/с.
Принимаем условную скорость в подводящем и отводящем воздушных па-
трубках шц = 10,0 м/с.
Сечение воздушных патрубков
что соответствует диаметру воздушных патрубков около 100 мм.
Принимаем размеры широкой части подводящей воздушной коробки (при-
мыкающей к отливке термоблока) 0,3X0,3 м или сечение F2 = 0,09 м2.
Отношение
fi
0,0075
0,09
= 0,0835.
F
2
При этом отношении FY к F2 коэффициент сопротивления £ = 0,81, а попра-
вочный коэффициент К = 0,8 (см. табл. V приложений, рис. 2, 3).
Для диффузора
£ 'Q'K = 0,81 -0,8 0,65;
ta = 20° С; у0 = 1,293 кг/м3.
По формуле (54)
То (1 + «О = 0,65 1,293 (1 + =45,1 Н/м2.
Определим потерю давления при входе воздуха в трубки рекуператора.
По табл. V приложений, рис. 13, £ = 3,5; шв = 8,52 м/с; tB = 20° С.
95
По формуле (54)
R ^92 / 90 \
Ам-з = 3,5—1,293 1 -|- -^ = 175,5 Н/м2.
Z \ л t О /
Определим потерю давления при выходе воздуха из трубок рекуператора.
По табл. V приложений, рис. 8, £ = 1,0 (выход из канала). При toB = 8,52 м/с;
1а = 215° С.
Лм-з = 1,0 1,293 ( 1 + = 83,4 Н/м».
£ \ Z (о /
Определим потерю давления в отводящей воздушной коробке (конфузоре):
По табл. V приложений, рис. 4, £ = 0,1; а>в = 10,0 м/с; t& = 215° С.
1П / 915'
Ам-4 = 0,1 1,293 ( 1 +-^- ) = 11,8 Н/м2.
Сумма сопротивлений на пути воздуха в рекуператоре (общая потеря давле-
ния)
= 109 + 45,1 + 175,5 -|- 83,4 + 11,8 = 424,8 Н/м2,
пли
424,8
а о, ^44 мм вод. ст.
Потеря давления в рекуператоре по пути движения дымовых газов
Определим потерю давления на сопротивление от трения в дымовых каналах.
Средняя температура дымовых газов
<сР=1000+ 785 = 893оС
Приведенный диаметр дымового канала по формуле (22):
. 4/ 4-0,0027 ппл,
d = — = —-— = 0,045 м.
s п 0/1
0,24
Коэффициент кинематической вязкости (по табл. II приложений)
v = 150,7 • 10’“ м2/с.
Скорость дымовых газов при /дР = 893° С
шд(0 = 1>13(1 + |Й-)=4-83м/с-
Критерий Рейнольдса
D _ 4,83-0,045 . ...
& 150,7 10-“ ~ 45°’
т. е. режим потока ламинарный.
По формуле (52)
64 64
и — = -тт-.г = 0,044. •
Re 14о0
96
Цлина каналов 7-д = 0,32 м. Приведенный диаметр каналов d = 0,045 м;
t = 893° С; о»д = 1,13 м/с; уд = 1,34 кг/м3.
С По формуле (51)
Я1Р_0,0«^1,М(1+-)А-_1.16Н/М,
Местные сопротивления. Определим потерю давления при входе дымовых
газов в каналы рекуператора.
По табл. V приложений, рис. 13: £ = 2,0. Температура /д = 1000° С; шд =
1,13 м/с; уд — 1,34 кг/м3.
По формуле (54)
Лм-1 = 2,0 2^- 1,34 ( 1 + ) = 8,01 Н/м2.
Z \ I о /
Определим потерю давления при выходе дымовых газов из каналов реку-
ператора.
По табл. V приложений, рис. 8: £ = 1,0; и>Л = 1,13 м/с; (д = 785° С; уд =
1,34 кг/м3
ЛМ-2 = 1.0 1.34 ( 1 + = 3,32 Н/м2.
Геометрический напор. Средняя температура дымовых газов (ср = 893° С.
Температура окружающего воздуха tB = 20° С. Плотность воздуха
Ув =
То
1 ай
----’ . = 1,205 кг/м3.
1 4- —-
273
Плотность дымовых газов
Уд = —1,3g93 = 0,314 кг/м3.
1 +_273
Высота отливки рекуператора составляет 400 мм. Для подсчета геометриче-
ского напора увеличиваем расчетную высоту на 400 мм, учитывая наличие пред-
рекуператорного и послерекуператорного пространств.
Расчетная разность уровней канала составит
Н 0,4 4- 0,4 = 0,8 м.
По формуле (55)
Лгеом = 9,81 Н (ув —уд) Н/м2;
Лгеом 9,81 -0,8 (1,205 — 0,314) = 7,0 Н/м2.
Так как направление геометрического напора совпадает с направлением
движения дымовых газов, то в сумму сопротивлений геометрический напор
войдет со знаком «минус».
Сумма потерь давления на пути движения дымовых газов
1,15 8,01 4- 3,32 — 7,0 = 5,48^ 5,5 Н/м2,
7 Б. П. Тебеньков
97
и:
5 5
* 0,6 мм вод. ст.
Таким образом, геометрический напор, получающийся в рекуператоре, не-
достаточен, чтобы компенсировать потери давления на трение и местные сопротив-
ления в самом рекуператоре, и если нет достаточного избытка геометрического
напора, обусловленного разностью уровней рабочего пространства печи и пред-
рекуператорного пространства и идущего на компенсацию потерь давления в ды-
моходах от печи до рекуператора, то в рекуператор пойдет несколько меньшее
количество дымовых газов и температура подогрева воздуха будет ниже расчетной.
В этом случае для получения расчетных температур подогрева воздуха
можно увеличить геометрический напор путем установки над рекуператором не-
большой трубы (см. рис. 41).
Глава IX
КОНВЕКТИВНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
ИЗ ГЛАДКИХ СТАЛЬНЫХ ТРУБ
1. ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ И КОНСТРУКЦИИ СТАЛЬНЫХ
ГЛАДКОТРУБНЫХ КОНВЕКТИВНЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Рекуператоры из гладких стальных труб весьма разнообразны
по конструктивному оформлению. В таких рекуператорах воздух
(или газ) может идти внутри труб, а дымовые газы снаружи, и
наоборот. Трубы при помощи сварки крепят к трубным доскам
коробок из листовой стали, служащих для подвода и отвода воз-
духа. Для рекуператоров применяют обычные цельнотянутые
трубы с внутренним диаметром от 15 до 100- мм и толщиной
стенки 2—5 мм. Как исключение, в отдельных случаях (для по-
догрева воздуха) применяют водогазопроводные трубы.
Так как рекуператоры из гладких труб обычно бывают цель-
носварными, в условиях эксплуатации они довольно газоплотны
и являются наиболее подходящими для подогрева газа. Для по-
догрева воздуха рекуператоры из гладких труб применяют
в основном на крупных нагревательных печах, где нецелесообразно
устанавливать ни термоблоки вследствие их чрезвычайной гро-
моздкости, ни игольчатые рекуператоры большого размера, имею-
щие плохие показатели по газоплотности.
Опыт применения гладкотрубных рекуператоров из обыкно-
венной углеродистой стали на малых и средних печах показал, что
срок службы их несколько меньше игольчатых при одинаковых
условиях эксплуатации (и одинаковых потерях давления).
Наиболее широкое распространение в СССР и за рубежом
получили рекуператоры из гладких прямых труб. Одна из кон-
струкций такого рекуператора показана на рис. 45 [13 ]. Стальные
трубы рекуператора вваривали в верхние и нижние днища—сталь-
98
ные листы, к которым присоединяли подводящие, отводящие и
переходные воздушные коробки. Рекуператор является двуххо-
довым по воздуху
Компенсацию теплового расширения рекуператорных труб
предусматривали путем подвески блоков труб (ходов) за подводя-
щий и отводящий воздушные патрубки с наличием свободного
А-А
Прямотрубный рекуператор из гладких стальных труб
7*
99
пространства под нижней переходной воздушной коробкой для воз-
можности ее опускания при расширении труб или путем уравно-
вешивания блоков труб за верхние воздушные патрубки контр-
грузами через рычажную систему, причем при тепловом расшире-
нии труб воздушные патрубки поднимались.
Однако в производственных условиях эксплуатации оба эти
способа компенсации теплового расширения труб рекуператора
Рис. 46. Рекуператор из S-образно изогнутых гладких стальных труб
100
оказались неудачными, так как трубы различных рядов одного
блока (хода) нагреваются до разных температур, особенно в пе-
риоды пуска печей, а поэтому получают и различнее удлинение,
что ведет к деформации труб и коробок и расстройству сварных
швов.
В последних конструкциях рекуператоров, состоящих из
гладких прямых труб, стали применяться два способа компенса-
ции температурных расширений труб. По одному способу первые
1—2 ряда труб со стороны входа дымовых газов выполняют боль-
шего диаметра, чем остальные трубы, что при одинаковой длине
труб обусловливает меньшее аэродинамическое сопротивление
первых труб и большее количество проходящего по ним воздуха,
а следовательно, и лучшее охлаждение стенок труб. По второму
способу трубы применяют не прямые, а изогнутые (рис. 46) [43 ],
что до некоторой степени обеспечивает компенсацию температур-
ного расширения каждой трубы в отдельности, а отсюда и сохра-
нение прочности всей конструкции рекуператора.
В последние 10—15 лет стали находить распространение
в основном на заводах черной металлургии так называемые «пет-
левые» рекуператоры из гладких стальных труб, причем Гипро-
мезом эти рекуператоры типизированы для поверхностей нагрева
100—300 м2 * Конструкция петлевого рекуператора показана на
рис. 47, а основные данные характеристики и габаритных раз-
меров этих рекуператоров приведены в табл. 7. [13].
Таблица
КОНСТРУКТИВНЫЕ РАЗМЕРЫ И ХАРАКТЕРИСТИКА
СЕКЦИЙ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ПЕТЛЕВЫХ ТРУБЧАТЫХ
РЕКУПЕРАТОРОВ (А = 6000 мм)
Площадь, м2 d* di Масса, т
на- грева Проход- ного сечснпя по воздуху проход- ного сечения по дымо- вым газам труб- чатки рекупе- ратора
100 0,20 з.о 76X4,5 3000 2480 1260 4,0 4,8
150 0,28 3,4 102X6 2800 2760 1560 5,9 7,1
200 0,38 4,2 76X4,5 2600 3200 2025 8,7 10,3
250 0,49 5,1 114X6 2400 3500 2355 10,4 12,"
300 0,62 6,1 76X4,5 127X6 2200 4000 2835 12,0 14,6
* В числителе указан диаметр труб внутренних рядов, в знаменателе — диаметр
труб двух крайних рядов (первых со стороны входа дымовых газов).
Впервые в СССР петлевые трубчатые рекуператоры были типизированы
Союзтеплостроем (нормаль ВН841 — 1944 г.).
101
Основным преимуществом конструкции петлевого рекупера-
тора является свободная самокомпенсация температурного рас-
ширения каждой трубы (петли) в отдельности. Недостатком кон-
струкции петлевого рекуператора является то, что все трубные
петли по направлению движения дымовых газов имеют разную
длину (например, наружная петля примерно в 2 раза длиннее
внутренней), а отсюда и разное аэродинамическое сопротивление,
Рис. Петлевой рекуператор из гладких стальных труб
отчего в наружные петли блока, самые теплонагруженные с ды-
мовой стороны, поступает меньше воздуха, чем в остальные петли.
Отрицательное влияние указанного недостатка петлевых ре-
куператоров частично уменьшают тем, что первые по ходу дымовых
газов самые длинные петли выполняют из труб большего диаметра,
чем остальные и с меньшим числом труб в одном ряду.
Из секции изображенного на рис. 47 рекуператора можно ком-
поновать рекуператоры большего размера, соединяя секции па-
трубками.
102
В первое время опасались использовать петлевые рекуператоры
д подогрева газа, так как чистка криволинейной трубы практи-
чески невозможна. Однако производственная практика работы
показала, что петлевые рекуператоры успешно работают несколько
тет при подогреве в них смеси коксового и доменного газа [13.1.
Более совершенными, чем описанные выше, для улучшения
теплообмена (обтекание труб дымовыми газами под углом 90е),
аэродинамики (все элементы имеют одинаковые аэродинамические
сопротивления) и компенсации тепловых удлинений, можно счи-
тать так называемые рекуператоры двойной циркуляции [44],
один из вариантов которых (одна секция), разработанный в Гипро-
мезе, показан на рис. 48.
Каждый нагревательный элемент секции состоит из трубы диа-
метром 81/89, вставленной концентрично в другую трубу диа-
метром 100/108 мм.
Наружные трубы с глухими нижними концами присоединены
к нижним камерам воздушных коробок, а внутренние трубы
(с открытыми нижними концами) — к верхним камерам этих ко-
робок. Нижние концы внутренних труб несколько не доходят до
закрытых концов наружных труб.
103
Холодный воздух поступает в верхние камеры, опускается по
внутренним трубам, поднимается по кольцевому пространству
между наружными и внутренними трубами и входит в нижние ка-
меры, откуда и попадает в трубопровод горячего воздуха.
В верхней части каждой рекуператорной трубы выполнена
особая манжета, которая входит в кольцевой песочный за-
твор.
Таким образом, не только каждая воздушная коробка (секция
рекуператора) вместе с ее нагревательными элементами может
быть вынута из рекуператора для осмотра и очистки, но может быть
вынут и заменен любой элемент.
Снизу, со стороны дымовых газов, воздухосборные коробки
горячего воздуха футеруют фасонными шамотными кирпичами,
укрепляемыми на приваренных штырях, или покрывают слоем
жаростойкого бетона.
Однако уплотнение места опоры труб при помощи песочных
затворов не является газоплотным и его можно применять только
при небольших давлениях нагреваемого воздуха — не более
1470—1960 Н/м2 (150—200 мм вод. ст.). При более высоких дав-
лениях воздуха песок из песочных затворов постепенно выду-
вается и газоплотность стыков еще более нарушается. В этом слу-
чае и при подогреве газа применяют более плотное болтовое креп-
ление труб к воздушной коробке через асбестовую прокладку,
смоченную раствором жидкого стекла. Для этого трубы вверху
снабжают не манжетами, а фланцами, которые прибалчивают
к горизонтальным стенкам воздушных коробок. Следует отметить,
что такое крепление хотя и увеличивает газоплотность, но зна-
чительно усложняет конструкцию рекуператора, а также его мон-
таж и операции по замене отдельных труб.
Помимо указанных выше преимуществ применения рекупера-
торов двойной циркуляции, имеется еще одно —несколько боль-
шая теплоустойчивость труб при прочих равных условиях по
сравнению с обычным трубчатым рекуператором. Это объяс-
няется тем, что при нагреве воздуха в обычном трубчатом реку-
ператоре тепло от стенок труб к воздуху передается практически
только конвективным путем, так как воздух лучепрозрачен. В дан-
ном же рекуператоре, кроме передачи тепла конвекцией воздуху,
тепло от наружной трубы передается также излучением внутрен-
ней трубе, и поэтому температура стенки наружной трубы не-
сколько понижается по сравнению с тем случаем, когда внутрен-
ней трубы нет.
Рекуператор предназначен для размещения только в горизон-
тальных дымоходах.
Большим недостатком рекуператоров двойной циркуляции
является повышенная по сравнению с трубчатыми рекуперато-
рами других типов сложность их изготовления и монтажа, а также
необходимость более тщательного наблюдения за их работой.
В годы, предшествовавшие второй мировой войне, сравнительно
104
широкое распространение в ряде зарубежных стран (Япония,
Германия, Швеция) получил большой трубчатый рекуператор
(системы Шака), состоящий из пучка вертикально расположенных
труб, концы которых вварены в общие сборные коробки, служа-
щие для подвода и отвода нагреваемой среды.
Рис. 49. Большой трубчатый рекуператор для подогрева воздуха:
/ — трубы рекуператора первой секции; 2 — трубы рекуператора второй секции; 3 —
защитная секция рекуператора; 4 — противовесы; 5 — направляющие перегородки
На рис. 49 показан такой рекуператор, предназначенный для
крупных металлургических печей, в частности доменных, с целью
подогрева воздуха в основном до 600—700° С.
Рекуператор состоит из двух основных секций труб и третьей
1Q5
дополнительной —защитной, представляющей собой маленький
трубчатый петлевой рекуператор, который служит для предохра-
нения нижней, наиболее горячей части —второй секции труб —
от излучения предрекуператорного пространства. Эта защитная
секция включена (по воздуху) параллельно основному рекупера-
тору, не связана с ним конструктивно и при выходе из строя может
быть сравнительно легко заменена. Дымовые газы после защит-
ной секции входят в нижнюю часть шахты второй (по воздуху)
секции рекуператорных труб, поднимаются вверх, омывая сна-
ружи рекуператорные трубы, переходят вверх в шахту первой
секции труб, опускаются вниз и там отбираются в дымовую трубу.
Подлежащий нагреву воздух поступает в нижнюю коробку пер-
вой секции, поднимается вверх, переходит во вторую секцию труб,
опускается вниз и отсюда по воздухопроводу горячего воздуха
поступает к месту потребления. Таким образом, в первой и вто-
рой по воздуху секциях труб рекуператор работает по принципу
противотока.
Так как описываемый рекуператор используют обычно для
подогрева воздуха до 500—700° С, то первую секцию труб выпол-
няют из обыкновенной углеродистой стали, а вторую (более го-
рячую) — из жаропрочной стали.
Для предохранения труб от прогиба при нагреве в рекупера-
торе данной конструкции применена рычажная система противо-
веса, уравновешивающая трубы и создающая в них небольшое рас-
тягивающее усилие. Противовес должен только предохранять
трубы от прогиба, но ни в коем случае не компенсировать весь
вес трубы, который должен передаваться на нижнюю дырчатую
доску Иначе в трубе возникнут большие растягивающие усилия,
а это может вредно отразиться на прочность труб, стенки которых
нагреты до высокой температуры.
Большое значение для прочности рекуператора имеет также
обеспечение равномерного нагрева труб в поперечном сечении
секции, так как если трубы жестко вварены в днища (дырчатые
доски), расположенные по концам секций труб, то при разной тем-
пературе нагрева трубы будут удлиняться не одинаково, в резуль-
тате чего возможно коробление днищ и разрыв отдельных труб.
Для предотвращения этого секцию рекуператорных труб раз-
бивают на несколько групп (две, три, четыре и более) с устрой-
ством компенсирующих противовесов для каждой группы отдельно.
В рассматриваемом случае секция (вторая) рекуператора раз-
бита на две группы.
Компенсационные противовесы и разбивка на группы труб
сделаны только во второй по пути движения воздуха секции, так
как стенки труб этой секции нагреваются до весьма высоких тем-
ператур. В первой секции трубы нагреваются до значительно бо-
лее низких температур, и устраивать такие сложные приспособле-
ния для компенсации температурного расширения труб нет необ-
ходимости.
106
На рис. 50 показана конструкция верхней воздушной коробки
отной группы второй секции рекуператора и уплотнение в месте
прохода трубопровода горячего воздуха от коробки через кожух
рекуператора.
Рекуператор, подобный описанному выше, построен и введен
в эксплуатацию в Англии на заводе в Тратедорфе для подогрева
Рис. 50. Узел вывода трубопровода от второй секции рекуператора:
/ — трубы рекуператора; 2 — воздухосборпая коробка; J — трубопровод
горячего воздуха; 4 — уплотнение
25 000 м3/ч воздуха до 800° С (для 100-т нпзкошахтной доменной
печи) [45].
В ряде случаев (засоренные дымовые газы, необходимость
облегчения очистки дымовых каналов, необходимость снижения
аэродинамического сопротивления на дымовом пути) требуется,
чтобы дымовые газы проходили внутри прямых труб рекуперато-
ров, а поток нагревающегося воздуха обтекал бы трубы снаружи.
Следует отметить, что при расположении рекуператора не
в подземном борове, а над уровнем пола цеха, конструкция реку-
ператора с проходом дымовых газов внутри труб более компактна
и дешева, чем конструкция с обтеканием дымовыми газами труб
снаружи, так как во второ?.! случае требуется обязательно нали-
чие огнеупорной футеровки и металлоконструкций для крепле-
ния ее.
Конструкция подобного трубчатого рекуператора, предназна-
ченного для печей среднего размера, показана на рис. 51. Реку-
ператор является четырехходовым по воздуху; схема движе-
ния воздуха противоточная. Направляющие воздушные перего-
107
родки проходят через все поперечное сечение рекуператора, а
воздушная струя поворачивается при помощи внешних воздушных
коробок. В результате использования такой конструкции в каж-
дом «ходе» рекуператора создается правильный перекрестный
ток воздуха по отношению к току дымовых газов. Дымовые газы
Рис. 51. Четырсхходовоп трубчатый рекуператор
для печей среднего размера:
1 — верхняя дырчатая доска; 2 — нижняя дыр-
чатая доска; 3 — трубы рекуператора; 4 — ком-
‘.пенсатор; 5 — песочные затворы
проходят через рекупера-
тор сверху вниз, не меняя
< своего направления.
Для предохранения
труб от перегорания в са-
/ мой горячей зоне рекупера-
тора у верхней дырчатой
I доски сделан дополнитель-
ный подвод холодного воз-
духа. От непосредствен-
ного воздействия горячих
дымовых газов и излуче-
ния предрекуператорного
пространства верхнюю
дырчатую доску предохра-
няют слоем жаростойкого
бетона.
Эту доску опирают че-
рез асбестовые прокладки
на специальную. швеллер-
ную раму (рис. 52), к ко-
торой приварен также на-
ружный кожух рекупера-
тора.
Нижнюю дырчатую до-
ску рекуператора подве-
шивают свободно, причем
между ней и наружным
кожухом установлен ком-
пенсатор из стального ли-
ста (рис. 53) толщиной
1,5 мм, обеспечивающий
также и газоплотность в
нижней полости рекуператора. Компенсатор с нижней дырчатой
доской и с наружным кожухом рекуператора соединяют через
асбестовые прокладки. В горизонтальном сечении рекуператор
прямоугольный, расположение труб шахматное.
Описанная конструкция рекуператора достаточно надежна
при постоянном тепловом режиме работы рекуператора. Однако
в условиях переменного теплового режима (периодически работаю-
щие печи, воздухоподогреватели для вагранок) периодическое
нагревание и охлаждение труб ведет к изгибу труб на горячем
конце пучка, так как в момент разогрева при входе дымовых га-
108
зов в пучок труб ввиду Малого количества газов и низкой темпе-
ратуры стенок труб передние (по ходу дымовых газов) трубы рас-
ширяются больше, чем задние, а при охлаждении рекуператора —
наоборот. Поэтому передние трубы изгибаются. Изгиб способ-
ствует увеличению осаждения пыли и усложняет удаление ее
с труб.
Влияние на строительную прочность и долговечность работы
рекуператора таких факторов, как тепловое расширение элемен-
тов рекуператора, неравномерность распределения скоростей
и температур дымовых газов и воздуха
(газа) по элементам рекуператора и др.
- я—Г^-П п—
Рнс. 53. Узел сопряжения нижней дырчатой доскн ре-
куператора с компенсатором:
1 — нижняя дырчатая доска; 2 — компенсатор; 3 —
асбестовые прокладки; 4 — трубы рекуператора
особенно возрастает с увеличением длины
рекуператорных элементов и их числа.
Так, например, если в рекуператоре с по-
верхней дырчатой доски ре-
куператора с опорной рамой:
1 — верхняя дырчатая доска
рекуператора; 2 — опорная
рама; 3 — асбестовый шнур;
4 — трубы рекуператора;
5 — защитный слой жаро-
стойкого бетона
догревом воздуха до 600—700° G длина труб в холодном состоянии
0,8—1,0 м, то они удлиняются всего на 8—10 мм, а в больших ре-
куператорах с трубами длиной 5—6 м это удлинение составит
уже 40—50 мм. Помимо общего теплового удлинения, в большом
рекуператоре наблюдают очень существенную разницу в удлине-
нии отдельных труб, обусловленную неравномерным распределе-
нием дымовых газов и воздуха и неравномерным засорением труб.
Недостаточный учет этих явлений при конструировании боль-
шого рекуператора может привести к тому, что теплотехнически
как-будто бы правильно рассчитанный рекуператор в производ-
ственных условиях быстро выйдет из строя или потребует дорого-
стоящих частых ремонтов.
Учитывая это, начали применять (например, для воздухопо-
догревателей вагранок) рекуператор конструкции, изображенной
109
на рис. 54, являющейся более совершенной для запыленных
газов.
В этом рекуператоре, как и в рекуператоре, изображенном па
рис. 51, дымовые газы проходят внутри труб не меняя своего на-
правления. Однако раз-
ница заключается в том,
что если на «горячем»
конце рекуператора тру-
бы приварены к днищу,
то на «холодном» конце
рекуператора (в месте
выхода дымовых газов)
Рис. 55. Крепление рекуператорных труб:
1 — верхняя дырчатая трубная доска; 2
нижняя дырчатая трубная доска; 3 — асбесто-
вое уплотнение; 4 — рекуператорные трубы
Схема прижимного уплотнения верхнего
конца рекуператорной трубы:
— неподвижное фигурное кольцо; 2 — подвижное
фигурное кольцо; 3 — дырчатая трубная доска
Рис. 54. Рекуператор типа «ды-
мовые газы внутри труб» с под-
вижным креплением труб:
а — трубы; б — подвижное креп-
ление; в — направляющие пере-
городки; г — жаростойкий бе-
тон; о — двойное дно; е — теп-
лоизоляция; ХВ — холодны
воздух; ГВ — горячий воздух;
ДГ — дымовые газы
концы труб проходят верхнюю дырчатую доску через специальное
уплотнение типа сальника, обеспечивающее свободное их удлине-
ние (рис. 55).
Уплотнение на верхней доске (рис. 56) состоит из листовой
стали. Одно кольцо приваривают к трубной доске и оно непо-
движно, другое кольцо свободно входит в неподвижное и может пе-
ремещаться вдоль проходящей через него рекуператорной трубы.
Подвижное кольцо оборудовано приваренными пальцами, входя-
НО
Рис. 57. Уплотнение верхнего конца
рекуператорных труб при помощи
поршневых колец:
1 — верхняя дырчатая трубная доска;
2 — верхний конец трубы; <? — пру-
жинное кольцо
щими в соответствующие вырезы в неподвижном кольце. При та-
кой конструкции уплотнения замена или добавка уплотняющей
массы (например асбеста) может быть выполнена относительно
быстро и легко. Однако затяжка сальника иногда препятствует
расширению труб, отчего они изгибаются и увеличивают давле-
ние на донный лист (нижнюю плиту), который в этом случае по-
лучает большие нагрузки и деформируется.
Для исключения этого явления иногда применяют эластичные
уплотнения мест соединения труб с днищами при помощи поршне-
вых колец, которые дают одина-
ковое, не зависящее от темпера-
туры уплотнение (рис. 57).
Следует, однако, отметить, что
и при уплотнении этого типа
в месте крепления труб благо-
даря трению получается дополни-
тельная нагрузка на дно рекупе-
ратора и оно, даже несмотря на
усиливающие ребра, деформирует-
ся, если его не защищать от из-
лучения предрекуператорного про-
странства. Такую защиту создают
устройством двойного дна (см.
рис. 54) с пропусканием по нему
холодного воздуха и защитой ниж-
ней поверхности его от излучения
предрекуператорного простран-
ства слоем жаростойкого бетона.
Для того чтобы слой бетона держался лучше, концы труб, выходя-
щие из нижнего донного листа, конусообразно расширяются книзу
В первоначальных конструкциях вместо жаростойкого бе-
тона применяли теплоизоляцию с креплением ее снизу при помощи
листа их жаропрочной стали. Однако лист вскоре начинал коро-
биться, отрывался и отпадал. Это еще раз доказывает, что плоские
листы при высоких температурах применять нельзя.
Следует заметить, что прямые трубы диаметром 50—80 мм
(применяемые в рекуператорах этого типа) легко очищать от
пыли. Кроме того, пыль при прохождении внутри труб осаждается
меньше, так как нет завихрений, возникающих в случае обтека-
ния дымовыми газами труб снаружи.
2. ДАННЫЕ ПРОИЗВОДСТВЕННОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ТРУБЧАТЫХ КОНВЕКТИВНЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Показатели эксплуатации наибольшего числа (88) рекупера-
торов из гладких стальных труб в производственных условиях на
нагревательных печах заводов СССР отражены в работах Рамен-
)П
ской Е. С. [36], а также Рубижевского Н. Н. и Красовицкого Л. А.
|37]. Из зарубежных публикаций интересна работа Гофмана Е. Е.
и Венгелера Ф. [46], в которой изложены показатели работы 259
высокотемпературных рекуператоров из гладких стальных труб,
установленных на нагревательных колодцах металлургических
заводов ФРГ
Основные данные, взятые из ‘работ [36, 37, 46], помещены
в табл. 8.
Таблица 8
СВОДНЫЕ ДАННЫЕ ОБСЛЕДОВАНИЯ КОНВЕКТИВНЫХ
РЕКУПЕРАТОРОВ ИЗ ГЛАДКИХ СТАЛЬНЫХ ТРУБ
Показатели По литературным данным
[36] [37] [46]
Число обследованных реку- ператоров 80 8 259
Тип рекуператорных труб 30 петлевых, 5 петлевых, Нет св.
Объем нагреваемого возду- ха, м3/ч 50 прямо- трубных 1 000—20 000 3 прямо- трубных Произвол. То же
Температура дымовых газов, входящих в рекуператор, °C 535—1100 печи 5-110 т/ 450—900 900—1000
Температура подогрева воз- духа, °C 200—350 200—400 600—700
Материал труб рекуперато- ров Сталь Х25Т, Сталь Х25Т, и выше Сплав
Х18Н9Т Х17 24% Cr+Al
Срок службы рекуператоров, лет 1—2 года 1—5 3,3
до ремонта (при^«=:600оС) 2,3 (при = = 600 — 700° С) 16 (при /к > > 700° С)
В работе [36] отмечается, что, несмотря на сравнительно низ-
кую температуру подогрева воздуха и применение труб из высоко-
жаропрочных сталей, трубчатые рекуператоры в основной массе
выходят из строя через 2—2,5 года в результате прогорания первых
по пути движения дымовых газов труб, хотя есть отдельные труб-
чатые рекуператоры, которые при указанных выше температурных
условиях работают без существенного ремонта 6—8 лет. У пря-
мотрубных рекуператоров в ряде случаев наблюдают расстрой-
112
ство сварных швов — мест соединения труб с трубными досками,
и как следствие этого, большие (до 50%) утечки воздуха на сто-
рону дымовых газов.
Из 80 обследованных трубчатых конвективных рекуперато-
ров только восемь были оборудованы устройствами для защиты
труб от перегрева их стеною Наиболее удачным следует признать
способ защиты по температуре стенки с сигнализацией в случае
перегрева стенки, как это выполнено, например, на петлевых
рекуператорах печей Днепропетровского завода им. К- Либ-
кнехта.
В публикации [37] указывается на лучшую работу петлевых
рекуператоров по сравнению с прямотрубными, причем в ряде
случаев при применении петлевых рекуператоров оказалось воз-
можным отказаться от обводного (байпасного) борова, обычно пре-
дусматриваемого на случай ремонта рекуператора без остановки
печи, что упрощает систему боровов, улучшает работу рекуперато-
ров и повышает температуру подогрева воздуха (в связи с умень-
шением подсосов воздуха).
В работе [461 приведены интересные данные об анализе при-
чин выхода рекуператоров из строя. 51 рекуператор вышел из
строя вследствие коррозии, 50 рекуператоров — в результате
отрыва труб от днищ, 12 рекуператоров —от появления трещин
в стенках труб, 13 рекуператоров —вследствие деформаций и
28 рекуператоров — по разным другим причинам. Интересна ста-
тистика выхода из строя рекуператоров по причине отрыва труб
от днищ в зависимости от диаметра труб. Вышли из строя 41 ре-
куператор с наружным диаметром труб 70 мм, 8 рекуператоров
с диаметром труб 60—70 мм, 1 рекуператор с диаметром труб 50—
60 мм. При использовании труб диаметром 50 мм ни один рекупе-
ратор не вышел из строя. Отсюда следует, что для увеличения срока
службы рекуператоров из гладких стальных труб, помимо пра-
вильного выбора марки жаропрочного металла и диаметра труб,
особое внимание следует уделять конструкции крепления труб
к днищам и качеству сварных швов.
Интересные данные о работе большого трубчатого рекуператора
производительностью 100 т/ч конструкции Шака, установленного
на трехзонной методической прокатной печи завода «Тиссен»,
приведены в работе [47].
Печь отапливают смешанным газом с теплотой сгорания
12 550 кДж/м3 (3000 ккал/м3). В рекуператоре подогревается
4000 м3/ч воздуха до температуры <550—600° С. Так как количе-
ство подогреваемого в рекуператоре воздуха очень велико, то
рекуператор разделен на две части —две круглые (в плане)
батареи труб. Общий вид рекуператора изображен на рис. 58.
Диаметр каждого кожуха, в которые заключены батареи труб, ра-
вен 2,9 м. Длина труб в каждой батарее 5,0 м. Число труб в каж-
дой батарее составило 537 шт. В более горячей зоне используют
трубы с внутренним диаметром 68 мм и толщиной стенки 3 мм, вы-
8 Б. П- Тебеньков
113
полненные из стали с содержанием 24% Сг и 2% Si. Внутренний
диаметр труб в более холодной части составляет 70 мм, толщина
стенки равна 2 мм. Изготовлены они из стали, содержащей 18% Сг
и 1,5—2% Si. Общая поверхность нагрева обеих батарей рекупе-
ратора составляет 1180 м2 Высота всей рекуператорной уста-
новки 11,6 м. Рекуператор выполнен для работы по принципу
противотока. Дымовые газы и воздух во встречном потоке после-
5500
Рис. 58. Большой трубчатый рекуператор методи-
ческой прокатной печи завода «Тиссен»:
1 — вход дымовых газов; 2 — выход дымовых газов;
<7 — дымоход между I-й и 2-й батареями рекупера-
тора; 4 — вход холодного воздуха; 5 — выход го-
рячего воздуха; 6 — переходный воздушный патру-
бок из 2-й батареи в 1-ю; 7 — подача холодного
воздуха в двойное днище; 8 — отвод горячего воз-
духа из двойного днища
довательно проходят
обе батареи рекупера-
торных труб. Для ком-
Дни месяца (июль 1955г)
Рис. 59. Средние данные о тем-
пературном режиме большого
трубчатого рекуператора:
/ — температура дымовых газов
при входе в рекуператор; 2 —
температура дымовых газов ме-
жду 1-й и 2-й батареями труб;
3 — температура горячего воз-
духа, покидающего рекупера-
тор; 4 — температура воздуха
между 1-й и 2-й батареями; 5 —
температура дымовых газов,
уходящих из рекуператора
пенсации температурных расширений каждая труба снабжена
индивидуальным компенсатором; кроме того, цилиндрические
кожухи, в которые заключены трубы, также оборудованы компен-
саторами.
Днище рекуператорной батареи со стороны входа горячих ды-
мовых газов двойное, с воздушным охлаждением.
Потеря давления в рекуператоре на воздушном пути равна
2,94 кН/м2 (300 мм вод. ст.) и на пути дымовых газов 1,08 кН м2
(ПО мм вод. ст.). Общая масса рекуператора составляет 125 т.
Рекуператор сконструирован так, что при снижении нагрузки
печи через него продолжает поступать необходимое для охлажде-
ния его труб количество воздуха. Избыточный нагретый воздух
удаляется через специальный патрубок в атмосферу цеха. Темпе-
ратурный режим работы рекуператора показан на рис. 59.
Ц4
3. ОБЩИЕ ДАННЫЕ ПО РАСЧЕТУ РЕКУПЕРАТОРОВ
ИЗ ГЛАДКИХ СТАЛЬНЫХ ТРУБ
Для расчета рекуператоров из гладких стальных труб можно применять
формулы и номограммы по теплоотдаче и аэродинамическому сопротивлению для
труб и каналов, приведенные в гл. III.
Для расчета трубчатых рекуператоров двойной циркуляции (рис. 48) можно
воспользоваться методом, предложенным Ю. И. Розенгартом [44 ].
По этому методу рекуператор двойной циркуляции рассматривают как обыч-
ный трубчатый рекуператор со стержневыми вставками. При этом коэффициент
теплопередачи, отнесенный к поверхности наружной трубы, определяют по
формуле
г = —!—у Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч °C)]. (65)
— /I —
а
Здесь
_ ^02 -I- а с _ ^вп
(1-1- 6) а2 (- о. и “ и ’
В этих формулах:
а — коэффициент теплоотдачи от наружной и внутренней труб к воздуху,
протекающему по кольцевой щели;
czj — коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке наружной трубы;
а2 — коэффициент теплоотдачи от наружной трубы к внутренней;
dnll — внутренний диаметр наружной трубы;
dri|| — внутренний диаметр внутренней трубы.
Ниже дан пример расчета обычного трубчатого рекуператора с проходом
дымовых газов внутри труб и обтеканием нагревающимся воздухом пучка труб
снаружи.
4. ПРИМЕР РАСЧЕТА РЕКУПЕРАТОРА
ИЗ ГЛАДКИХ СТАЛЬНЫХ ТРУБ
Задание. Рассчитать трубчатый рекуператор, конструкция которого
аналогична изображенной на рис. 51. Его характеристика следующая:
Объем нагреваемого воздуха (при входе в рекупера-
тор), м3/ч 4200
Объем дымовых газов (при входе в рекуператор), м3/ч 5300
Температура подогрева воздуха (у печи), СС 500
Начальная температура воздуха, °C 20
Температура дымовых газов перед рекуператором, °C 1100
Могут быть применены трубы из жаропрочной стали, сохраняющей свои
свойства при температуре 800—900° С.
Тепловой расчет и определение размеров рекуператора
4200
-----= 1 17 м3>
3600 ’ '
^д
5300 1 .17
3600 — ,4' м“/с’
8*
115
Принимаем падение температуры в воздухопроводе от рекуператора до го-
релок Д/ = 50° С; тогда необходимая температура подогрева воздуха равна
Q = 'задан + Д' = 500+ 50 = 550° С.
Средняя объемная теплоемкость воздуха (по табл. I приложений)
св = 1,35 кДж/(м® •°C).
Энтальпия воздуха после рекуператора
< = (< - <1) - = 833000 Вт.
Принимаем потери тепла рекуператором в окружающую среду равными
10%. Количество тепла, которое дымовые газы должны передать в рекуператоре:
Энтальпия дымовых газов, входящих в рекуператор, при удельной объемной
теплоемкости их сд = 1,55 кДж/(м3 °C) (табл. I приложений):
Энтальпия дымовых газов, уходящих из рекуператора:
</" = д'д — <7перед = 2 510 000 — 928 000 = 1 582 000 Вт.
Принимаем объемную теплоемкость дымовых газов, уходящих из рекупера-
тора, предварительно принимая 700° С, сд = 1,51 кДж/(мэ-°С).
Температура дымовых газов, уходящих из рекуператора:
t" - _ 1 582 000-3,6 _
д - V с" 5300 -1,51 '
v д д
Принимаем в рекуператоре схему противотока:
t'a = 20° С Роздух-> t"a = 550° С;
t" = 710° С , Дымовые газы f' _ j jqqo q.
Д д’
ткач ='д —'в = 550° С;
Ткон = = 7Ю- 20 = 690° С.
Средняя логарифмическая разность температур (по номограмме рис. 18)
тср = 619° С.
Принимаем условную скорость дымовых газов и воздуха в рекуператоре
Шд = 3 м/с; а?в = 8 м/с.
116
Общее Сечение Кайалов для прохождения воздуха должно быть
Общее сечение каналов для прохождения дымовых газов
Принимаем (согласно рис. 51), что дымовые газы идут внутри труб, а воздух
обтекает трубы снаружи.
Выбираем для рекуператора трубы сечением 53/60 мм, т. е. имеющие внутрен-
ний диаметр d = 53 мм и толщину стенки 3,5 мм.
Сечение одной трубы (в свету)
(в = 0,785d2 = 0,785-0,0532 = 0,0022 м2.
Число труб (каналов) на пути движения дымовых газов должно быть
Принимаем расположение труб шахматное и в плане трубы располагаем
по прямоугольнику: по току воздуха 18 рядов и в направлении, поперечном току
воздуха,— 12 рядов.
Общее число труб
п = 12-18 = 216.
Действительная площадь для прохождения дымовых газов
/д = 216-0,0022 = 0,475 м2.
Действительная скорость дымовых газов
1 47
Шд= М75 =3-10м/с-
Шаг труб в направлении движения тока воздуха и поперек его принимаем:
Sj. = s2 = 1,5d = 1,5-60 = 90 мм; 4 = 4 = 1,5.
а а
Ширина воздушных каналов в узком сечении а = 0,03 м.
Высота каналов одного хода воздуха
h °-146 л л
0,03-12
Определим коэффициент теплопередачи в рекуператоре.
Средняя температура воздуха в рекуператоре
Фактическая скорость воздуха при температуре 285° С
117
(П = u-0(i + аО = 8,0 ( 1 -gj-) = 16,4 М/С;
По номограмме рис. 17 осн = 75.
Поправочные коэффициенты:
С22= 1,0; Cs= 1,0; Сф = 0,88.
По формуле (31)
ав = 1,163анС2гС5Сф= 1,163-75-1,0-1,0 0,88 = 76,7 Вт/(м2-°С).
Средняя температура дымовых газов в рекуператоре
1100 + 710 = 905ос
д 2
Фактическая скорость дымовых газов при 905° С
“'д(О=3>10(1 + -Й')^13-4 «Ус-
Коэффициент кинематической вязкости (по табл. II приложений)
v = 153,6-Ю-6 м2/с.
Критерий Рейнольдса
n wd 13,4-0,053 _
=Т53,6-10--в =4б3°’
Таким образом, режим потока переходный. Значение адон определяют по
графику (рис. 14).
Для значений щд = 13,4 м/с и /др = 905° С
ад°" = 25,8+ Вт/(м2-°С),
где йг = 1,03 (по графику рис. 13). Отсюда
адон = 25,8-1,03 = 26,6 Вт/(м2-°С).
Найдем коэффициент теплоотдачи от дымовых газов излучением. Принимаем,
что в дымовых газах содержится 8,5% СО2 и 16,5?z6 Н2О (продукты сгорания при-
родного газа).
По данным, изложенным на с. 27, принимаем эффективную толщину излуча-
ющего слоя 5эф = 0,9d = 0,9 0,053 = 0,0477 м.
Тогда получаем для СО2
Рс0 $эф = 0,085-0,0477 = 0,00405 ат-м
и для водяных паров
рН2о5эф = 0,165-0,0477 = 0,00787 ат.
118
По этим данным и средней температуре дымовых газов 905° С из графиков,
изображенных на рис. 10—12, находим
ecOj —0,0278; ен,о = 0'0^ PhjO^I'129;
ен о = еН,оР = 0,015 -1,129 = 0,0109.
Среднюю температуру стенки принимаем равной 400° С.
По графику на рис. 9 находим М = 162 (по средней температуре дымовых
газов между входом и выходом).
Коэффициент теплоотдачи излучением по формуле (19)
ад = 1, ЮЗ (еСОг + еНгО) /И= 1,163 (0,0278 — 0,0169) • 162=8,43 Вт/ (м2-°С).
Коэффициент теплоотдачи дымовых газов
ад = адон Н- адуч = 26,6 8,43 = 35,03 Вт/(м«-° С).
Коэффициент теплопередачи в рекуператоре по формуле (17)
ав + ад
76,7 35,03
76,7 + 35,03
= 24,0 Вт/(м2-°С),
24 0
А = -j ’ед = 20,65 ккал/(м2-ч-°С).
Необходимая поверхность нагрева рекуператора по формуле (14)
п 835 000 ,
= -24ДГбТ9- = 56’2
Ят-ср
Средний диаметр труб
dcp=°-06t°'053 = 0,0565
2
Длина труб должна быть
, F 56,2
LT =-------= ------------------= 1 47 м
T ndcpn 3,14-0,0565-216 ’
Выше было определено, что высота одного хода воздуха должна составлять
0,4 м.
Принимаем в рекуператоре по току воздуха четыре основных и два защитных
хода в верхней части рекуператора (см. рис. 51). Высоту каналов одного защитного
хода принимаем равной 200 мм.
Длина труб получается равной
7-т = 4-0,4 4- 2-0,2 = 2,0 м.
Учитывая компенсатор и трубные доски, длину труб принимаем равной 2,2 м
(высота рекуператора).
В плане габариты рекуператора следующие: ширина 0,09 12 1,1 м; длина
0.09-18<=» 1.62 м.
119
Максимальная температура стенки рекуператора
Имеем
ав = 76,7 Вт/(м2 °C);
ад = 35,03 Вт/(м2-°С).
Отношение
По графику, изображенному на рис. 20, получаем
^ст п оС /ст— 550
t' — t" ’ “ 1100 — 550 •
Д в
Отсюда максимальная температура стенки /™тах = 742° С.
Таким образом, максимальная температура стенки является допустимой
для материала труб данного рекуператора (/доп = 800° С).
Следует обратить внимание на то, что вследствие дополнительного излучения
предрекуператорного пространства и возможных колебаний соотношения воздуха
и дымовых газов при эксплуатации рекуператора фактическая максимальная
температура стенок труб рекуператора будет несколько выше определенной ана-
литическим расчетом и значение ее приблизится к максимально допустимому
(в данном случае) для данного материала труб рекуператора.
Потери давления в рекуператоре на воздушном пути
Определим сопротивление рекуператорных труб.
Фактическая скорость воздуха в узком сечении при /вр = 285° С шв=
= 16,4 м/с; - = 1,5; d~ 0,06 м. Общее число рядов труб (4 хода)
za= 4-18= 72.
По этим данным, согласно номограмме, изображенной на рис. 21, получаем
Cs = 1,4; Cd = 0,84; ДА = 2,25.
По формуле (56)
hv = 9,81CSQ ДА (Z2 + 1) = 9,81 • 1,4-0,84-2,25 (72+ 1) = 1900 Н/м2.
Определим потери давления на повороты в переходных воздушных коробках
(на 180° С).
Скорость воздуха в переходных коробках принимаем шв = 6,0 м/с.
Учитывая наличие направляющих перегородок и закруглений наружных
стенок коробок, принимаем коэффициент сопротивления при повороте на 90°
в коробке £ = 1,0. В нашем рекуператоре всего три коробки, причем в каждой
из них струя воздуха поворачивается на 180°
Общий коэффициент сопротивления для всех трех коробок составит
£ = 1,0-2-3 = 6,0;
/вр = 285° С; Yo= 1,293 кг/м3.
120
fio формуле (54)
2
Л2 = То (1 + аП = 6,0 • 1,293 (1 + -|^Л = 286,4 Н/м2.
л \ Z( о у
Определим потери давления в подводящей воздушной коробке (диффузоре).
Скорость воздуха в подводящем воздухопроводе принимаем равной =
= 10,0 м/с.
Отношение сечений подводящего воздухопровода и подводящей коробки
в наиболее широком сечении ее принимаем
р
-р~ = 0,1. Угол раскрытия а -- 40°
*2
р
При этом отношении коэффициент сопротивления t,' = 0,81 (по табл. V
‘ 2
приложений, рис. 2), а поправочный коэффициент k= 1,0.
Для диффузора
£ = 0,81 1,0 = 0,81; /в = 20° С.
По формуле (54)
10 О2 / 20 \
ft, = 0,81-^— 1,293 1 + ) = 55,4 Н/м2.
Определим потерю давления в отводящей воздушной коробке (конфузоре).
Как и для подводящей воздушной коробки, принимаем
р
=0,1; шв = 10,0 м/с; угол раскрытия а = 40°
г 2
По рис. 4 табл. V приложений £ = 0,1.
Температура воздуха при выходе из рекуператора /„ = 550° С.
По формуле (54)
= 0,1 1,293 (1 +-|^\ = 19,6 Н/м2.
Сумма потерь давления на пути воздуха в рекуператоре
УЛ = 1900 + 286,4 + 55,4 + 19,6 = 2261,4 Н/м2,
2261,4
9,81
= 231 мм вод. ст.
Потеря давления в рекуператоре на пути дымовых газов
Определим потерю давления от трения в дымовых каналах.
Критерий Рейнольдса Re = 4630.
Согласно формуле (53), коэффициент трения равен
121
Для шероховатой металлической стенки А = 0,129; п = 0,12,
_ °’129 _
/?Л12 _
0,129
4630°-12
= 0,047
Для дымового канала (L = 2,2 м; d = 0,053 м)
= 905° С; ?0 = 1,34 кг/м3; шд = 3,1 м/с.
По формуле (51)
!1=ц_^то(1+а/) 4= 01047 1134 х
х (1 + SH oW = 54'° нм
\ 2/о у UjUDo
Определим потерю давления при входе дымовых газов в трубы рекуператора.
По рис. 13 табл. V приложений принимаем £= 3,5; а/ = 3,1 м/с; t' —
= 1100°С.
По формуле (54)
ft2 = 3,5-^- 1,34 (1 + -У£9Л = 112,8 Н/м».
Z \ 2/и }
Определим потерю давления при выходе дымовых газов из труб рекуператора.
По рис. 8 табл. V приложений t, = 1,0 (выход из канала); а>в = 3,1 м/с;
= 710° С.
h3 = 1,0 1,34 ( 1 + = 23,2 Н/м3.
Z \ Z /О 1
Вычислим геометрический напор.
Средняя температура дымовых газов = 905° С. Температура окружающего
воздуха tB = 20° С. Высота подъема газа (длина труб) Н = L = 2,2 м.
Плотность воздуха при 20° С
273
Плотность дымовых газов при 905° С
I 44
^=~io^ °-311 кг/мЯ-
1 + 273
По формуле (58)
Л4= 9.81Я (ув — тд) = 9,81-2,2 (1,205 — 0,311)= 19,4 Н/м2.
Направление геометрического напора противоположно направлению дви-
жения дымовых газов. Поэтому в сумме потерь давления геометрический напор
войдет со знаком «плюс».
122
Сумма потерь давления на дымовом пути
= 54,0 + 112,8 + 23,2 + 19,4 = 209,4 Н/м2,
или
909 4
- 81 = 21,4 мм вод. ст.
Глава X
РАДИАЦИОННЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ
Как уже было ранее отмечено, при температурах дымовых газов
выше 900—1000° С основное количество тепла передается в реку-
ператорах излучением — радиацией. Отсюда и рекуператоры
с преимущественной передачей тепла излучением получили назва-
ние радиационных.
Известно, что при данном составе газа и данной температуре
передача тепла излучением пропорциональна длине луча или
толщине излучающего слоя газа. Поэтому в радиационных реку-
ператорах на дымовом пути (воздух, как известно, практически
лучепрозрачен) выполняют каналы большого сечения (диаметром
0,5—3,0 м), тогда как в конвективных рекуператорах приведенные
диаметры дымовых каналов не превышают 0,1 м.
На рис. 60 изображен график зависимости суммарного коэф-
фициента теплоотдачи (а = акон + алуч) от диаметра канала,
по которому проходят дымовые газы, и их температуры. При со-
ставлении графика принято, что дымовые газы являются продук-
тами сгорания природного газа и содержат 8,5% СО2 и 16,5% Н2О.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией определяли по приведен-
ным в первом разделе книги положениям при скорости дымовых
газов 1,0 м/с, и его величина изменялась от 6,4 до 16,4 Вт/(м2-°С)
[5,5—14,1 ккал/(м2-ч-°С)1.
На рис. 60 видно, что например при 1200°С увеличение диаметра
дымового канала от 50 мм до 1500 мм повышает коэффициент тепло-
отдачи от 31 до 128 Вт/(м2-°С) [от 26,6 до 110 ккал/(м2-ч-°С) ]
при одной и той же скорости дымовых газов.
При постоянном диаметре дымового канала и одинаковой ско-
рости газа увеличение температуры дымовых газов от 600 до 1400° С
повышает коэффициент теплоотдачи от 38 до 159 Вт/(м2-°С) [от
32,7 до 136,6 ккал/(м2-ч• °C) ].
Наиболее важным преимуществом радиационных рекуперато-
ров перед конвективными является возможность высокотемпера-
турного подогрева воздуха или газа с меньшим, чем у конвектив-
123
ных рекуператоров, расходом жаропрочной стали вследствие
большей удельной тепловой нагрузки поверхности теплообмена.
Высокая тепловая нагрузка поверхности нагрева в радиацион-
ном рекуператоре обусловлена не только большим излучением
толстого слоя дымовых газов в канале рекуператора, но также и
излучением обмуровки и газов предрекуператорного (а в корот-
ких по длине рекуператорах и послерекуператорного) простран-
Рис. 60. Коэффициент теплоотдачи дымовых газов в зависимости от диаметра трубы,
по которой они проходят, и их температуры
ства, которое в данном случае значительно вследствие большого
диаметра дымового канала рекуператора.
Однако большая тепловая нагрузка поверхности нагрева ра-
диационного рекуператора не вызывает повышение (по сравнению
с температурой стенки конвективного рекуператора) максимальной
температуры стенки, через которую передается тепло, при одних
и тех же температурах подогрева воздуха (газа). Это можно объяс-
нить тем, что в результате более простой конфигурации трассы
на пути воздуха, чем в конвективных рекуператорах, в радиа-
ционных рекуператорах применяют повышенные (по сравнению
с конвективными рекуператорами) скорости подогреваемого воз-
духа или газа (20—40 м/с и выше), что способствует значительному
отводу тепла от стенок и понижению их температуры.
Кроме того, отклонения от средней температуры стенки в сто-
рону максимума и минимума у радиационных рекуператоров
меньше, чем у конвективных, так как происходит некоторое вы-
124
равнивание температур стенок в результате взаимоизлучения
между отдельными участками поверхности нагрева, которые
в радиационных рекуператорах находятся в одном канале и оди-
наково удалены от оси дымового потока.
На рис. 61 показано изменение температуры дымовых газов,
нагреваемого воздуха и температуры стенки в радиационном и
конвективном рекуператорах. В радиационном рекуператоре при-
нят прямоток, а в конвективном — противоток. Температура по-
догрева воздуха в рекуператорах
того и другого типа доходит до 700° С.
Как видно из рис. 61, максималь-
ная температура дымовых газов в
радиационном рекуператоре состав-
ляет 1380° С, а в конвективном
1100° С, между тем как максималь-
ная температура металла стенки ре-
куператора в радиационном рекупе-
раторе равна только 760° С, а в кон-
вективном 900° С.
Вообще, согласно эксперимен-
тальным и производственным дан-
ным, максимальная температура
стенки радиационного рекуператора
превышает температуру подогрева
воздуха (газа) не более чем на 150 —
250° С, а в конвективных рекупера-
торах — на 300—450° С.
Следовательно, если при приме-
нении наиболее жаропрочных марок
стали, выпускаемых промышленно-
стью в настоящее время, предельная
температура дымовых газов, входя-
щих в рекуператор, для конвективных рекуператоров состав-
ляет 1100° С, то для радиационных ее повышают до 1600° С. Это
значительно расширяет область применения металлических реку-
ператоров, так как во многих печных агрегатах температура
отходящих дымовых газов составляет 1300—1600° С (нагрева-
тельные колодцы, чугуноплавильные отражательные печи, пла-
вильные печи цветной металлургии и т. д.).
Следует отметить, что если конвективные рекуператоры в боль-
шинстве случаев требуют устройства искусственной тяги, так как
величины коэффициентов теплопередачи в них прямо зависят от
скорости дымовых газов, то в радиационных рекуператорах искус-
ственная тяга на дымовом пути обычно не нужна, потому что дымо-
вые каналы у них широ’кие и прямые, а скорости движения в них
мало влияют на величину коэффициента теплопередачи и поэтому
не превышают скоростей в обычных дымовых боровах. Аэродина-
мические сопротивления на дымовом пути в радиационных рекупе-
Рис. 61. Изменение температуры
дымовых газов, нагреваемого воз-
духа и температуры стенки при
радиационном и конвективном теп-
лообмене:
----радиационный нагрев;
----— — конвективный нагрев;
1 и 4 — температуры дымовых га-
зов; 2 и 5 — температуры стенки;
3 и 6 температуры нагреваемого
воздуха
125
раторах обычно не выше, чем на участке борова той же длины, что
и длина рекуператора.
Очень важным свойством радиационных рекуператоров яв-
ляется значительно меньшая, чем у конвективных рекуператоров
засоряемость поверхности нагрева.
Исследования радиационных рекуператоров показали, что
температура дымовых газов у стенок рекуператора значительно
ниже, чем по его оси и даже при низкой температуре плавления
Нагрузка, %
Рис. 62. Зависимость температуры стенки ^ст и отношения a8/at на входе в прямоточный
рекуператор от нагрузки:
/ — конвективный рекуператор; 2 — радиационный рекуператор
охлаждается до температуры, при которой будет находиться в твер-
дом состоянии, что затруднит ее прилипание к стенкам.
Кроме того, стенки радиационных рекуператоров обычно вер-
тикальные, что также препятствует оседанию на них пыли, а
осевшие слои пыли и металла стенки рекуператора различны.
Таким образом, радиационные рекуператоры значительно
меньше, чем конвективные, чувствительны к отложению пыли,
а очищать их от нее проще, так как диаметры каналов для про-
хода газов больше и вся поверхность нагрева рекуператора до-
ступна для осмотра и очистки.
Недостатком радиационных рекуператоров является то, что
при одинаковой тепловой производительности они более гро-
моздки и по внешним габаритам занимают объем, в 2—3 раза боль-
ший, чем конвективные рекуператоры.
Кроме того, радиационные рекуператоры являются намного
более чувствительными к изменению нагрузки, чем конвективные
рекуператоры.
В конвективных рекуператорах теплообмен на дымовой и воз-
душной сторонах зависит от скорости движения газов. При умснь-
126
тении расхода топлива в печи почти пропорционально умень-
шаются также скорости движения дымовых газов и воздуха, а
отсюда и коэффициенты теплоотдачи на дымовой и воздушной сто-
ронах.
В радиационных рекуператорах при уменьшении расхода
топлива в печи, но сохранении высокой температуры дымовых
газов (например, в нагревательных колодцах к концу нагрева
слитков) коэффициент теплоотдачи на воздушной стороне резко
снижается, а на дымовой стороне остается почти прежним, так как
не зависит от скорости движения дымовых газов, а отсюда значи-
тельно возрастает температура поверхности нагрева.
На рис. 62 даны графики изменения температуры стенки (£ст)
и отношения коэффициентов теплоотдачи на воздушной и дымовой
сторонах (ав/ад) для радиационного и конвективного рекуперато-
ров [48]. Графики составлены для частного случая (температура
дымовых газов 1200° С). Как видно из рис. 62, уменьшение на-
грузки до 25% от максимальной ведет к тому, что температура
стенки у радиационного рекуператора на. 200° С выше, чем у кон-
вективного, тогда как при 100%-ной нагрузке она была ниже, чем
у конвективного рекуператора.
На основе изложенных общих данных характеристики радиа-
ционных рекуператоров следует считать, что они более всего под-
ходят для высокотемпературного подогрева воздуха (газа) и при
наличии в дымовых газах большого количества пыли, сажи, ока-
лины, шлаков.
2. КОНСТРУКЦИИ РАДИАЦИОННЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
В настоящее время применяют радиационные рекуператоры
большей частью двух, конструкций: щелевые и трубчатые (из труб
малого диаметра).
Щелевые радиационные рекуператоры
Радиационные рекуператоры этого типа являются в Настоя-
щее время наиболее распространенными.
Щелевые радиационные рекуператоры состоят из двух кон-
центрических цилиндров, сваренных из листов жаропрочной стали
толщиной 6—10 мм (рис. 63). По внутреннему цилиндру проходят
дымовые газы, а в кольцевой щели между внутренним и наружным
цилиндрами —нагреваемый воздух (газ).
Диаметр внутреннего цилиндра, т. е. дымового канала, в за-
висимости от размеров рекуператора колеблется от 0,5 до 3,5 м.
Ширину кольцевого пространства между внутренним и наружным
цилиндрами, т е. щели для прохождения нагреваемого воздуха
(газа), принимают равной 8—60 мм. На обоих концах рекуператора
расположены кольцевые коробки, служащие для подвода и отвода
127
Нагреваемого воздуха (газа), причем для более равномерного рас-
пределения по кольцевой щели подвод воздуха или газа в коробки
выполняют тангенциальным.
Для уменьшения потерь тепла в окружающее пространство
наружный цилиндр покрывают теплоизоляцией.
Так как внутренний цилиндр рекуператора нагревается зна-
чительно сильнее наружного и вследствие этого получает большее
Рис. ;63. Щелевой радиационный
рекуператор. Устройство компен-
сатора с воздушной кольцевой ко-
робкой
Рис. 64. Линзовый компенсатор для щеле-
вого радиационного рекуператора (установку
компенсатора см. на рис. 77)
тепловое расширение, то для обеспечения свободного его удлине-
ния наружный цилиндр снабжают компенсаторами.
В некоторых случаях при небольших размерах радиационных
рекуператоров компенсаторы могут быть совмещены с кольце-
выми воздушными коробками (рис. 63).
В больших радиационных рекуператорах компенсаторы рас-
полагают на наружном цилиндре. На рис. 64 показана одна из
применяемых в настоящее время конструкций линзового компен-
сатора, сваренного из двух восьмигранных стальных листов тол-
щиной 1,5—2 мм, у которых имеются круглые вырезы для про-
пускания внутреннего цилиндра рекуператора и отбортованные
по наружному периметру края.
На верхнем конце рекуператора в ряде случаев выполняют
противовес, служащий для небольшого натяжения внутреннего
цилиндра с целью предотвращения деформации под действием его
собственного веса, что может быть весьма вероятным вследствие
большой высоты рекуператора и нагрева металла внутреннего
цилиндра до 700—1000° С. Наибольшая высота построенных ра-
диационных цилиндрических вертикальных рекуператоров со-
ставляет 40 м [49].
Для обеспечения большей равномерности распределения по-
тока нагревающегося воздуха (или газа) в кольцевой щели между
128
цилиндрами устанавливают Направляющие перегородки, которые
одновременно служат и дистанционными прокладками между
внутренним и наружным цилиндрами рекуператора. Направляю-
щие перегородки увеличивают поверхность теплоотдачи, т. е.
являются своего рода оребрением воздушной поверхности. Так
как обычно направляющие перегородки приваривают к внутрен-
нему цилиндру, служащему дымовым каналом, то наличие их
Рис. 65. Конструктивные схемы щелевых радиационных рекуператоров:
а — прямоток; б — противоток; в — комбинирование прямотока и противотока; г — ре-
куператор с двойной циркуляцией воздуха в щели и постоянной действительной скоростью
способствует понижению температуры металла внутреннего ци-
линдра, т. е. лучшей его теплоустойчивости.
Щелевые радиационные рекуператоры устанавливают обычно
вертикально, но иногда встречаются установки с горизонтальным
расположением цилиндров. Однако, при горизонтальной уста-
новке создаются менее благоприятные условия для обеспечения
строительной прочности рекуператора и предохранения его от
засорения, а также увеличивается неравномерность обогрева по
периметру цилиндров.
На рис. 65 изображены 4 конструктивные схемы для создания
определенного соотношения потоков воздуха и дымовых газов,
применяемые в настоящее время в щелевых радиационных реку-
ператорах. Наиболее часто применяют схемы прямоточного
(рис. 65, а) и противоточного (рис. 65, б) рекуператоров, причем
для создания теплоустойчивости рекуператора при температурах
входящих в рекуператор дымовых газов до 1000—1200° С исполь-
зуют схему противотока, а выше 1200° С—прямотока.
В некоторых случаях для высокотемпературного щелевого
радиационного рекуператора целесообразно комбинировать
в одном рекуператоре прямоток и противоток (рис. 65, в), причем
в наиболее горячей зоне — па начальном участке поступления ды-
мовых газов в рекуператор использовать схему прямотока, а на
9 Б. П. Тебеньк 129
остальном пути движения дымойых газов в рекуператоре — схему
противотока.
При создании схемы, показанной на рис. 65, а считали 150],
что в результате использования конической вставки между вну-
тренним и наружным цилиндрами рекуператора действительная
скорость воздуха (при данной температуре) по мере продвижения
его вдоль внутреннего
Рис. 66. Установка щелевых радиационных
рекуператоров на нагревательном колодце:
1 — воздушный радиационный рекуператор;
2 — газовый радиационный рекуператор; 3 —
горелка; 4 — подвод доменного газа; 5 — воз-
душный вентилятор; 6 — направляющие ребра
в щели между цилиндрами газового рекупе-
ратора
рекуператора остается постоям-
ной, что благоприятно влияет
на распределение температур
по высоте цилиндра и уве-
личивает его теплоустойчи-
вость.
Впервые радиационный
рекуператор и именно щеле-
вого типа был описан В. Хей-
ли ген штедтом. Длина этого
рекуператора составляла
3,15 м, диаметр внутреннего
цилиндра 0,6 м, ширина воз-
душной щели 30 мм. Он был
предназначен для подогрева
1275 м* воздуха в час до
230° С при температуре ды-
мовых газов на входе в ре-
куператор 1200° С [511.
В настоящее время щеле-
вые радиационные рекупера-
торы чаще всего применяют
в черной металлургии, где
ими оборудуют нагреватель-
ные колодцы и методические
нагревательные печи. Начали
широко применять щелевые радиационные рекуператоры в про-
мышленности в Австралии, где в 1941—1942 гг. в прокатном цехе
металлургического завода в Порт-Кэмбле щелевыми радиацион-
ными рекуператорами было оборудовано восемь нагревательных
колодцев, каждый емкостью по десять слитков массой 4,5 т [52,
53]. Топливом для колодцев служила смесь доменного и коксо-
вого газов или только доменный газ. Каждый колодец оборудован
воздушным и газовым щелевыми радиационными рекуператорами,
через которые дымовые газы проходят последовательно, уходя
из рабочей камеры колодца с температурой 1400° С (рис. 66).
Действие воздушного и газового рекуператоров основано па
принципе противотока. Внутренний диаметр (дымовой канал)
рекуператоров равен 1 м. Длина воздушного рекуператора со-
ставляет около 4,8 м и газового —около 10 м. Температура по-
догрева воздуха доходит до 700° С и доменного газа — до
500° С.
130
Первые вертикальные радиационные рекуператоры, служащие
1 подогрева доменного газа, опирались на нижнюю часть кон-
струкции. Однако оказалось, что внутренний цилиндр в нижней
части деформировался, так как в этом месте при максимальной
нагрузке от веса всей вышележащей части рекуператора металл
получал еще и максимальную тепловую нагрузку. В дальнейшем
это явление было полностью устранено подвеской рекуператоров
в верхней части цилиндра (вместо опоры внизу).
Следует отметить, что некоторые нагревательные печи, обору-
дованные щелевыми радиационными рекуператорами, находились
в эксплуатации 7 лет и более и за это время не требовалось очистки
дымовой поверхности. Периодической очистке через каждый 1,5
года подвергали только кольцевые сборные коробки, служащие
для отвода подогретого доменного газа. Нагрев воздуха и домен-
ного газа до высоких температур позволил перевести на отопле-
ние одним доменным газом большинство нагревательных колод-
цев и нагревательных печей на этом заводе.
Основные данные работы воздушного и газового (подогрев
доменного газа) щелевых рекуператоров Эшера на методической
прокатной печи приведены ниже:
Рекуператоры
воздушный газовый
Количество нагреваемой среды, тыс. м:,/ч Температура дымовых газов при входе в 15,0 15,6
рекуператор, С'С Температура нагреваемой среды на выхо- 940 940
де из рекуператора, СС Падение давления со стороны нагреваемой 500 460
среды, Н/м'2 (мм вод. ст.) 3240 (330) 1370 (140)
Щелевые радиационные рекуператоры получили значительное
распространение после 1954—1955 гг. По данным Кэя и Уолкена
[54], в 1960 г. более 650 рекуператоров Эшера строили и эксплуа-
тировали на металлургических и стекольных заводах.
В некоторых случаях щелевые радиационные рекуператоры
большой длины могут одновременно играть роль также и дымовой
трубы. На рис. 67 показан подобный рекуператор, устанавливае-
мый в хвостовой части методических прокатных печей, работаю-
щий по принципу противотока [13]. На печи устанавливают
обычно два таких рекуператора, расположенных с каждой боко-
вой стороны печи.
Следует обратить внимание на то, что если в радиационных ре-
куператорах с небольшим отношением высоты внутреннего ци-
линдра к его диаметру (H/D 2-ьЗ), излучение предрекупера-
торного пространства играет, кроме отрицательной роли — уве-
личения температуры стенки внутреннего цилиндра на началь-
ном участке дымового пути, еще и весьма положительную роль —
увеличение общей теплоотдачи на дымовой стороне, то в данном
9* 131
случае (рис. 67) при значении Н/D 22 излучение предрекупсра-
торного пространства влияет только отрицательно. Учитывая
это в рекуператоре (рис. 67) для снижения максимальной темпе-
ратуры нагрева его металла,
*40700
<07500
а следовательно, и увеличения его
□
долговечности входной участок
на пути дымовых газов выпол-
няют из водоохлаждаемых эле-
ментов и массивного литого футе-
рованного кольца внутреннего
цилиндра, а линзовый компенса-
тор в нижней части защищают ке-
рамической вставкой (стаканом).
В результате этих конструктив-
ных мероприятий излучение пред-
Рис. 67. Щелевой рекуператор, установленный на методической про-
катной печи
4-а
132
рек\ператорного пространства на стенки внутреннего цилиндра
существенно снижается.
Щелевые радиационные рекуператоры, подобные изображен-
ному на рис. 67, установлены вместо керамических на пятизон-
пых печах для нагрева слябов на заводе, в г. Спарроус-Пойнт
(США) [ 551. На каждой печи работают четыре рекуператора вы-
сотой 28 м и диаметром 1,6 м.
Для удобства сборки рекуператоры выполнены из двух частей,
причем нижняя часть длиной 18,1 м сделана из стали с 25°о Сг
и 20% Ni. Температура подогрева воздуха доходила до 510° С
при температуре дымовых га-
зов 1065—1260° С.
Недостатком вертикальных
щелевых радиационных рекупе-
раторов, изображенных на рис.
67, является то, что в случае
аварии рекуператора заменить
его трудно, а всякий ремонт
вызовет перебои в работе печ-
ного агрегата, так как рекупе-
ратор служит одновременно и
дымовой трубой для печи, на
которой он установлен.
Все рассмотренные выше
конструкции щелевых радиа-
рекуператора с двусторонним обогревом
ционных рекуператоров харак-
теризуются одним общим признаком: дымовые газы проходят
в них только с одной стороны, т. е. внутри цилиндра с двойными
стенками.
В Днепропетровском'металлургическом институте разработали
и провели опытную производственную проверку конструкции
щелевых радиационных рекуператоров с двусторонним движе-
нием дымовых газов, т. е. внутри двойного цилиндра (как обычно)
и вне его — в пространстве между наружным цилиндром и огне-
упорной кладкой, в которую заключен рекуператор [56].
На рис. 68 показана схема такого рекуператора. Опытный ре-
куператор такой конструкции был установлен вместо керами-
ческого рекуператора на нагревательном колодце (рис. 69) с пра-
вой стороны его ячейки, с левой стороны был оставлен керами-
ческий рекуператор.
Радиационный рекуператор был изготовлен из листовой жа-
ропрочной стали марки Х23Н18 толщиной 5,5 мм. Диаметр вну-
треннего цилиндра рекуператора составлял 1500 мм, ширина воз-
душной щели 8 мм, высота рекуператора 2470 мм, поверхность
нагрева * 23,3 м2.
* Поверхность нагрева керамического рекуператора, работавшего раньше
на этом месте, была 137 м2.
133
достаточного количества воздуха,
Рис. G9. Установка щелевого радиационного
рекуператора с двусторонним обогревом на
нагревательном колодце;
1 — рекуператор; 2 — трубопровод холодного
воздуха; 3 — трубопровод горячего воздуха;
4 — трубопровод для сброса избытка горячего
воздуха; 5 — регулировочные вентили
Рекуператор выполнен для работы по принципу прямотока,.
Дымовые газы проходят через него сверху вниз, а воздух подается
сбоку к верхнему коллектору и отводится через нижний коллек-
тор с диаметрально противоположной стороны. Так как в период
томления металла в колодце воздух в горелку почти не подают, а
рекуператор во избежание перегрева не должен оставаться без
зедусмотрен сброс излишнего,
горячего воздуха через спе-
циальный трубопровод в ды-
мовые каналы.
В ходе производственных
испытаний рекуператора воз-
дух подогревали до 600 —
650° С при температуре вхо-
дящих в рекуператор дымо-
вых газов 1150—1200° С.
Коэффициент теплопередачи
доходил до 52,3 Вт/(м2-°С)
[45 ккал/(м2-ч-°С) ]. Сопро-
тивление рекуператора па
воздушной стороне изменя-
лось в зависимости от расхода
воздуха от 1470 до 5400 Н/м2
(150—550 мм вод. ст.).
После четырехмесячной
эксплуатации рекуператор
был демонтирован вследствие
разрушения сварных швов,
вызванного в основном очень
низким качеством сварки.
Л. Е. Медиокритским и
др. 1.50] был исследован в
производственных условиях
на кузнечной камерной печи
с размерами рабочего пространства 3,6X3,0x2,7 м щелевой ра-
диационный рекуператор двустороннего обогрева, работающий
по схеме, изображенной на рис. 65, г.
Расход воздуха через рекуператор изменялся от820 до 1460м3/ч,
температура входящих дымовых газов —от 1180 до 1440° С и
температура подогрева воздуха —от 310 до 550° С. Наибольшие
температуры стенок внутреннего (760° С) и наружного (850° С)
цилиндров наблюдали при расходе воздуха 1320 м3/ч, температуре
входящих дымовых газов 1400° С и температуре подогрева воз-
духа 550° С. При этом режиме коэффициенты теплоотдачи состав-
ляли с дымовой стороны 230 Вт/(ма-°С) [174 ккал/(м2-ч-еС)1
и с воздушной стороны 143 Вт/(м2-°С) [123 ккал/(м2 • ч • °C) ],
а коэффициент теплопередачи 83,9 Вт/(м2-°С) [72 ккал/(м2-ч-°C) ].
Коэффициент теплопередачи превышал расчетный (без учета излу-
134
ченпя предрекуператорного пространства) в 2,0—2,5 раза, что
авторы исследования объясняют интенсивным излучением пред-
рекуператорного пространства (нижнее отверстие дымового ка-
пала рекуператора прямо выходило в рабочее пространство печи)
п наличием с воздушной стороны вставки (конического цилиндра —
перегородки).
Отмечают, что установка рекуператора на печи дала экономию
топлива 20-25% и позволила увеличить производительность печи
на 5—8?о. После года работы состояние рекуператора было удов-
летворительным.
Цилиндрические радиационные рекуператоры с двусторонним
обогревом имеют значительно более высокие показатели теплопе-
редачи, чем при одностороннем обогреве, а следовательно, можно
значительно уменьшить поверхность их нагрева по сравнению
с поверхностью нагрева рекуператоров с двусторонним обо-
гревом.
Однако теплоустойчивость рекуператоров с двусторонним обо-
гревом должна быть ниже, чем в случае одностороннего обогрева,
а также сложнее конструкция узлов подвода и отвода нагревае-
мой среды.
Учитывая все это, можно считать, что целесообразность и усло-
вия применения цилиндрических радиационных рекуператоров
с двусторонним обогревом могут быть определены только после
многократных и длительных испытаний таких рекуператоров в про-
изводственных условиях.
Анализируя производственный опыт применения щелевых ра-
диационных рекуператоров, дополнительно к изложенному выше
ио отдельным конструкциям рекуператоров нужно отметить сле-
дующее:
I. Опубликованные в СССР и за рубежом материалы о произ-
водственных установках щелевых радиационных рекуператоров
почти полностью относятся к рекуператорам с односторонним
обогревом.
2. По систематизированным данным сравнительно небольшого
опыта работы щелевых радиационных рекуператоров в СССР
L37, 57], можно считать, что в основном они работают на печах
скоростного нагрева, безокислительного нагрева и литейных ва-
гранках с температурой подогрева воздуха соответственно 200—
450, 400—700 и 400—600° С.
Как правило, отмечают недостаточную скорость движения
воздуха в рекуператорах (не превышающую 20—25 м. с, а иногда
составляющую всего 3—5 м/с) [57], что определяет сравнительно
высокую температуру материала стенок внутренних цилиндров
рекуператоров, превышающую максимальную температуру подо-
грева воздуха на 250—300° С.
Почти во всех рек; ператорах внутренние цилиндры выполнены
из стали Х23Н18, а наружные цилиндры - также из этой стали
или пз стали XI8H9T.
135
3. В ряде случаев отмечают недостаточную строительную
прочность внутреннего цилиндра щелевых радиационных реку-
ператоров. Отсюда имеется тенденция к увеличению толщины
стен внутреннего цилиндра. Так, на основе практики эксплуата-
ции щелевых радиационных рекуператоров на нагревательных
колодцах в ФРГ при температуре подогрева воздуха 600° С вну-
тренние цилиндры из листов толщиной 6 мм были заменены ци-
линдрами из листов толщиной 10 мм [58].
При максимальном давлении воздуха в щели рекуператора
более 15—20 кН/м2 (—1500—2000 мм вод. ст.) отмечали случаи
выпучивания листов внутрь дымового канала. Можно считать,
что поэтому для повышения тепловой устойчивости не следует
применять высокотемпературные щелевые радиационные рекупе-
раторы для давлений воздуха в них выше 5—8 кН/м2 (500—
800 мм вод. ст.). I
4. Небольшой опыт применения щелевых радиационных реку-
ператоров с литым стальным ребристым внутренним цилиндром
вместо сварного из стальных листов как в СССР, так и за рубежом
показал, что такие цилиндры при одинаковых с листовыми темпера-
турных условиях быстрее выходят из строя, чем листовые, вслед-
ствие появления в них трещин.
Трубчатые радиационные рекуператоры
С целью повышения строительной прочности радиационных ре-
куператоров в ряде случаев (большие давления" большие диа-
метры рекуператоров) целесообразно применять трубчатые ра-
диационные рекуператоры, в которых нагреваемая среда (воз-
дух, газ) проходит не по щели между двумя цилиндрами из сталь-
ных листов, а по трубам малого диаметра, расположенным около
стенок канала большого сечения, по которому проходят дымовые
газы.
В зависимости от способа установки труб трубчатые радиа-
ционные рекуператоры можно разделить на три типа: цилиндри-
ческие (корзиночные), панельные и спиральные. Из этих трех
типов рекуператоров наибольшее распространение в настоящее
время имеют цилиндрические.
Поверхность нагрева цилиндрических трубчатых радиацион-
ных рекуператоров состоит из множества стальных прямых тру-
бок малого диаметра, расположенных близко одна к другой по
окружности (в плане) большого диаметра, т. е. в виде цилиндри-
ческой «корзины» (рис. 70). По концам корзины трубки приварены
к кольцевым коллекторам, служащим для подвода и отвода нагре-
ваемого в рекуператоре воздуха или газа. Дымовые газы про-
ходят внутри цилиндра из трубок. Трубки получают тепло как
прямым излучением от дымовых газов, проходящих через цилин-
дрическое трубчатое пространство, так и косвенным путем —
излучением огнеупорной футеровки, окружающей трубки. Трубки
136
в трубчатом радиационном рекуператоре применяют примерно
тех же диаметров, что и в конвективных трубчатых рекуперато-
рах К кольцевым коллекторам трубы крепят при помощи сварки,
Рис. 70. Трубчатый (корзиночный) радиационный рекуператор конструкции
Теплопроекта
причем в ряде случаев участки со сварными швами могут быть
вынесены из зоны воздействия высокотемпературных дымовых
газов, что частично и выполнено в рекуператоре, изображенном
на рис. 70, где верхние сварные швы вынесены, а нижние защищены
пгнеупорным стаканом.
137
Одной из первых конструкций трубчатых радиационных ре-
куператоров был шведский рекуператор «Инка».
На рис. 71 и 72 изображены схемы рекуператора «Инка» [59],
установленного у стекловаренной печи и состоящего из двух труб-
чатых корзин, расположенных по оощеи оси одна над другой.
Нагреваемый воздух входит сначала в нижний коллектор нижней
корзины, поднимается по ее трубкам и поступает в верхний кол-
Рис. 71. Трубчатый корзиночный радиа-
ционный рекуператор типа «Инка»:
1 — вход дымовых газов в рекуператор;
2 — вход холодного воздуха; 3 — выход
горячего воздуха; 4 — трубки верхней
«корзины»; 5 — трубки нижней «корзины»;
6 — защитные стаканы кольцевых кол-
лекторов-
лектор нижней корзины, затем
по внешнему теплоизолирован-
ному трубопроводу переходит
в верхний коллектор верхней
корзины, опускается по трубам
Рис. 72. Горизонтальное сечеиис рекупе-
ратора «Инка»:
/ — кольцевой воздушный коллектор; 2 —
трубки; 3 — защитный стакан; 4 — огне-
упорная обмуровка
в нижний ее коллектор и оттуда уже отбирается из рекупера-
тора. Дымовые газы проходят рекуператор сверху вниз, не меняя
своего направления.
Таким образом, в рекуператоре «Инка» осуществлен противо-
точно-прямоточный метод движения дымовых газов и воздуха,
как и в радиационном щелевом рекуператоре (см. рис. 65, в).
В верхней части рекуператора, где температурный потенциал
дымовых газов высок, применяют прямоток, а в нижней части
рекуператора, где температурный потенциал дымовых газов по-
нижен, — противоток. Такая комбинация прямотока и противо-
тока в одном аппарате дает возможность повысить теплоустой-
чивость трубок рекуператора.
Как видно из рис. 71, воздушные кольцевые коллекторы за-
щищены огнеупорными стаканами, так как_ скорость воздуха
138
•ь коллекторах значительно ниже, чем в трубах, и поэтому воз-
можность прогорания их вероятнее. Верхний и средний защит-
ные стаканы прикреплены непосредственно к самим воздушным
ко., лекторам. Очевидно, защиту коллекторов можно осуществить
также нанесением на них слоя жаростойкого бетона так, как за-
щищают днища трубчатых конвективных рекуператоров.
Общая поверхность трубок обеих корзин рекуператора «Инка»
равна 32,5 м2. Этот рекуператор был установлен на стекловарен-
ной печи вместо керамического рекуператора. Печь отапливали
мазутом. Эксплуатационные данные рекуператора «Инка» следу-
ющие:
Количество дымовых газов, м3/ч 1910
Количество подогреваемого воздуха, №/ч 1630
Температура дымовых газов, °C:
перед рекуператором 1300
покидающих рекуператор 600
Температура подогрева воздуха, °C .. 800—820
Средняя тепловая нагрузка па корзину, кВт/м'2
[ккал/(м2-ч)]:
верхняя 14,0 [12 000]
нижняя 12,80 [11 0001
Рекуператор «Инка» проработал 2,5 года, после чего его
вскрыли и осмотрели. Было установлено, что трубки сохранились
хорошо и, несмотря на отсутствие обдувки трубок с целью их
очистки, за время эксплуатации замечено только небольшое отло-
жение пыли на нижней «корзине», не вызвавшее, однако, умень-
шения теплоотдачи рекуператора.
Во время эксплуатации рекуператора температуру металла
трубок замеряли при помощи термопар, закрепленных на поверх-
ности трубок. Рабочей инструкцией по эксплуатации рекупера-
тора максимальная температура металла трубок была преду-
смотрена равной 900° С. Однако практически она не превышала
860° С.
По данным А. Песснекера [60], рекуператоры типа «Инка»
применяют в ФРГ, кроме стекловаренных печей, также и на ме-
таллургических печах, причем описывают ,рекуператор «Инка»
с устойчивой температурой подогрева воздуха до 800—850° С
при температуре входящих в него дымовых газов 1500° С (иногда
до 1700° С).
Недостатком больших трубчатых радиационных рекуперато-
ров «Инка» является то, что при разном тепловом удлинении тру-
бок некоторые из них могут отрываться от коллекторов. Для
исключения этого явления трубкам корзиночных радиационных
рекуператоров в некоторых случаях стали придавать Б-образную
Форму [61 ].
В последнее время начал находить применение цилиндрический
радиационный трубчатый рекуператор из труб двойной цирку-
ляции (рис. 73) типа применяемых в конвективных трубчатых ре-
139
КуПераторах (рис. 48). Преимуществом этого рекуператора яв-
ляется хорошая самокомпенсация теплового расширения труб.
Панельные рекуператоры впервые были разработаны сотруд-
никами Днепропетровского металлургического института и за-
вода им. Дзержинского (Днепродзержинск) для установки на
нагревательных колодцах этого завода вместо керамических ре-
куператоров.
Такой рекуператор состоит из отдельных трубчатых секций-
панелей, устанавливаемых в вертикальном положении на стенках
Рнс. 73. Трубчатый радиационный ре-
куператор нз труб двойной циркуля-
ции воздуха
рекуператорной камеры. Воздуш-
ные коллекторы отдельных сек-
ций-панелей соединяют вне реку-
ператорной камеры.
Различное тепловое удлинение
труб не влияет на прочность всей
конструкции, так как сварные швы
находятся вне зоны воздействия
высокотемпературных дымовых га-
зов и легко доступны для наблю-
дения и ремонта. На рис. 74 по-
казан панельный рекуператор,
предназначенный для стекловарен-
ной печи и служащий для подо-
грева 5000 м3/ч воздуха до 500° С
при температуре дымовых газов,
входящих в рекуператор, 1100е С.
Спиральные радиационные ре-
куператоры служат для нагрева
газов высокого давления (порядка
нескольких атмосфер) и представ-
ляют собой одно- или многоза-
ходную спираль из трубок малого
концам сборными коллекторами,
типа служат обычно для нагрева
диаметра, соединенных по
Так как рекуператоры этого
небольшого количества газа, но высокого давления, трубки при-
меняют толстостенные, а число труб в одном витке колеблется
от 1 до 4 в зависимости от производительности рекуператора и его
температурного режима. Скорости газа в трубках спирального
радиационного рекуператора принимают значительно выше, чем
в цилиндрических корзиночных радиационных рекуператорах,
так как давление нагреваемой среды в них высокое и может воз-
никать относительно большое падение давления в самом реку-
ператоре.
На рис. 75 показан спиральный радиационный рекуператор,
служащий для подогрева кислорода с давлением около
196 кН/м2 (2 ат) [62]. В подогревателе две части: верхняя —
конвективная и нижняя — радиационная. Радиационная часть
состоит из спирально согнутых трубок по две в каждом витке.
140
141
Движение кислорода и дымовых газов в радиационной части
прямоточное. Рекуператор обогревают, сжигая метан. Темпера-
тура дымовых газов при входе в радиационный рекуператор 1050J С
Рис. 75. Спиральный радиационный рекупе-
ратор:
/ — вход холодного кислорода; 2 — выход
подогретого кислорода; 3 — горелка (для ме-
тана); 4 — радиационный рекуператор; 5 —
конвективный рекуператор
роне.
и при выходе из него 800° С.
Кислород подогревают в ра-
диационном рекуператоре от
420 до 650° С. До 420° С кис-
лород подогревают в конвек-
тивном рекуператоре.
3. ИССЛЕДОВАНИЯ
РАДИАЦИОННЫХ
РЕКУПЕРАТОРОВ
Щелевые радиационные
рекуператоры
Институтом «Теплопроект»
был исследован в производ-
ственных условиях щелевой
радиационный рекуператор,
установленный в комбинации
с трубчатым конвективным
рекуператором для подогрева
воздуха, поступающего в
чугунолитейную вагранку
(рис. 76).
Высота внутреннего и на-
ружного цилиндров рекупе-
ратора, изготовленных из
жаропрочной стали Х25Т,
составляла 4,2 м. Диаметр
внутреннего цилиндра 1,1 м,
ширина кольцевой щели для
прохождения воздуха 19 мм.
Скорость воздуха в рекупе-
раторе была равна 11 м'
а дымовых газов 0,85 м'с.
Основные данные испытания
рекуператора приведены в
табл. 9 [63).
Эксплуатационные пока-
затели рекуператора при-
ближаются к проектным, за исключением резкого расхожде-
ния двух показателей — сопротивления рекуператора на воз-
душной стороне и коэффициента теплоотдачи на дымовой сто-
142
Более высокое сопротивление на воздушной стороне можно
объяснить тем, что проектом не были учтены утечки воздуха,
а между тем они были довольно значительны. Это потребовало
увеличить количество подаваемого воздуха по отношению к про-
ектному в 1,3—1,4 раза. Кроме того, коэффициенты местных со-
4 4
Рис. Схема щелевого радиацион-
ного рекуператора
противлений, принятые в
проекте, очевидно, не соот-
ветствуют действительным.
Значительно больший ко-
эффициент теплоотдачи из’лу-
Рис. 76. Комбинированный радиационно-кон-
вективный рекуператор конструкции Тспло-
проекта:
/ — радиационный рекуператор; 2 — конвек-
тивный рекуператор; 3 — воздух для охла-
ждения верхней плиты; 4 —люки для чи-
стки дымовых поверхностей рекуператоров;
5 — воздушный соединительный канал; 6 —
дымовой соединительный канал
чением дымовых газов в радиационном рекуператоре, полученный
на практике (почти в 1,8 раза выше проектного), объясняют тем, что
ввиду большого содержания в дымовых газах пыли действитель-
ная (видимая) степень черноты их была значительно выше рас-
четной, а также тем, что при проектировании рекуператора в рас-
чете не было учтено излучение предрекуператорного пространства,
составляющее в радиационных рекуператорах, как выше уже
было отмечено, существенную величину.
Г Ф. Дегтевым и В. И. Харченко при исследовании неболь-
шого щелевого радиационного рекуператора на камерной кузнеч-
ной печи безокислительного нагрева стали открытым пламенем
при подогреве воздуха до 550° С и температуре дымовых газов,
входящих в рекуператор, 1350—1400°С было получено уравне-
143
Таблица 9
ОСНОВНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ
РАДИАЦИОННОГО РЕКУПЕРАТОРА
Показатели По проекту На основа- нии испытаний
Количество воздуха, м3/ч: поступающего в рекуператор 2500 3300
подогреваемого в рекуператорной установке (у вагранки — после рекуператоров) 2500 2600
Температура воздуха, °C: при входе в рекуператор 450 440—450
после рекуператора 600 600—610
Температура дымовых газов, °C; перед рекуператором 1050 1000—1050
после рекуператора . . 850 710—720
Сопротивление рекуператора, Н/м2 [мм вод. ст.]: на дымовой стороне 29 [3] 49 [5]
на воздушной стороне . 540 [55] 1670 [170]
Коэффициент теплопередачи * 29,4 [25,3] 36,4 [31,35]
Коэффициенты теплоотдачи *: конвекцией на воздушной стороне 65 [56] 58,3 [50,2]
от дымовых газов к стенке рекуператора (кон- векция излучение) 53,5 [46] 97,0 [83,3]
конвекцией от дымовых газов к стенке рекупе* ратора 5,8 [5] 5,6 [4,8]
излучением от дымовых газов к стенке рекупе- ратора 47,7 [41] 91,4 [78,5]
* Вт/(м!'°С) [ккалДм’.ч-’С)].
ние, описывающее теплообмен в рекуператоре [64]:
сск = 0,12-IO’2 //-Re1'1,
К б/щ '
где X/ — коэффициент теплопроводности воздуха при средней
температуре;
d-щ — ширина воздушной щели.
Таким образом, в критериальной форме это уравнение будет
иметь вид
Nu = 0,0012 Re1’1
(66)
Исследования тепловой и аэродинамической характеристики
двух щелевых радиационных рекуператоров конструкции Тепло-
проекта (рис. 77) были проведены в 1970—1972 гг. на-специальном
стенде, сооруженном на Электростальском заводе тяжелого ма-
шиностроения (ЭЗТМ) и позволяющем создавать тепловые ре-
144
жимы, характерные для больших камерных кузнечных печей \
Основные данные этого исследования приведены в табл. 10, а на
рис. 78 дан температурный режим рекуператора II типоразмера
при температуре входящих дымовых газов — 1200° С для случая
противотока и разной скорости воздуха.
Таблица 10
ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ДВУХ РАДИАЦИОННЫХ ЩЕЛЕВЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Показатели Типоразмеры
Общие данные:
диаметр внутреннего цилиндра, мм 500 750
высота рекуператора, м 2,7 2,7
ширина воздушной щели, мм 9 9
материал внутреннего цилиндра Сталь Х23Н18 Сталь X23HI8
материал наружного цилиндра размеры защитного огнеупорного Сталь Х18Н9Т Сталь Х23Н18
стакана (диаметр/высота), мм Аэродинамические показатели: 340/250 580/250
расход воздуха, м3/ч скорость воздуха в воздушной ще- 370-1300 500—1550
ли, м/с 8—29 7—22,5
потеря напора в воздушной щели, Н/м2 (мм вод. ст.) 422-4670 (43—476) 980—3340
Тепловые показатели — максимальные значения (прямоток/противоток): (100—340)
температура дымовых газов при входе, °C температура подогрева воздуха 1450/1400 1310/1310
е8). °с температура стенки внутреннего 680/700 640/680
цилиндра (/™‘х), °C 910/910 700/750
230/210 60/70
Удельный тепловой поток, Вт/м2 (ккал/(м2-ч) 45 400 (39 000) 31 800 (27 330)
Замер температур по поперечному сечению дымовых каналов
показал одинаковый характер температурных полей для обоих
рекуператоров и разных режимов.
На рис. 79, а изображено изменение температур в поперечном
сечении рекуператора II типоразмера.
Неравномерность температур стенок по периметру внутреннего
Цилиндра рекуператора составляла 0—70° С, а неравномерность
' Исследовательские работы проводили канд. техн, наук Е. С. Раменская
(Теплопроект), канд. техн, наук Тихомиров Ю. А. (ЭЗТМ) и автор данной
Ю Б. П. Тебенькор 145
1400
Спорость воздуха, м/с
Рис. 78. Температурный режим работы рекуператора:
а — щелевой радиационный рекуператор; б — трубчатый радиационный рекуператор;
/ — температура дымовых газов на входе в рекуператор; 2 — температура дымовых газов
на выходе из рекуператора; 3 — максимальная температура стенкн внутренней трубы;
4 — температура воздуха на выходе из рекуператора
В щелевом рекуператоре
В трубчатом рекуператоре
Рис. 79. Распределение температур
и трубчатого
по поперечному сеченкю дымового канала щелевого
радиационных рекуператоров
146
подогрева воздуха в поперечном сечении щели доходила до 120—
1.30J с.
Температура подогрева воздуха при противотоке на 20—50,
а максимальная температура стенки на 30—60° С были выше,
чем при прямотоке, причем максимальная температура стенки
внутреннего цилиндра при прямотоке была на выходе дымовых
газов из рекуператора, а при противотоке — на входе.
Данные теплового исследования на воздушной стороне реку-
ператора I типоразмера были обработаны в критериальном виде,
причем получены следующие уравнения, связывающие критерии
Нуссельта (Nu) и Рейнольдса (Re)-.
Nu -= 0,0186/?е0-8
при отнесении коэффициента теплоотдачи к действительной на-
ружной поверхности (с ребрами) внутреннего цилиндра и
Nu - 0,0238/?е0'8 (67)
при отнесении коэффициента теплоотдачи к условной наружной
поверхности внутреннего цилиндра, т. е. условно без ребер.
Аэродинамические испытания рекуператоров показали, что
автомодельный режим наступает в рекуператоре I типоразмера
при Re > 14 000 и II типоразмера при Re > 15 500. Значения
критерия Эйлера соответственно равны для I типоразмера 5,2
и II типоразмера 5,7, причем потери на трение составляют ~50%
от общего сопротивления.
Для рекуператора I типоразмера проверяли скорость охлажде-
ния стенок внутреннего цилиндра после отключения подачи газа
и воздуха в горелку степда и воздуха в рекуператор. За 40 мин
максимальная температура стенки внутреннего цилиндра пони-
зилась от 930 до 300° С.
В Гинцветмете в последние годы В. И. Миневичем проведены
исследования на лабораторной установке модели щелевого радиа-
ционного рекуператора, задачей которых было установление
возможности и определение оптимальных пределов интенсификации
теплоотдачи воздушного потока в результате установки ребер
в щелевом канале рекуператора, привариваемых к внутреннему
цилиндру и служащих как для понижения его температуры, так
И для обеспечения постоянства сечения щели между внутренним
и наружным цилиндрами [65].
Модель состояла из двух концентрически установленных труб
разного диаметра, из которых внутренняя была сменной с разным
оребрением и нагревалась излучением от электрического спираль-
ного нагревателя с плавной регулировкой. Средний диаметр воз-
душной кольцевой щели был равен 117 мм, а длина цилиндров —
около 1400 мм. Подвод и отвод воздуха осуществлялись односторон-
ними тангенциальными патрубками в коллекторы, расположен-
ные на обоих концах модели рекуператора.
Ю* 147
На рис. 80 показана степень неравномерности распределения
воздушного потока т|ш (отношение максимальной скорости к ми-
нимальной) в зависимости от частоты установки ребер в щелевом
канале Sp, представляющей собой отношение расстояния между
соседними ребрами (по дуге среднего диаметра щелевого капала
рекуператора) к ширине щелевого канала.
Сечение /—I модели находилось на расстоянии —1/10,
а //—// — 2/10 длины рекуператора от оси входного воздушного
патрубка. Сплошные кривые на рис. 80 относятся к режиму
движения воздуха при Re >
10 000, а пунктирные — при
Рис. 80. Скоростная неравномерность
воздушного потока в поперечном сече-
нии модели рекуператора (расход воз-
духа 170 ма/ч):
1 — в сечении II —II модели; 2 —
в сечении / — / модели (-------------
при /?е0 < 10<)
Re < 10 000.
Как видно из рис. 80, при по-
мощи ребер 'можно добиться зна-
чительно более равномерного рас-
пределения скоростей потока и
снизить степень их неравномер-
ности до 1,15—1,20.
Эксперименты показали, что
точка экстремума максимального
снижения температуры внутрен-
ней стенки рекуператора в зави-
симости от частоты установки
ребер Sp располагается в интер-
вале 0,5 <SP< 1,5 (рис. 81),
причем с возрастанием темпера-
туры стенки эта точка немного смещается в сторону уменьшения
числа ребер. Кривые рис. .81 относятся к различным режимам
воздушного потока, причем группы 1 и 2 соответствуют сече-
ниям I и V, расположенным на расстоянии 1/10’ длины рекупера-
тора от входного и выходного воздушных патрубков. Как видно
из рис. 80, условие расположения ребер 0,5 < Sp < 1,5 опти-
мально не только для резкого снижения температуры стенки вну-
треннего цилиндра рекуператора, но и для снижения вследствие
уменьшения степени неравномерности распределения по сечению
воздушного потока аэродинамических потерь.
На рис. 82 показан один из режимов работы модели рекупера-
тора, из которого видно, что при оптимальном расположении
ребер (Sp 1,0) температура наружной стенки (наружной трубы)
рекуператора приближается к температуре нагреваемого воздуха,
а поэтому в данном случае теплоотдачей наружной трубы к воз-
духу при расчете теплообмена в рекуператоре можно пренебрегать
и тем упрощать расчет.
Из рис. 82 также видно, что установка ребер позволяет сни-
зить температуру внутренней стенки рекуператора и увеличить
температуру нагрева воздуха. Наблюдают также некоторое вы-
равнивание температур по стенкам щелевого канала. Последнее
положительно сказывается не только на тепловой устойчивости
148
внутренней стенки канала, но и на снижении в ней температур-
ных напряжений, возникающих в результате разности темпера-
турных удлинений внутренней и наружной труб рекуператора.
При исследовании установлено также, что треугольные ребра
эффективнее прямоугольных. При одинаковых условиях они
также уменьшают скоростную и температурную неравномерности,
как и прямоугольные ребра, а температуру внутреннего цилиндра
снижают несколько больше и
Рис. 81. Зависимость максимальной тем-
пературы внутреннего цилиндра щеленого
радиационного рекуператора от частоты
установки ребер в щелевом канале:
1 — сечение V—V; 2 — сечение II —II
температура нагрева воздуха
при их использовании выше.
Однако практически в произ-
Рис. 82. Изменение средних температур
стенок щелевого канала радиационного
рекуператора и подогрева воздуха в за-
висимости от частоты установки ребер:
1 — внутренняя труба; 2 — наружная
труба; 3 — воздух
водственных условиях изготовлять ребра треугольного сечения
сложно и дорого.
Аэродинамические исследования показали, что потерю напора
на трение в оребренной воздушной щели рекуператора можно
определить по формуле (51) или (51, а), причем коэффициент р
в этом случае определяют из выражения
= (68)
где по работе [661
Лг_и5р+дт+1)> (69)
149
где i'p — отношение расстояния между ребрами к ширине воз-
душной щели;
А — отношение толщины ребра к ширине воздушной щё.
В результате обработки в критериях подобия данных иссле,
вания теплообмена в воздушной щели модели рекуператора
лучена зависимость
Nu = ARen, (70)
где А и п зависят от Sp sp Без ребер 0,025 0,8
5,2 0,026 0,85
2,03 0,027 0,85
1,0 0,027 0,9
Коэффициент теплоотдачи, входящий в критерий Нуссельта
в формуле (70), отнесен к условной цилиндрической поверхности
без ребер с диаметром, равным среднему диаметру воздушной
щели.
Следует отметить, что ребра внутреннего цилиндра модели
рекуператора были фрезерованными (монолитными). При прива-
ренных ребрах теплообмен через ребра ухудшается и, по данным
Кубисяка [67], проводившего исследования влияния способа
крепления ребер к внутреннему цилиндру щелевого радиацион-
ного рекуператора, при переходе от монолитных к приваренным
ребрам следует ввести коэффициент 0,857
Е. Л. Медиокритский и др. [68] проводили исследования
с целью изыскания оптимальной конструкции узлов подвода и
отвода воздуха для радиационных рекуператоров. Установлено,
что лучшим вариантом подвода воздуха в коллекторную коробку
радиационного щелевого рекуператора является тангенциальный;
отвод воздуха при этом может быть тангенциальным или радиаль-
ным.
Трубчатые радиационные рекуператоры
В комплексе работ по исследованию радиационных рекупера-
торов на опытном стенде ЭЗТМ (см. с. 145) был исследован также
трубчатый корзиночный радиационный рекуператор (см. рис. 70).
В рекуператоре было 40 труб диаметром 32 2 мм из стали
Х23Н18. Диаметр рекуператора (по осевой линии труб) составлял
900 мм и высота рекуператора 1670 мм; поверхность нагрева
4,26 м2. НиЖний воздушный коллектор рекуператора в месте входа
дымовых газов был защищен огнеупорным стаканом внутренним
диаметром 580 мм и высотой 400 мм.
При изменении скорости воздуха от 4,1 до 12,4 м/с сопротив-
ление рекуператора изменялось от 294 до 1420 ILm2 (30—115 мм
вод. ст.).
150
При значении критерия Re > 14 500 наблюдали автомодель-
ный режим с критерием Ей =- 3,7
В табл 11 приведены максимальные температурные показатели,
ценные при тепловом испытании рекуператора, а на рис, 78, б
изображен хмпературный режим рекуператора при температуре
плодящих в рекуператор дымовых газов ~1200° С для случая
противотока и разной скорости воздуха.
Таблица 11
МАКСИМАЛЬНЫЕ ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ
ПРИ ТЕПЛОВОМ ИССЛЕДОВАНИИ ТРУБЧАТОГО
РАДИАЦИОННОГО РЕКУПЕРАТОРА
Показатели Прямоток Противоток
Температура дымовых газов при входе (/д), °C 1260 1280
Температура подогрева воздуха (/“), °C 490 490
Температура стенки (/"!гах), °C 860 920
370 430
При сопоставлении графиков рис. 78, а и б ясно, что разница
между максимальной температурой стенки и температурой нагре-
ваемого воздуха у трубчатого радиационного рекуператора зна-
чительно выше, чем у щелевого радиационного рекуператора.
Так, при одной и той же температуре подогрева воздуха (420° С)
эта разница у трубчатого рекуператора составила 270° С, а у ще-
левого рекуператора 120°С.
Замер температур по поперечному сечению дымового канала
показал (рис. 79, б), что относительное падение температуры ды-
мовых газов у поверхности нагрева трубчатого рекуператора
меньше (до —0,87), чем у щелевого рекуператора (до ~0,78).
Подогрев воздуха при противотоке был примерно на 20° С
выше, чем при прямотоке. Максимальная температура стенки при
прямотоке была в зоне выхода дымовых газов из рекуператора,
а при противотоке — в среднем поясе, что можно объяснить диа-
фрагмирующим влиянием на нижний пояс рекуператора защит-
ного керамического стакана.
В институте «Теплопроект» были проведены сравнительные ис-
лсдовапия трех конструкций трубчатых радиационных рекупе-
раторов: цилиндрического (рис. 83), панельного с трубами двой-
ной циркуляции, подобного изображенному на рис. 73, и панель-
ного, подобного изображенному на рис. 74, но только с волнооб-
разно^ изогнутыми трубами. Первые два рекуператора (рис. 83
11 /3) были установлены на производственных тепловых агрегатах,
а третий рекуператор (рис. 74) — на опытном стенде.
151
Рис. 83. Трубчатый радиационный рекуператор с секционированным
подводом воздуха в трубы
15?
Рекуператор (рис. 83) состоял из 44 труб диаметром 45 X
3 5 мм, разделенных на 4 параллельные секции, и работал по
принципу прямотока.
Рекуператор (рис. 73) выполнен из двух параллельно установ-
ленных панелей, каждая из которых включала в себя 7 труб
с двойной циркуляцией воздуха, причем холодный воздух входил
во внутренние трубы диаметром 76 X 3 мм и выходил через коль-
цевые щели, образуемые внутренними трубами и наружными
трубами диаметром 108 X 6 мм.
Рекуператор (рис. 74) состоял также из двух параллельно уста-
новленных панелей, каждая из которых включала в себя 14 труб
диаметром 32 X 3,5 мм.
Условия исследования рекуператоров в основном совпадали:
температура дымовых газов перед рекуператорами изменялась
от 800 до 1300° С, скорость воздуха в трубах — от 6 до 26 м/с.
Только в рекуператоре из труб с двойной циркуляцией воздуха
по производственным условиям начальная температура дымовых
газов изменялась от 900 до 1100° С и скорость воздуха — от
5 до 12 м/с.
При прочих равных условиях наибольшее аэродинамическое
сопротивление было у рекуператоров обычного панельного типа
и с трубами с двойной циркуляцией воздуха, а наименьшее — у ци-
линдрического.
В изотермических условиях при скоростях воздуха в трубах
8—26 м/с коэффициент аэродинамической неравномерности, т. е.
соотношение между минимальной и максимальной скоростями
в трубах в одном поперечном сечении рекуператора, в обычном
панельном рекуператоре составил 0,5—0,8 и в цилиндрическом 0,98.
Самая высокая удельная тепловая нагрузка была у цилиндри-
ческого рекуператора.
При одинаковой температуре подогрева воздуха (t"a = 500° С)
максимальная температура стенки труб рекуператора (/™ах) была
у цилиндрического рекуператора и рекуператора с трубами двой-
ной циркуляции воздуха 840° С, т. е.
340“С.
Для всех трех типов рекуператоров действительные значе-
ния превышали расчетные примерно на 100° С.
4. ОБЩИЕ ДАННЫЕ ПО РАСЧЕТУ
РАДИАЦИОННЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Щелевые радиационные рекуператоры
Как видно из приведенных выше материалов исследований теплообмена на
оздушной стороне (в щели) щелевых радиационных рекуператоров., критериаль-
ые уравнения, описывающие теплообмен, несколько различаются, что, оче-
153
ИИДйЗ, Можно объяснить как разными условиями опытов, так и разным
оребрения внутреннего цилиндра.
На рис. 84 в логарифмической анаморфозе нанесены кривая /, полученная
по уравнению (66), кривая 2 по уравнению (70) и данным, приведенным на с. 150
для Sp= 5,2, как значения наиболее близкого к полученному в производственных
условиях, а также с введением поправочного коэффициента 0,85 на приваренные
ребра [67]. Кривая 3 на рис. 84 соответствует уравнению (67). Путем усреднения
данных, получаемых по приведенным выше уравнениям, и округления конечных
результатов в меньшую сторону получено уравнение
Ни = 0,023Яе°182, (71)
которое и рекомендуют для расчета теплообмена на воздушной стороне щелевых
радиационных рекуператоров.
Таким образом, коэффициент теплоотдачи может быть определен из урав-
нения
а = 0,023^е°-Я2~ Вт/(м2- °C) [ккал/(м2- ч °C)]. (72)
иэ
На воздушном пути для щелевого радиационного рекуператора потери давле-
ния на трение можно определять по формуле (51) и на местные сопротивления —
по формуле'2(54).
Рис. 84. Теплоотдача воздушного потока в ще-
левом канале радиационного рекупера-
тора: 1 — Nu = O.OOlSRe1'1 164]; 2 — Nu =
= 0,0227?с0"85; 3 — Nu = 0,0238fle°'8; 4 —
Nu = 0,0237?e8'82 (рекомендуемое для расче-
тов уравнение)
Важным является нахождение
правильного значения .коэффи-
циентов трения р и местного со-
противления с.
Следует обратить внимание па
то, что на величину этих коэффи-
циентов ‘влияет очень много факто-
ров: конфигурация подводящих и
отводящих коллекторов, соотно-
шение сечений этих коллекторов
с сечейиями и степенью оребрения
воздушных щелей, вид привари-
вания ребер, нарушение соосности
наружного и внутреннего цилинд-
ров рекуператора.
Сопоставление конкретных
примеров расчета по формуле (68)
с вышеприведенными данными ис-
следования двух щелевых радиа-
ционных рекуператоров на ЭЗТМ,
а также с литературными данными
[69 и 70] показывает, что вели-
чина р, получаемая при расчете по
формуле (68), завышена, что, оче-
видно, вызвано вследствие танген-
циального подвода воздуха дви-
жением его в кольцевой щели под
углом к образующей цилиндра
рекуператора, т. е. по более длин-
ному пути.
Влиже к производственным значениям величины р для щелевого радиацион-
ного рекуператора без оребрения является формула, полученная на основе ана-
лиза результатов исследований аэродинамических сопротивлений в щелевом
радиационном рекуператоре натуральной величины, проведенных Б. Покор-
ным [71 ];
р = 0,237?е—0,2°б.
154
Для оребренной щели радиационного рекуператора можно рекомендовать
эту формулу с поправочным коэффициентом Хт, вычисленным по формуле (69),
е. в виде
0,23 к
,ц — ^0.208
(73)
Коэффициент сопротивления £ Для входного и выходного воздушных коль-
цевых коллекторов, расположенных по обоим концам рекуператора, при
тангенциальном подводе воз-
духа на основе анализа распре-
деления аэродинамических по-
терь, замеренных при исследо-
вании двух щелевых радиацион-
ных рекуператоров на ЭЗТМ,
а также на основе анализа дан-
ных о аэродинамических сопро-
тивлениях радиационных щеле-
вых рекуператоров, приведен-
ных в работах [57, 64, 69 и 70],
можно рекомендовать как при-
ближенный и принимать (коэф-
фициент сопротивления для двух
воздушных коллекторов) £=
= 2,5-г-3,5.
Расчет конвективного и ра-
диационного теплообмена на ды-
мовой стороне щелевых радиа-
ционных рекуператоров может
быть проведен обычным спосо-
бом (см. первый раздел).
Однако следует обязательно
учитывать специфическую осо-
бенность теплового расчета
радиационных рекуператоров
вообще и щелевых в частности,
а именно: значительную роль
в теплообмене излучения пред-
рекуператорного, а в ряде слу-
Относительное расстояние
Рис. 85. Изменение температур (i), коэффициента
теплопередачи (А) и тепловых потоков (v) в ра-
диационном рекуператоре
чаев и послерекуператорного пространств, т. е. кладки или обмуровки, окру-
жающей входное и выходное отверстия рекуператора на пути движения дыма.
Степень влияния излучения предрекуператорного пространства отражена
в данных исследования щелевых радиационных рекуператоров, причем в одном
случае [50] излучение предрекуператорного пространства вызвало увеличение
расчетного коэффициента теплоотдачи излучением (в случае неучета этого допол-
нительного излучения) даже на 150% (в 2,5 раза).
Интересной является работа Г. Графа [72], который провел подробный
расчет распределения температур и тепловых потоков в радиационном рекупера-
торе и получил подтверждение данных этого расчета на производственной уста-
новке.
Расчет (рис. 85) проведен для прямоточного щелевого радиационного реку-
ператора, у которого диаметр внутреннего цилиндра составлял 1,8 м, длина
3,8 м и поверхность нагрева по дымовой стороне 21,5 м2. Было принято, что дымо-
вые газы состоят из 9,4% СО2 и 16,2% Н2О; нагреваемый воздух поступает из
другого рекуператора с температурой 340° С и подогревается в радиационном ре-
куператоре до температуры 730° С. Таким образом, принят вполне возможный
в производственных условиях случай. Расчет осуществлен для 10 сечений рекупе-
ратора без учета потерь тепла в окружающее рекуператор пространство.
На рис. 85 нанесены температуры подогреваемого воздуха (/в), дымовых
газов (/,.), внутренней стенки рекуператора (/ст. р), стенок дымовых каналов до
155
и после рекуператора (ZCT)l и /ст2), коэффициент теплопередачи (k), а также тепло-
вые потоки: конвекцией (?2), конвекцией и излучением газов только в самом реку-
ператоре (<7г), конвекцией, излучением газов в самом рекуператоре и излучением
до- и послерекуператорных пространств на внутреннюю стенку рекуператора (<?.,).
На кривых, изображенных на рис. 85, видно, что суммарная теплоотдача,
величина которой на входном конце рекуператора составляет 116,3 кВт/.м2
[100 000 ккал/(м2-ч) [, с удалением от входного конца рекуператора достигает
минимум 54,7 кВт/м2 [47 000 ккал/(м2 ч)] примерно на 3/. длины рекуператора
и на выходном конце его возрастает примерно до 64,0 кВт/м2 [55 000 ккал/(м2- ч) [.
Средний тепловой поток составляет около 74,5 кВт/м2 [64000 ккал/(м2 ч)], при-
чем около всей теплоотдачи составляет тепло излучения до- и послерекупера-
торных пространств.
На входе дымовых газов в рекуператор из теплового потока в 116,3 кВт/м2
[100 000 ккал/(м2- ч) [ из дорекуператорного пространства передается 51,2 кВт/м2
[44 000 ккал/(м2 -ч) ] (q3 — или 44%, а на выходе из рекуператора из
64,0 кВт/м2 [55 000 ккал/(м2ч)] из послерекуператорного пространства пере-
дается около 30,2 кВт/м2 [26 000 ккал/(м2-ч) ], или 47%. Отсюда видно большое
влияние на величину коэффициента теплоотдачи излучения каналов, к которым
примыкают концы радиационного рекуператора. Если этого не учитывать, то
в расчете рекуператора будет завышена поверхность нагрева и занижена макси-
мальная температура стенки.
Однако точный расчет излучения предрекуператорного пространства весьма
сложен, так как оно зависит от ряда параметров: температуры газа, степени чер-
ноты газов и обмуровки, конфигурации предрекуператорного пространства,
диаметра дымового канала рекуператора, отношения высоты (длины) рекупера-
тора (И) к диаметру дымового канала (О) и др.
Для приближенного расчета можно рекомендовать увеличивать среднее зна-
чение коэффициента теплоотдачи излучением, полученное при определении излу-
чения только объема газов в пределах внутреннего цилиндра рекуператора, па
величину, приведенную в табл. 12.
Таблица 12
ВЕЛИЧИНА, НА КОТОРУЮ СЛЕДУЕТ УВЕЛИЧИВАТЬ
КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛООТДАЧИ ИЗЛУЧЕНИЕМ ДЛЯ УЧЕТА
ИЗЛУЧЕНИЯ ПРЕДРЕКУПЕРАТОРНОГО ПРОСТРАНСТВА
OtHOUIC' ние H;D Величина превышения (%) для рекуператора диаметром, м Отноше- ние И/D Величина превышения (%) для рекуператора диаметром, м
0,5 1,5 0,5 1,5
Э о0001 = Vl э oooei = > 3 oOOOI = v> и II X 3 о0001 = з oooei =- vf 3 oOOOI = v) (J о О О со II tC
2 20 30 40 60 5 10 15 20 30
3 15 25 30 40 7 5 10 15 20
Данные табл. 12 получены путем расчета излучения предрекуператорного
пространства по методу определения потерь тепла излучением из окон нагрева-
тельных печей. За окно принимают входное сечение дымового канала рекупера-
тора с дальнейшей корректировкой полученных величин по практическим данным
отдельных исследований радиационных щелевых рекуператоров.
Более точные методы расчета излучения предрекуператорного пространства
имеются, например, в работах [73 и 74].
156
Выбор материала стенок рекуператора осуществляют в зависимости от макси-
мапьнои температуры стенки, определяемой по формуле (48). Однако, учитывая
излучение предрекуператорного пространства, следует увеличить ад, причем
этом случае степень увеличения ад, конечно, не зависит от отношения H/D.
Основываясь на данных исследований можно рекомендовать увеличивать ад
на величину, указанную в табл. 12 для HID = 2, считая таким образом, что
максимальное излучение предрекуператорного пространства распространяется
на длину двух калибров внутреннего цилиндра рекуператора.
При расчете лучистого теплообмена в радиационном рекуператоре требуется
предварительное определение температуры стенок внутреннего цилиндра, для
чего можно рекомендовать метод Н. К). Тайца и Ю. И. Розенгарта [56], которыми
путем приравнивания лучистого теплообмена на дымовой стороне стенки и кон-
вективного теплообмена на воздушной стороне ее получено уравнение
(74)
\ / о ' 7 о
Здесь
7'-4.(w)‘+r- <75’
а “ |00ав (т<И ) </6)
В этих уравнениях Та, Т„ и TCT —соответственно температуры (°К) дымовых
газов, воздуха и стенки в месте определения Тст; о — коэффициент излучения,
Вт/(м2 °К4) [ккал/(м2-ч-°К4)] и ав— коэффициент теплоотдачи на воздушной
стороне Вт/(м2 °С) (ккал/(м2-ч-°C) ].
Таблица 13
ЗАВИСИМОСТЬ МЕЖДУ ОСНОВНЫМИ ПЕРЕМЕННЫМИ
УРАВНЕНИЯ (74)
т 1 0 а т f 10 а т f = 1 0 а
0,50 8,02 0,68 1,51 0,86 0,26
0,52 6,54 0,70 1,25 0,88 0,20
0,54 5,42 0 72 1,04 0,90 0,15
0,56 4,62 0,74 0,88 0,92- 0,11
0,58 3,72 0,76 0,71 0,94 0,076
0,60 3,10 0,78 0,60 0,96 0,047
0,62 2.57 0,80 0,49 0,98 0,021
0,64 2,24 0,82 0,40 1,00 0,0
0,66 1,79 0,84 0,32
В табл. 13 представлена связь между переменными а и Т„1Тй, входящими
в уравнение (74). Таким образом, найдя по уравнениям (75) и (76) величины Та
и а и по величине а значение отношения Т^/Т^, можно найти Т„.
Величину о можно определить по формуле работы [1]:
° = -j----Ц-------Вт/(м2 • К4), (77)
-----Г —-----1
€г ест
гДе ег и ест — соответственно степени черноты газа и стенки.
157
Скорость воздуха в щелевых радиационных рекуператорах обычно при-
нимают 10—40 м/с, руководствуясь располагаемым давлением воздуха и раз-
мерами рекуператора. Скорость дымовых газов в рекуператоре обычно колеблется
от 0,5 до 1,0 м/с и зависит от выбранного диаметра дымового канала.
Трубчатые радиационные рекуператоры (корзиночные)
Для теплового и аэродинамического расчетов трубчатых радиационных реку-
ператоров можно в основном применять формулы, приведенные в первом разделе
данной книги.
Величину коэффициентов теплоотдачи излучением на пути движения
дымовых газов можно определять по удельным тепловым потокам:
9 = BV»2 [ккал/СмЗ.ч)], (78)
где о — коэффициент излучения, его можно вычислить по упрощенной формуле
егем
(/9)
(80)
Ф =
по методу [3] а = 5,7------г—----------г- Вт/(м3 К4), или
ег -ф- фем (1 ег)
о 1,163 ккал/(м2- ч- К4).
В этой формуле ег и ем — соответственно степени черноты дымовых газов и
поверхности стенок труб; <р — угловой коэффициент излучения от труб на керами-
ческую шахту.
^нар>*
Н- </нарп
где dHap — наружный диаметр воздушных трубок, м;
Г>ш — внутренний диаметр керамической шахты рекуператора, окружа-
ющей корзину труб при числе труб п.
Как и в случае щелевого радиационного рекуператора, можно предвари-
тельно определять температуру стенок труб по уравнениям (74), (75) и (76).
Так же, как и в случае щелевого радиационного рекуператора, излучение
предрекуператорного пространства увеличивает как средний коэффициент тепло-
отдачи на дымовой стороне, так и максимальную температуру стенки труб, а по-
этому определение влияния излучения предрекуператорного пространства можно
осуществлять по методике, изложенной выше для щелевого радиационного реку-
ператора с использованием данных табл. 12.
Конвективным теплообменом на дымовой стороне трубчатого радиационного
рекуператора обычно пренебрегают, так как величина его в данном случае очень
мала вследствие обычно еще меньшей скорости дымовых газов, чем в щелевых
рекуператорах, и наличия продольного обтекания стенок труб.
5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ РАДИАЦИОННЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Пример расчета щелевого радиационного рекуператора
Задание. Рассчитать щелевой радиационный рекуператор, работающий
в системе комбинированного радиационно-конвективного рекуператора (см.
рис. 76), выполненный из стали марки Х25Т, при следующих условиях:
Объем, м3/ч:
нагреваемого воздуха при входе в рекупе-
ратор 2500
дымовых газов при входе в рекуператор 2900
158
Температура,
воздуха, входящего в рекуператор (/в) 420
воздуха, выходящего из рекуператора 600
дымовых газов, входящих в рекуператор 1050
Содержание в дымовых газах, °/
СО, 19
Н,б 1
Толщина листов стали, мм 8
Определение размеров рекуператора
Учитывая установку рекуператора у вагранки и необходимость снижений
аэродинамических потерь на пути воздуха, принимаем скорость воздуха в рекупе-
раторе до 10 м/с, в соответствии с чем выбираем следующие его размеры: диаметр
в свету внутреннего цилиндра рекуператора 1100 мм; ширина кольцевого канала
для прохождения воздуха 20 мм. В воздушном канале принимаем 35 направля-
ющих ребер сечением 16X8 мм.
С учетом толщины листового металла 8 мм получаем внутренний диаметр
кольцевого канала для прохода воздуха, равный 1116 мм, и наружный диаметр,
равный 1156 мм.
Найдем:
живое сечение кольцевого канала для прохождения воздуха
0,785 1,156- — 0,785 1,1162 — 0,008 0,016 35 = 0,0695 м2;
живое сечение для прохождения дымовых газов
/д - 0,785- 1,12 = 0,95 м2;
скорость воздуха в рекуператоре
2500 ... ,
С£',‘~ 3600-0,0695 0,0 М/С*
скорость дымовых газов в рекуператоре
Шд'" 3600-0,95 0,85 М/С'
Объемная теплоемкость воздуха перед рекуператором при 420° С (см. табл. 1
приложений) с'в = 1,33 кДж/(мэ °С).
Энтальпия воздуха перед рекуператором
2500-1,33-420
3,6
= 388 000 Вт.
Удельная объемная теплоемкость воздуха после рекуператора при 600° С
1,36 кДж7(м3-°C).
Энтальпия воздуха после рекуператора
2500 1,36-600
3,6
566 000 Вт
Количество тепла, получаемое воздухом в рекуператоре;
<70 == ?в ~ = 566 000 — 388 000 = 178 000 Вт.
159
Энтальпия дымовых газов при входе в рекуператор
(1Д 1050° С)
сд = 1,55 кДж/(м:)-°C);
?д = 2900.1 55-1050 = 1 31)000
д 0,0
Принимаем потери тепла рекуператором в окружающую среду равными 15У
от тепла воздуха, полученного в рекуператоре.
Дымовые газы должны отдать в рекуператоре тепла
Д<?д —
178000
0,85
= 210 000 Вт.
Энтальпия дымовых газов по выходе из рекуператора
q”= 1 311 000 — 210 000 = 1 101 000 Вт.
Принимаем объемную теплоемкость дымовых газов после рекуператора
(считая, что /д = 900° С) сд = 1,53 кДж/(м’-°С).
Температура дымовых газов после рекуператора
1101000-3,6
2900-1,53
900° С.
Принимаем в рекуператоре систему противотока:
, 0 _ Воздух
/в = 420 С------> /в = 600 С;
„ © Дымовые газы , 0
/д = 900 С ---------- /д = 1050 С;
*Ha4=4-fB = 450°C;
TKOH = Zfl-ZB = 480°C-
Средняя логарифмическая разность температур (по рис. 18) тср = 455° С.
Определим коэффициент теплоотдачи на воздушной стороне.
Средняя температура воздуха в рекуператоре
/сР=420 + 600 = 510»с
Коэффициент кинематической вязкости (по табл. II приложений)
v = 81,0- 10-».
Средняя скорость воздуха в рекуператоре при температуре 510° С
^(/) =10,0 (1+^)= 28,7 м/с.
Периметр воздушного кольцевого канала
s = 3,14- 1,156 + 3,14- 1,116 + 35-2-0,016 = 8,26 м.
160
Приведенный диаметр
d _ If» = А^’°?95_ = 0,0337 ы.
“э s о ОС
8,26
Критерий Рейнольдса
wd3 _
Яе = —~
28,7-0,0337
—81,0-10-»
12000.
Определяем ав п0 формуле (72):
ап = 0,023-Re®'82 .
«3
По табл. II приложений Хв = 5,69' 10“3 Вт/(м°С) (при 510° С), откуда
а0 = 0,023 12000°’82|,^'11^ =86,8 Вт/(м2-°С).
Определим коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне.
Коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне рекуператора равен:
сед = «дон алуч-
Определим средний коэффициент теплоотдачи конвекцией акон-
Средняя температура дымовых газов
(сР =. Ю50 + 900 = 975О с
Скорость дымовых газов при температуре 975° С
а>д (() = о,85 ( 1 + = 3,9 м/с.
Коэффициент кинематической вязкости (по табл. II приложений) V —
= 169,0- 10-».
Критерий Рейнольдса
3 9-1 1'
Re= 169,0-1’0-»-- 25 40°-
Режим движения турбулентный. Коэффициент теплоотдачи конвекцией
по формуле (24) и рис. 13
<Г=аГ1)/(К,
При ад = 1,1 м и Шд= 3,9 м/с аграф == 8 Вт/(м2-°С).
Поправочные коэффициенты (при = 965° С, /ст^ 800°С и Н.,0 = 1%)
К°хл = 0,63; К, = 1,25 (при £/</*» 4);
акон = 8.0,63-1,25 = 6,3 Вт/(м2-°С).
11 Б. П. Тебеньков
161
Коэффициенты теплоотдачи дымовых газов излучением определяем отдельно
для верха и низа рекуператора, так как при высоких температурах изменение его
по высоте рекуператора в связи с изменением температуры значительно.
Внутренний диаметр цилиндра D = 1,1 м.
Эффективная толщина излучающего слоя (см. с. 27)
Зэф = 0,9d= 0,9- 1,1 = 1,0 м.
Состав газов 19% СО2 и 1% Н2О.
Для СОг получаем
Рсо^эф = 19-1,0 = 0,19 ат м;
для водяных паров
Рн2о5эф = 0,01 • 1,0 = 0,01 ат м.
Степень черноты дымовых газов для низа рекуператора (вход дымовых
газов) при температуре дымовых газов 1050° С по рис. 10—12:
есо2 = 6н2о — Рн2о=1>0;
е™3 = 0,12 4-0,017-1,0 = 0,137
Степень черноты дымовых газов для верха рекуператора (выход ды мовых
газов) при температуре дымовых газов 900° С по рис. 10—12:
еСО2 = 0,125; еНг0 = 0,02; Рн2О=1’0;
еверх =о,125-|- 0,02 1,0 = 0,145.
Коэффициент излучения ДЛЯ ниЗа рекуператора по формуле (77) при ест = 0,8
R 7
о =----j---—j------= 0,758 Вт/(м2 К4).
0J37 + '0 ~ 1
По формулам (75) и (76)
T. = v«(Ml)‘+e73 = 1141.K,
0,758 /1141\3_
100-86,8 \ 100 ) ’
По табл. 13 находим Т„!Т0 = f (а) = 0,90, откуда
Тст = 0,90 1141 = 1030 К,
или
<™3 = 1030 — 273 = 757° С.
По формуле (78) удельный тепловой поток равен
,„ = 0.75. =U700B^.
162
Отсюда
14700
„ПИЗ _ .----------
“луч 1050 — 757
= 50,2 Вт/(м2-°С).
Коэффициент излучения для верха рекуператора
<т == —:----------= 0,797 Вт/(м2-К4).
__'—ц _!— 1
0,145 г 0,8
По формулам (75) и (76)
_ 0,797 /900 + 273\4
Тв~~8^8\ йо~) + 693 - 867 к,
0,797 /867\3_nnfi
а 100-86,8 \1007 °’°6'
По табл. 13 Tzx!Ta ~ f (а) = 0,95;
Тст = 0,95- 867 = 823 К
или
,веРх = 823 _ 273 = 550о С
По формуле (78) удельный тепловой поток равен
Г / 1 1 \ 4 /Я9Ч\ 4*1
Сверх = 0,797 “(Тй) J = 10400 Вт/м2-
Отсюда
а',>'чХ = 900 — 550 = 29,7
Среднее значение коэффициента теплоотдачи излучением на дымовой стороне
определяем как среднюю логарифмическую величину краевых значений
= 5-0,2~5(ПГ = 39.1 Вт/(м2 - ч - °C).
2,3 lg 29/7"
Учитывая излучение предрекуператорного пространства и принимая предва-
рительно отношение H/D 4, находим потабл. 12 увеличение излучения (—--20%):
а=Рч = 39,1 1,20 = 47,0 Вт/(м2-°С).
Общий коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне
ад = «кон + «луч = 6,3+ 47,0 = 53,3 Вт/(м2оС).
Коэффициент теплопередачи от дымовых газов к воздуху по формуле (17)
к = ЗёУ-ФбЛ = 33>° ВтАм2 °С>
00,0 -j- 00,0
11*
163
или
яч о
, ' = 28,4 ккал/(м2 ч °C).
1, 1DO
Поверхность нагрева рассчитываемого рекуператора должна быть равной
р ___ Як ___ 178000 ____ . g •
F ~ Лтср~ 33,0-455 - 1,9 ’
При принятом диаметре внутреннего цилиндра рекуператора 1,1 м высота
его должна быть
И.9 ле
Н ~ 1,1-3,14 “ 3,45 М •
Учитывая недостаточно полное использование поверхности нагрева в ме-
стах входа воздуха в рекуператор и выхода из него, принимаем высоту цилиндра
И = 3,7 м.
Максимальная температура стенки рекуператора
Температура будет максимальной в нижней части стенки рекуператора,
так как в этом месте максимальны коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне
и температура дымовых газов и воздуха.
Учитывая излучение предрекуператорного пространства, увеличиваем коэф-
фициент теплоотдачи излучением по данным табл. 12 на 30% (при /д = 1050° С
и D = 1,1 м).
ад = 50,2 1,3 + 6,3= 71,6 Вт/(м2-°С),
отношение
= = 1 21.
ад 71,6
По рис. 20 получаем
t — t
ст в
= 0,50 =
/ст- 600
1050—600
Отсюда максимальная температура стенки /™та х = 895° С, что для принятой
в задании стали марки Х25Т вполне допустимо (/"£ед = 1050° С).
Определение потерь давления
на воздушном пути в рекуператоре
Потери давления на трение по формуле (51)
Атр = Н-2?Т0(1 + «/)-у Н/м2.
По формуле (73)
0,23 (Sp + A)2(SP+l)
И “ =-------
$3Р
164
Расстояние между соседними ребрами в щели рассчитываемого рекуператора
- бреб = 1П63у-"- - 8 = 92 мм.
Преб 3°
Отсюда
к _ (4,6 + 0,4)44,6+ 1) _
Ат— 4бз
О 94
и=—^=- 1,44 = 0,0479.
h 120 0 0 0,206
При L (Ярекуп) = 3,7 м, d3 = 0,0337 м,
/=Р = 510° С и wB = 10,0 м/с,
* = 0,0479 1,293 (1 +|^) = 980 Н/м*.
По вышеприведенным рекомендациям принимаем С — 3,0.
кы = 3,0 1,293 (1 +1|?) = 558 Н/м2.
4> \ О /
Сумма потерь давления на воздушном пути в рекуператоре
^h. = 980 + 558 = 1538 Н/м3,
или
1538
=== = 157 мм вод. ст.
У,о1
Потери давления на дымовом пути не рассчитываем, так как этот расчет
не специфичен и очень пр ;ст.
Пример расчета цилиндрического трубчатого радиационного рекуператора
Задание. Рассчитать цилиндрический трубчатый радиационный реку-
ператор, выполненный из стали марки Х23Н18, для высокотемпературной на-
гревательной печи (см. рис. 70) при следующих условиях:
Объем, м3/ч:
нагреваемого воздуха при входе в рекупе-
ратор 2000
дымовых газов при входе в рекуператор 2200
Температура, °C:
воздуха, входящего в рекуператор 20
воздуха, выходящего из рекуператора (/в) 350
дымовых газов, входящих в рекуператор (<д) 1200
Содержание в дымовых газах, %:
СОа 12
НгО . 10
Размер трубок (d), мм .................... 35/42
165
Определение размеров рекуператора
Учитывая, что рекуператор будет установлен на кузнечной печи, и наличие
небольших потерь напора, принимаем скорость воздуха в рекуператоре а>0 =
— 16 м/с. Отсюда число трубок
3600-16^0,0358
4
Шаг между трубками (5) принимаем равным 84 мм. Тогда диаметр рекупера-
тора (по осевой линии расположения трубок)
Ор = = 960 мм .
□ ) 1
Принимаем диаметр внутренней поверхности рекуператорной шахты Ош =
1200 мм.
Живое сечение для прохождения дымовых газов
= 0,785 1,2» - 0,785-0,0422 -36 = 1,08 м2.
Скорость дымовых газов в рекуператоре
Тбоо.1Ж = 0,565 м/с'
Объемная теплоемкость воздуха перед рекуператором при 20° С (табл. I
приложений) св= 1,3 кДж/(м3-°С).
Энтальпия воздуха перед рекуператором
2000-1,3-20
---------3-5--= 14 450 Вт .
Объемная теплоемкость воздуха после рекуператора при 350° С и св =
= 1,325 кДж/(м3 °С).
Энтальпия воздуха после рекуператора
. 2000-1 325-350 Вт
® 3,о
Количество тепла, получаемое воздухом в рекуператоре:
qB = Яв ~q’B = 258 000 — 14.450 = 243 550Вт.
Энтальпия дымовых газов при входе в рекуператор при /д = 1200° С (табл. 1
приложений) и сд = 1,56 кДж/(м3-°С)
?д =
2200-1 ^-1200 =П44000 Вт
3,6
Принимаем, что потери тепла рекуператором в окружающую среду состав-
ляют 15% от тепла воздуха, полученного в рекуператоре.
166
Дымовые газы должны отдать в рекуператоре тепла
Д<?д = 15? = 286 500 Вт'
Энтальпия дымовых газов по выходе из рекуператора
q’ = 1 144000 — 286500 = 857 500 Вт.
Принимаем объемную теплоемкость дымовых газов после рекуператор^
= 900° С) с" = 1,53 кДж/(м3- °C).
Температура дымовых газов после рекуператора
.»___ 8Б7500 -3,6 _q 1 до г*
2200-1,53 - 916
Выбираем в рекуператоре систему Прямотока:
, Воздух
tB = 20 С-----> tB = 350 С;
, „ „ Дымовые газы „ о
/д = 1200 с -----------> <д = 916 С;
Тиач=*д-'в=И80°С;
ткон=566° с.
Средняя логарифмическая разность температур (по номограмме рис. 18)
тср = 835° С.
Определим коэффициент теплоотдачи на воздушной стороне.
Средняя температура воздуха в рекуператоре
Zcp = 20+350 = lg5„ с
Коэффициент кинематической вязкости (по табл. II приложений)
v = 33,2- 10-е.
Средняя скорость воздуха в рекуператоре При температуре 185° С
(Z)= 16,0 (1 + ^) = 26,9 м/с.
Критерий Рейнольдса
fe=^,_^№_2M00.
Режим движения турбулентный. Коэффициент теплоотдачи ав определяем
по формуле (24) и рис. 13:
ав = аГрафК:К/ Вт/(м2-°С).
По рис. 13, а при 26,9 м/с и d = 35 мм а . = 76 Вт/(м2-°С).
г в и) вн граф 4 '
167
Поправочные коэффициенты Л/ = 0,75 (по рис. 13, в, принимая /ст<=« 650° С)
и Ki = 1 (по рис. 13, г при L/d3^> 40).
Тогда
а„ = 76 0,75 1,0 = 57,0 Вт/(м3' °C).
Найдем коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне.
На основе вышеприведенных соображений по расчету трубчатых радиацион-
ных рекуператоров коэффициент теплоотдачи конвекцией на дымовой стороне
не определяем, а находим только коэффициент теплоотдачи излучением.
Коэффициент теплоотдачи дымовых газов излучением определяем отдельно
для верха и низа рекуператора, так как при высоких температурах изменение его
по высоте рекуператора в связи с изменением температуры может быть значи-
тельным.
Диаметр рекуператора (по осевой линии расположения трубок) Др = 0,96 м.
Эффективная толщина излучающего слоя (см. с. 27)
5эф = 0,9Dp = 0,9 0,96 = 0,865 м.
В нем содержится 12% СО2 и 10% Н2О.
Для СО2 получаем
Рса2^эф = 0,12-0,865 = 0,104 ат-м;
для водяных паров
рн о^эф = 0>1 ’0,865 = 0,0865 ат*м.
Степень черноты дымовых газов для низа рекуператора (у входа дымовых
газов) при температуре дымовых газов 1200° С по рис. 10—12
есо2 = о>09; ен2о = °.°8; Рн2о=1’08;
е”из = 0,09 + 0,08-1,08 = 0,177.
Угловой коэффициент излучения от труб на шахту по формуле (80)
36-42 _.rfi
ф 1200 + 36-42” °’° ’
Степень черноты металла труб принимаем 0,8, тогда приведенный коэффициент
излучения по формуле (79)
0=5,7 0,177 + 0,56-0,8(1 - 0,177) = 1,475 Вт/(м2’К4)’
По формулам (75) и (76)
1,475 /1200 + 273 \3_ л йо
а~ 100-57,0 \ 100 } °’83'
По табл. 13 находим ТС,-!ТО = f (а) = 0,73, откуда
Тст = 0,73- 1522 = 1110 К
168
или
,„!<) = ию — 273 = 837° С.
‘ст
По формуле (78) удельный тепловой поток составляет
9низ= 1.475 [(
1200-|- 273 \.4 /837 + 273\4]
100 ) 100 ) J
= 47 000 В т/м2.
Откуда
луч 1200 — 837
= 121,5 Вт/(м2-°С).
Степень черноты дымовых газов для верха рекуператора (выход дымовых
газов) при температуре дымовых газов 916° С по рис. 10—12
еСОг = °.11; еН2о = 0,09; ₽НгО=1,08;
еверх = 0> 11 _|_ 0,09 -1,08 = 0,206.
Коэффициент излучения для верха рекуператора
° = 5,7 0,206+ 0,56 0,8 (1 —0,206) = 1,6? Вт/(м2'1
Па формулам (75) и (76)
1,67 /916+- 273Х4
?о = 5ЛОЛ 100 ) +623 =1208 К;
По табл. 13 Tct/Tq = f (а) = 0,80,
откуда Тст = 0,80- 1208 = 965 К и /®®РХ = 965 — 273 = 692° С.
По формуле (78) удельный тепловой поток равен
,.ет [(^7- - 18 900Bt/hs,
откуда
Среднее значение коэффициента теплоотдачи излучением на дымовой стороне
определяем как среднюю логарифмическую величину краевых значений
ал?'ч= 121’5~]9?’5 = 102-° Вт/(мг ч-°C).
Учитывая излучение предрекуператорного пространства и принимая предва-
рительно, отношение H/D 2,0, находим по табл. 12 увеличение излучения
<Р,Ч = ад = 102,0-1,3 = 132,5 Вт/(м2-°С).
169
Коэффициент теплопередачи от дымовых газов к воздуху по формуле (17):
-j39.^ = 34,3 ккал/(ма ч-°С).
1,100
Поверхность нагрева рассчитываемого рекуператора должна быть равна:
F =
<?в _ 243550
/гтСр 39,9-835
= 7,30 м*.
г» < J 0,°42 + 0,035 . поо.
Средний диаметр трубок рекуператора ф.р = ----------------= 0,0385 м,
общий периметр всех трубок в поперечном сечении рекуператора л<7сол =
= 3,14 0,0385-36 = 4,35 м.
Отсюда высота рекуператора должна быть:
Н = -^- = 1,68 м
Учитывая уменьшение теплоотдачи излучением в зоне установки керамиче-
ского стакана на входе дымовых газов в рекуператор, принимаем И ~ 1,8 м.
Максимальная температура стенки рекуператора
Из предварительного расчета следует, что максимальная температура стенки
рекуператора будет внизу, т. е. на входе дымовых газов в рекуператор.
Учитывая излучение предрекуператорного пространства, увеличиваем коэф-
фициент теплоотдачи излучением по данным табл. 12 на 30% (при /д = 1200° С
и D = 0,96 м).
ад = 121,5-1,3= 158,0 Вт/(м2-°С),
Отношение
«в
“д
57,0 _
158,0
0,361.
По графику на рис. 20 получаем
^ст _ /ст — 20 — п я
“ 1200-20 ' '
Д в
Отсюда максимальная температура стенки /™ах = 965° С, что для принятой
В задании стали марки Х23Н18 допустимо (/"££Д = 1050° С),
Определение потерь давления
на воздушном пути в рекуператоре
Потери давления на трение по формуле (51)
“-’о L
*тР = И -у То (1 + «0 Н/м*.
170
ЗдеСЬ
0,129 0,129 _ 0,129
“ 28Z₽ ~ М3 “ °’°376 ’
/, = //-_ 1,8 м; d, = 0,035 м; ?ср _ 185 с и ш0 = 16,0 м/с.
Тогда
»,р _ 0,0376 1.293 (, +1® ) = 537 Н/м1
Потери давления на местные сопротивления определяем по формуле (54)
Л». = 9-^- То(1 + <х0 Н/м8.
По вышеприведенным рекомендациям принимаем ? = 2,5:
Л„ = 2,5 1,293 ( 1 + = 694 Н/м8.
Сумма потерь давления на воздушном пути в рекуператоре:
У, h 537 + 694 = 1231 Н/м2, или = 126 мм вод. ст.
Как и при расчете щелевого радиационного рекуператора, потери давления
на дымовом пути не определяем.
Глава XI
КОМБИНИРОВАННЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
Выше были рассмотрены различные конструкции металличе-
ских рекуператоров, которые в настоящее время применяют в уста-
новках на промышленных печах. Однако наиболее эффективные
по величине теплопередачи рекуператоры (например, дву-
сторонне-игольчатые) характеризуются пониженной теплоустой-
чивостью по сравнению с более теплоустойчивыми, но менее тепло-
эффективными рекуператорами (например, термоблоками).
Установка радиационных рекуператоров при температуре вхо-
дящих в них дымовых газов выше 1000—1100° С весьма целесо-
образна как по теплоэффективности, так и по теплоустойчивости.
Однако, как было отмечено выше, нельзя достаточно полно исполь-
зовать тепло дымовых газов в радиационных рекуператорах.
Конструкторы работали над созданием такого оптимального
рекуператора, который бы эффективно работал при любых про-
изводственных условиях. Однако теоретические анализы и опыты
эксплуатации рекуператоров подтвердили невозможность созда-
ния универсальной конструкции рекуператора — каждая из су-
171
щестпующих конструкций рекуператоров оптимальна для опре-
деленных условий ее применения.
Для того чтобы в одной рекуператорной установке сочетать
преимущества различных конструкций рекуператоров, применяют
комбинированные рекуператоры, т. е. соединяют в одной рекупе-
раторной установке два разных типа рекуператоров. При темпера-
туре дымовых газов перед рекуператорной установкой более 900—
1000° С обычно в одной установке сочетают радиационный и кон-
вективный рекуператоры с последовательным ходом дымовых га-
зов сначала через радиационный и затем через конвективный
рекуператор, а' нагреваемого воздуха, наоборот — сначала через
конвективный, а затем через радиационный рекуператор.
Температурный потенциал дымовых газов в радиационных
рекуператорах используют обычно до 750—850° С, так как ниже
этой величины радиационная составляющая теплоотдачи на ды-
мовой стороне значительно снижается и необходимость резкого
увеличения поверхности теплообмена для обеспечения требую-
щейся температуры подогрева воздуха делает установку неэко-
номичной.
При температуре дымовых газов перед рекуператором ниже
900—1000° С в комбинированных рекуператорах применяют со-
четание разных типов конвективных рекуператоров или их эле-
ментов, например: термоблочио-игольчатого, термоблочно-труб-
чатого (из гладких стальных труб) игольчатого с комбинацией
труб односторонне-игольчатых и двусторонне-игольчатых и т. д.
Термоблочные трубы в комбинированных рекуператорах уста-
навливают первыми по ходу дымовых газов как более тепло-
устойчивые (хотя и менее теплоэффективные) для защиты распо-
ложенных за ними игольчатых труб от тепловых ударов и излу-
чения предрекуператорного пространства.
КОНСТРУКЦИИ РАДИАЦИОННО-КОНВЕКТИВНЫХ
КОМБИНИРОВАННЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Радиационно-конвективные комбинированные рекуператоры
применяют при температуре входящих в них дымовых газов свыше
1000—1100° С. Дымовые газы последовательно проходят сначала
радиационный рекуператор, а затем конвективный, причем в ра-
диационном рекуператоре температура дымовых газов пони-
жается до 750—850° С, а в конвективном от 750—850 до 350—
450° С. Нагреваемый воздух (или газ) также последовательно про-
ходит оба рекуператора, но обычно сначала конвективный, а по-
том радиационный, нагреваясь в конвективном рекуператоре от
0 до 350—450° Сив радиационном от 300—400 до 650—800° С.
Таким образом достигают достаточно полного использования
тепла дымовых газов при снижении температуры от 1100—1600
до 350—450° С, причем в соответствии с диапазоном изменения
172
температуры устанавливают наиболее оптимальный для этого
диапазона рекуператор.
На рис. 76 показана радиационно-конвективная рекуператор-
пая установка, предназначенная для подогрева воздуха, подавае-
мого в вагранку. Количество подогреваемого воздуха составляет
2500 м3/ч, температура его подогрева 600° С. Дымовые газы входят
Рис. 86. Комбинированный рекуператор из радиа-
ционного трубчатого (/) и конвективного трубча-
того (2) рекуператоров
Рис. 87. Комбинированный ра-
диационно-конвективный реку-
ператор, совмещенный в одной
шахте
в рекуператорную установку с температурой 1050° С и выходят
из нее (после конвективного рекуператора) с температурой 420° С.
Выше были приведены данные о радиационном рекуператоре
этой комбинированной рекуператорной установки. Конвектив-
ный рекуператор состоит из 151 трубы с внутренним диаметром
47 мм и толщиной стенки 3 мм; длина труб равна 4,5 м; трубы
выполнены из жаропрочной стали марки Х25Т; скорость воздуха
в конвективном рекуператоре составляет 4,0 м/с. Относительно
низкая скорость воздуха в конвективном рекуператоре (а отсюда
и малая величина отношения скорости воздуха к скорости дымовых
газов в рекуператоре) принята с учетом необходимости максималь-
ного снижения сопротивлений на воздушном пути для того, чтобы
сумма потерь давлений от вентилятора до вагранки не превышала
определенной величины.
173
Рекуперативные трубы приварены к верхней трубной доске,
а к нижней доске их крепят при помощи сальниковых уплотнений
(см. рис. 55). Донный лист со стороны входа дымовых газов за-
щищен слоем жаростойкого бетона. Как радиационный, так и
конвективный рекуператоры работают с движением дымовых
Газов по схеме противотока.
В случае, если позволяют габариты цеха по высоте, то в ра-
диационно-конвективном комбинированном рекуператоре кон-
вективный рекуператор может быть расположен над радиацион-
ным по одной вертикальной оси, как это, например, сделано
в комбинированном радиационно-конвективном рекуператоре,
изображенном на рис. 86 [75].
В этом рекуператоре, состоящем из трубчатого радиационного
и трубчатого конвективного рекуператоров с проходом дымовых
газов внутри труб, радиационный рекуператор работает по прин-
ципу прямотока, а конвективный — противотока.
При расположении конвективной части непосредственно над
радиационной обусловливается компактность установки в плане,
не изменяется направление движения дымовых газов в соединяю-
щем дымоходе, а отсюда и значительно уменьшается аэродинами-
ческое сопротивление на дымовом пути.
Еще большая компактность достигнута в радиационно-кон-
вективном рекуператоре конструкции Веллензика (рис. 87) [761,
в котором радиационная и конвективная части соединены
в одной вертикальной шахте, причем трубы конвективной ча-
сти рекуператора расположены в кольцевом пространстве,
окружающем цилиндр радиационной части рекуператора кон-
центрично.
Дымовые газы поступают сначала в радиационную часть ре-
куператора, представляющую гладкий стальной цилиндр 1, снизу
и движутся вверх, поворачивают на 180° и проходят сверху вниз
по трубам 2 конвективной части рекуператора, откуда отбираются
в кольцевой дымовой коллектор 3.
Воздух входит в рекуператор через патрубок 4, проходит снизу
вверх около труб конвективной части рекуператора и нагревается
частично в радиационной части рекуператора и частично в кон-
вективной. Через патрубок 5 нагретый воздух отбирается из ре-
куператора. Направление движения воздуха в рекуператоре из-
меняется при помощи направляющих перегородок. Таким обра-
зом, воздух движется по схеме противотока по отношению к кон-
вективной части рекуператора и прямотока по отношению к его
радиационной части. Обтекание холодным воздухом входного
конца (наиболее теплонапряженного) цилиндра радиационной
части рекуператора и наличие в этом месте большой массы ме-
талла труб конвективной части, температура которых ниже, чем
цилиндра радиационной части, обусловливают повышенную устой-
чивость наиболее теплонапряженных зон рекуператора. Соедине-
ние в одной шахте радиационной и конвективной частей рекупера-
174
ГР
о
д
о
X
W
S
ьЗ
S
о
ст
Е
(D
X
S
X
о
о
о
S
(D
О
д
ь?
Д
О
□
о
w
>
5? ГР
—* I
Таблица 14
СОПОСТАВЛЕНИЕ РАСЧЕТНЫХ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ДАННЫХ (РЕЖИМЫ 1 —IV) РАБОТЫ ОПЫТНОГО
КОНЦЕНТРИЧЕСКОГО РАДИАЦИОННО-КОНВЕКТИВНОГО РЕКУПЕРАТОРА
Показатели Режимы
расчетный 1 II m IV
Количество дымовых газов, м3/ч Температура дымовых газов перед рекуператором, °C Количество нагретого воздуха, м3/ч Температура нагретого воздуха, °C Тепловые потери рекуператора в окружающую среду, % от энтальпии воздуха Температура дымовых газов после рекуператора, °C Коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч-°С)) Общее сопротивление по воздушному тракту, Н/м2 (мм вод. ст.) Доля тепла, вносимого в рекуператор излучением из пред- реку ператорпого пространства, % Максимальная температура стенки рекуператора, °C 505 1300 470 540 14,8 830 17,5 [15] 873 (89) 10 700 950 730 360 9,0 640 25,2 [21,6] 1960 (200) 6,5 610 600 1050 600 460 9,2 740 25,2 [21,6] 1570 (160) 10,5 700 500 1150 500 545 9,4 820 23,3 [20] 1180 (120) 14,7 785 300 1400 500 650 9,9 870 27,4 [23,6] 1520 (155) 24,8 900
радиационного цилиндра, вблизи места их крепления к ниж-
нему донному листу.
В Гипромезе применительно для условий работы на печах
скоростного нагрева разработана конструкция концентрического
радиационного рекуператора, подобного изображенному па
рис. 87, для подогрева воздуха до температуры 450—650° С при
температуре входящих в рекуператор дымовых газов 1300—
1400° С [77]. Был учтен опыт эксплуатации подобных рекупера-
торов в ФРГ, и при разработке промышленного образца конструк-
ции рекуператора в Инсти-
туте газа АН УССР было
разработано новое крепле-
ние труб конвективной части
рекуператора к нижнему
донному листу (рис. 88).
Образец этого рекупера-
тора был исследован на
экспериментальном стенде в
Институте газа АН УССР
с целью уточнения проект-
ных параметров перед при-
менением рекуператора в
промышленных агрегатах.
Рис. 88. Узел компенсации температурных
удлинений труб конвективной части рекупера-
тора (по рис. 87):
/ — трубы; 2 — нижняя трубная доска; 3 —
компенсатор; В — воздух; Д — дымовые газы
Результаты сопоставления расчетных и экспериментальных дан-
ных приведены в табл. 14.
Один из основных показателей тепловой устойчивости рекупе-
ратора — максимальная температура стенки рекуператора во
время испытаний не превышала 900° С при подогреве воздуха до
температуры 650° С и температуре входящих в рекуператор ды-
мовых газов 1400° С, причем максимальную температуру стенки
(900° С) наблюдали в верхнем донном листе конвективной части
рекуператора, а в радиационной части максимальная температура
стенки не превышала 750° С.
Следует обратить внимание на то, что хотя концентрический
радиационно-конвективный рекуператор и обладает рядом очень
ценных свойств, такими как компактность и хорошая теплоустой-
чивость, однако конструкция его сложна и хорошее качество его
сборки может быть получено на заводах, на которых имеется опыт
сооружения таких аппаратов.
2. КОНСТРУКЦИИ КОНВЕКТИВНЫХ
КОМБИНИРОВАННЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Комбинированные конвективные рекуператоры применяют при
температурах входящих в них дымовых газов до 1000° С, причем
в одной части (со стороны входа дымовых газов) применяют менее
теплоэффективные, но более теплоустойчивые рекуператоры (на-
176
А~А
LJ г-! н гп ! । 1 1 Lj Г “I (ци и~!
le® ®®J
1
1 Ж 1' и Ж
г
® ® ® ®
с
9т~тП hrtid Г/т - T1J LLL-_-Uj L J Г 1 1 1 LJ n 1 1 LJ
lTSCji in;
fc n J 9т~тГ
Рис. 89. Комбинированный тсрмоблочио-игольчатый реку-
ператор:
/ — термоблочные секции; 2 — двусторонне-игольчатые
трубы
пример, толстые гладкие трубы из жаропрочного металла или тер-
моблоки), а далее по ходу дымовых газов используют более тепло-
эффективные (например, игольчатые), но менее теплоустойчивые
рекуператоры.
Таким образом, первая по ходу дымовых газов часть рекупера-
тора служит защитной, экранирующей секцией для остальной,
более эффективной части рекуператора, воспринимая тепловые
12 Б. П. Тебеньков (77
удары и снижая температуру дымовых газов до величины, допу-
стимой для остальной части рекуператора.
Наиболее часто применяют комбинацию термоблочных сек-
ций (см. рис. 43) и двусторонне-игольчатых труб или односторонне-
игольчатых и двусторонне-игольчатых труб. На рис. 89 показан
комбинированный термоблочно-игольчатый рекуператор.
Для решения вопроса о том, какие защитные элементы при-
менять в рекуператоре из двусторонне-игольчатых труб — термо-
блочные или односторонне-игольчатые, в Теплопроекте на спе-
циальном стенде были проведены сравнительные испытания термо-
блочных и односторонне-игольчатых труб при тех тепловых и
аэродинамических условиях, которые бывают обычными в произ-
водственных установках (42].
Кроме теплотехнических и аэродинамических показателей,
определяли распределение температур в стенках труб по показа-
ниям термопар, зачеканенных в стенки.
В табл. 15 приведены основные данные испытаний труб в усло-
виях наиболее часто встречающегося режима их работы: темпера-
тура дымовых газов равна 800° С, скорость дымовых газов
0,7 м/с и скорость воздуха 6,0 м/с.
Таблица 15
ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ СРАВНИТЕЛЬНОГО ИСПЫТАНИЯ
ТЕРМОБЛОЧНЫХ И ОДНОСТОРОННЕ-ИГОЛЬЧАТЫХ ТРУБ
Показатели Трубы
термоблочн ые односторонне• игольчатые
Температура дымовых газов, °C Скорость, м/с: дымовых газов воздуха . . Температура воздуха по выходе из трубы, °C . Максимальная температура металла стенки трубы, °C . Коэффициент неравномерности температуры подли- не трубы Максимальная разность температур между верхом и низом стенки трубы, °C Масса трубы длиной 880 мм, кг 800 0,7 6,0 160 690 2,54 120 61 800 0,7 6,0 160 610 1,94 200 31
Как видно из табл. 15, при одинаковых скоростях и темпера-
турах дымовых газов и воздуха металл термоблочной трубы на-
ходится в более тяжелых условиях, чем металл односторонне-
игольчатой трубы.
Были также проведены испытания на опытном стенде защитных
способностей термоблочных и односторонне-игольчатых труб
в блоке рекуператора, состоящего из 16 труб длиной 880 мм, рас-
положенных в четыре ряда по ширине дымового канала и в четыре
178
пяда по Х°ДУ Дымовых газов [271. Первый ряд по ходу дымовых
газов монтировали из четырех термоблочных или односторонне-
игольчатых труб и остальные три ряда — из игольчатых труб
типа 17,5. Установлено, что при температуре дымовых газов 800° С,
подогреве воздуха до 200—300° С и скорости воздуха от 3 до
9 м с максимальная температура стенки односторонне-игольчатых
труб была на 60—70° С ниже, чем термоблочных. В обоих случаях
максимальная температура металла второго ряда труб типа 17,5
была на 70—200° С ниже, чем первого, защитного ряда труб (в за-
висимости от скорости движения воздуха).
Однако при сравнении термоблочных и односторонне-игольча-
тых рекуператорных труб следует иметь в виду, что причиной вы-
хода из строя игольчатых труб даже при температурах ниже 700—
800° С часто является не окалинообразование, а появление в ме-
талле трещин вследствие возникновения температурных напря-
жений и нарушения в результате газоплотности труб. При этих
условиях термоблочные трубы могут оказаться устойчивее и долго-
вечнее односторонне-игольчатых, так как залитые в чугун сталь-
ные трубы будут играть для чугуна роль крепящей арматуры (кар-
каса) и появление трещин в чугунной «броне» не поведет к разру-
шению трубы и нарушению ее газоплотности.
В этом случае термоблочные трубы можно рационально при-
менять даже при массе их, почти в два раза большей, чем масса
односторонне-игольчатых труб (см. табл. 15).
3. РАСЧЕТ КОМБИНИРОВАННЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Расчет комбинированных радиационно-конвективных рекупе*
раторов проводят отдельно для рекуператора каждой конструкции-
Сначала рассчитывают первый по ходу дымовых газов радиацион-
ный рекуператор, но при этом задаются температурой подогрева
воздуха в конвективном рекуператоре (температурой воздуха, вхо-
дящего в радиационный рекуператор). После расчета радиацион-
ного рекуператора и определения температуры уходящих из него
Дымовых газов рассчитывают конвективный рекуператор. При
габаритном или температурном несоответствии радиационного или
конвективного рекуператоров условиям установки их задаются
другими параметрами подогрева воздуха в конвективном рекупе-
раторе и повторяют расчет.
Конвективные комбинированные рекуператоры, если, напри-
мер, предвключенная трубчатая часть представляет собой защит-
ную секцию в трубчато-игольчатом рекуператоре, рассчитывают
как два отдельных параллельно работающих рекуператора с рас-
пределением воздуха: 10—15% от общего количества в трубчатом
рекуператоре и 85—90% в игольчатом. Сначала рассчитывают
трубчатый рекуператор (защитная секция), а затем, определив
температуру дымовых газов, уходящих из трубчатого рекупера-
'2* 179
тора (или входящих в игольчатый рекуператор), рассчитывают
игольчатый рекуператор.
Термоблочно-игольчатый рекуператор, изображенный на
рис. 89, можно рассчитать следующим образом: сначала обычным
путем при общих заданных для всего рекуператора параметрах
(количество и температуры дымовых газов и воздуха) рассчиты-
вают игольчатый рекуператор, предполагая в нем отсутствие тер-
моблочных секций. Затем строят график (см. рис. 95), по которому,
исходя из положения максимально возможной температуры
в игольчатом рекуператоре, определяют необходимое число рядов
термоблочных секций.
Затем находят усредненный коэффициент теплопередачи по
следующей формуле:
д kfN.T -|- kuNи
ср“ А'Т + АГИ
где kcp — усредненный коэффициент теплопередачи с уче-
том замены части игольчатых труб термоблочными
секциями;
kT и &и — коэффициенты теплопередачи соответственно для
термоблочных секций и игольчатых труб;
/VT и ^и — соответственно число термоблочных секций и
игольчатых труб.
После нахождения kcp расчетом уточняют необходимую вели-
чину поверхности нагрева рекуператора и число игольчатых труб.
По описанному выше методу может быть рассчитан также ком-
бинированный рекуператор, состоящий из односторонне- и дву-
сторонне-игольчатых труб.
Глава XII
МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ ДРУГИХ ТИПОВ
Игольчатые рекуператоры, термоблоки, рекуператоры из глад-
ких стальных труб и радиационные наиболее распространены
в настоящее время, так как их можно устанавливать на разно-
образных печах. Однако существует ряд конструкций металли-
ческих рекуператоров, сравнительно мало распространенных, но
достаточно оптимальных для печей некоторых типов при опре-
деленных производственных условиях.
На рис. 90 показан встроенный в печь рекуператор, предназна-
ченный для установки в вертикальных дымовых каналах печей
с выкатным подом [78] и состоящий из двух труб прямоугольного
сечения — внутренней и наружной. Внутреннюю трубу отливают
из серого или жаропрочного чугуна с иглами или ребрами на на-
ружной (воздушной) ее поверхности. Эту трубу заключают в дру-
180
гую, сваренную из стали. У наружной трубы имеются два па-
трубка для подвода и отвода воздуха. Внутренняя и наружная
грубы соединены болтами через уплотнительную (асбестовую)
прокладку. „
Таким образом, дымовые газы проходят по внутренней трубе,
а воздух — в пространстве между внутренней и наружной тру-
бами. Движение дымовых газов прямолинейное, сверху вниз.
Движение воздуха по отношению к току дымовых газов пере-
Рис. 90. Рекуператор, установленный в отводящем дымовом канале печи с выкатным
подом:
а — печь; б — рекуператор; 1 — рекуператор; 2 — внутренняя труба; 3 — наружная
труба; 4 — направляющие перегородки; ХВ — холодный воздух; ГВ — горячий воздух;
ДГ — дымовые газы
крестно-противоточное в результате наличия направляющих пере-
городок, приваренных изнутри к стенкам наружной трубы.
В табл. 16 приведены данные температурного режима работы
встроенных рекуператоров, полученные на основании испытаний,
проводившихся на УЗТМ сотрудниками завода и института «Тепло-
проект» на термических печах с выкатными подами площадью
4X9 м, отапливаемых; генераторным газом. Рекуператоры на
этих печах установлены в каждом из 16 вертикальных дымовых
каналов (по восемь с каждой боковой стороны).
В печах осуществляли нормализацию и отпуск сталей различ-
ных, марок, рабочая температура в печи изменялась от 600 до
Следует отметить очень хорошую стойкость описанных встро-
енных рекуператоров. Они удовлетворительно работают 5—7 лет
и более при условии проведения иногда только текущего ремонта
одновременно с капитальным ремонтом печи, однако обладая
большими преимуществами (компактность и возможность раз-
мещения в пределах печи, отсутствие добавочного сопротивле-
ния на дымовой трассе), встроенные рекуператоры имеют и ряд
181
Таблица 16
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ВСТРОЕННОГО РЕКУПЕРАТОРА
НА ТЕРМИЧЕСКИХ ПЕЧАХ С ВЫКАТНЫМ ПОДОМ УЗТМ
га 3 С. Температура отходящих дымовых Т емпература воздуха, °C Z га Е Q га Температура отходящих дымовых газов, °C Температура воздуха, °C
газо в, иС
К Q ' С5 <•) . «о О
>мера :мперг , °C реку ратор о g. и С Q, реку ратор еле р пера- ра га а Я с ° реку ратор га о сх =: га О Е р. реку ратор еле р пера- ра
X н 5 с о =t Е О >-> q Е * Н О й) =t Е В 2 g X о V =t S gs-g о ы =t с S2g
1 600 460 275 27 105 6 760 710 533 25 180
2 910 815 645 28 235 7 880 650 540 22 206
3 650 520 340 23 170 8 850 825 690 20 300
4 835 772 560 26 283 9 930 640 560 17 124
5 880 793 633 26 225
недостатков, а именно: большие первоначальные капитальные
затраты на печь, усложнение устройства кладки и воздушных ком-
муникаций, трудности наблюдения за состоянием рекуператора
Рис. 91. Пример установки петель трубчатого реку-
ператора в вертикальных дымоходах печи с выкат-
иым подом
и проведения ремонта
без разборки кладки.
На аналогичных пе-
чах с выкатным по-
дом в ФРГ применяют
встроенные рекупера-
торы в виде петель из
гладких стальных труб,
помещенных в верти-
кальные дымоотводя-
щие каналы, располо-
женные в боковых стен-
ках печи (рис. 91) [61,
79]. Эта конструкция
встроенного рекупера-
тора несколько проще
конструкции описан-
ного выше (см. рис. 90).
Однако у нее имеется
существенный недоста-
ток по сравнению с последним — увеличение аэродинамического
сопротивления на дымовом пути.
Камерные нагревательные печи иногда оборудуют панельными
(пластинчатыми) рекуператорами, размещаемыми в стенах печей
(рис. 92). В работе [80] в качестве примера приведено описание
установки такого рекуператора на нагревательной печи, работаю-
щей на мазуте и имеющей две ступени подогрева распиливающего
182
uoTiyxa___в термоблоке и затем (последовательно) в панельном
рекуператоре.
ГТаиельный рекуператор состоит из коробок, сваренных из
пк'товой стали толщиной 3—4 мм. Расстояние между стенками
коробок равно 30 мм. Стенки коробки рекуператора со стороны
тымовых газов защищены шамотной кладкой из стандартной пло-
Рис. 92. Нагревательная печь с па-
нельным рекуператором:
1 — панельный рекуператор; 2 —
термоблОк; 3 — форсунка; 4 — ды-
мовые каналы; 5 — подвод воздуха
в панели; 6 — отвод воздуха Из па-
нелей
щадки толщиной 30 мм, а с наружной стороны покрыты теплоизо-
ляцией такой же толщины. Дымовые газы из рабочей камеры печи
через каналы у пода проходят в пространство между кладкой печи
и панелями рекуператора и далее поступают в термоблок. Воздух
из термоблока направляется в верхние части коробчатых панелей
(параллельно) и отбирается из их' нижних частей. Таким обра-
зом, панельный рекуператор работает по принципу противотока.
Согласно замерам, температура в рабочем пространстве печи
'оставляла 1250° С, температура воздуха после термоблока 150° С
и после панельного рекуператора 325° С.
183
В Горьковском политехническом институте проведены иссле-
дования панельно-трубчатого рекуператора на камерной печи
безокислителыюго нагрева стали открытым пламенем. Рекупера-
тор состоит из двух сварных стенных панелей и установленного
на печи рекуператора, выполненного из гладких стальных труб
[81 ]. Найдено, что более оптимальным является нагрев воздуха
последовательно сначала в панельном рекуператоре, а затем в труб-
чатом, а не наоборот, так как в первом случае получается более
высокий общий подогрев воздуха при меньших потерях тепла
Рис. 93. Рекуперативная горелка:
а — лепестки (ребра рекуператора)
в окружающее пространство.
Общий подогрев воздуха в
таком рекуператоре дости-
гал 700° С.
Преимуществами панель-
ного рекуператора являются
простота конструкции и де-
шевизна изготовления, а так-
же уменьшение теплоотдачи
стенок печи в окружающее
пространство. Однако уста-
новка панельного рекупе-
ратора усложняет и ослаб-
ляет кладку печи, .что яв-
ляется весьма нежелательным
при установке печей в .цехах, где возможны сотрясения (на-
пример, от ударов кузнечных молотов).
Следует также обратить внимание на то, что если в камерных
печах среднего размера установка панельных рекуператоров
сравнительно проста, то в полуметодических и методических пе-
чах она значительно усложняется вследствие наличия большого
числа форсунок (горелок), окон, смотровых и кантовальных люч-
ков в боковых стенах.
В последнее время рекуперативный подогрев воздуха стали
применять в радиантных трубах печей с муфелированием пламени
и в горелках печей безокислительного нагрева открытым пламенем
(в так называемых рекуперативных горелках). В этих случаях
горелка и рекуператор представляют собой конструктивно один
аппарат.
На рис. 93 показана одна из конструкций рекуперативных го-
релок радиантных труб. Стенка трубы, разделяющая воздушный
и дымовой, потоки, пронизана лепестками-ребрами, расположен-
ными по всему поперечному сечению трубы и обтекаемыми (как
иглы в двусторонне-игольчатом рекуператоре) с одной стороны
потоком уходящих дымовых газов, а с другой — потоком воз-
духа.
В других конструкциях рекуперативных горелок воздух подо-
гревают в пластинчатых или трубчатых рекуператорах. В первом
случае воздушные карманы-пластины располагают в дымовом
184
копьиевом канале горелки звездообразно (в поперечном сечении
горелки), а во втором случае в дымовом кольцевом канале распо-
лагают воздушный трубчатый змеевик. Температура подогрева
воздуха в рекуперативных горелках доходит до 500° С.
Г л а в а XIII
ПОДОГРЕВ ГАЗА В РЕКУПЕРАТОРАХ
Газ, как и воздух, подогревают в рекуператорах для экономии
топлива и главным образом повышения температуры горения в слу-
чае, если теплота сгорания его низка и не обеспечивает получения
необходимой рабочей температуры в печи, а подогрева одного
только воздуха недостаточно (например, печи безокислительного
нагрева открытым пламенем).
Для подогрева газа пригодны почти все описанные выше реку-
ператоры. Однако, учитывая повышенные в данном случае требо-
вания к газоплотности рекуператоров, для подогрева газа следует
рекомендовать применение термоблоков, радиационных рекупера-
торов и рекуператоров из гладких стальных труб, как наиболее
газоплотных вследствие наличия в них сварных соединений.
Нельзя применять для подогрева газа чугунные игольчатые реку-
ператоры, как обладающие недостаточной газоплотностью, осо-
бенно с увеличением их размеров.
При подогреве газа и воздуха одновременно рекуператоры рас-
полагают обычно последовательно по ходу дымовых газов, при-
чем сначала воздушный рекуператор, затем газовый. Реже воздуш-
ный и газовый рекуператоры размещают параллельно по ходу
дымовых газов (при использовании газа с низкой теплотой сгора-
ния).
Рекомендуют последовательное (по ходу дымовых газов) вклю-
чение газового рекуператора, так как при этом способе дымовые
газы предварительно охлаждаются в воздушном рекуператоре,
и стойкость газового рекуператора увеличивается.
Однако при параллельном включении газового рекуператора
газ можно нагревать до более высокой температуры, чем при по-
следовательном, что иногда является решающим при наличии
газа с низкой теплотой сгорания.
Учитывая условия техники безопасности, не следует рекомен-
довать устройство комбинированных рекуператоров для одновре-
менного нагрева газа и воздуха в одном аппарате путем пропу-
скания газовых трубок внутри воздушных или расположения газо-
вых трубок, подключаемых к самостоятельным сборным коробкам,
вперемежку с воздушными трубками рекуператора.
К установке газового рекуператора должны быть предъявлены
более строгие требования, чем к установке воздушного. Поверх-
ность трубок газового рекуператора должна быть доступна для
185
Осмотра и наблюдения, а сам рекуператор нужно по возможности
располагать над уровнем пола цеха.
Методы испытания и эксплуатации газовых рекуператоров
должны быть такими же, как и других газовых аппаратов для дан-
ных параметров газа.
Глава XIV
МЕТАЛЛ ДЛЯ РЕКУПЕРАТОРОВ
Правильный выбор металла для элементов рекуператора яв-
ляется решающим фактором, определяющим долговечность его
работы. При неправильном или случайном выборе металла, не
соответствующего температурным условиям работы рекупера-
торных элементов, возможны быстрое разрушение отдельных эле-
ментов и выход из строя всего рекуператора.
При выборе металла для элементов рекуператора следует ру-
ководствоваться максимальной температурой их нагрева, полу-
ченной по расчету (стенки гладкотрубпого рекуператора, иглы
на дымовой стороне игольчатого), и максимальной температурой,
при которой может работать данный металл. Металлические реку-
ператоры выполняют из обыкновенного серого чугуна, из легиро-
ванного чугуна, из простой углеродистой или жаропрочной стали.
Температурные границы применения обыкновенной углероди-
стой стали (температура металла) составляют 450—500° С и серого
чугуна 500—550° С [32]. Для печей с переменным тепловым ре-
жимом и возможными местными перегревами рекуператорных
элементов максимальную расчетную температуру металла сле-
дует принимать иа 50—100° С ниже указанной.
Эти параметры позволяют нагревать воздух или газ в рекупера-
торах из углеродистой стали примерно до 250—300 и в рекупера-
торах из серого чугуна до 300—350° С при температуре дымовых
газов, входящих в рекуператор, не более 700—750° С и отношении
скорости движения воздуха к скорости дымовых газов, равном
не менее 4 для двусторонне-игольчатых рекуператоров и не менее
1,5—2 для односторонне-игольчатых и гладкотрубных рекупера-
торов. Превышение указанных температур дымовых газов или
уменьшение отношения скорости движения воздуха к скорости
дымовых газов поведет к значительному сокращению срока
службы рекуператора.
На основании анализа формулы (48) можно сделать вывод, что,
изменяя отношение ав/ад (т. е. щв/щд), можно получить любую
температуру стенки рекуператора в интервале от температуры
дымовых газов до температуры воздуха. Расчетом легко доказать,
что если выбрать отношение ав/ад = 10, то можно получить тем-
пературу стенки максимум 450—500° С при температуре входящих
дымовых газов 1200—1300° С и подогреве воздуха до 350—380° С.
186
Очнако практически рекомендовать такое соотношение а„ и ад
нельзя, так как в производственных условиях при эксплуатации
рекуператоров всегда возникают большие колебания в соотно-
шении между количеством воздуха и дымовых газов, и изменение
отношения <хп'ад в меньшую сторону при температуре дымовых
газов 1200—1300° С вызовет быстрое разрушение рекуператора.
При температурах подогрева воздуха выше 200—300° С и тем-
пературах входящих в рекуператор дымовых газов выше 700—
800° С требуется применять в рекуператорах частично или пол-
ностью элементы из жаропрочной стали.
Для увеличения окалиностойкости стальных рекуператорных
элементов применяли алитирование стали. Однако практика экс-
плуатации рекуператоров показала, что алюминий быстро диф-
фундирует с поверхности в более глубокие слои металла, и али-
тирование при температурах стенки выше 500—600° С не защищает
поверхность стали от окисления.
При выборе жаропрочных металлов' для элементов рекупера-
торов необходимо наряду с максимальной температурой стенки
(или иглы) учитывать также химический состав дымовых газов.
При наличии в дымовых газах сернистых соединений не рекомен-
дуют применять хромоникелевые стали вследствие образования
при высоких температурах легкоплавких сернистых соединений
никеля.
Жаропрочные и окалиностойкие стали и чугуны являются
сплавами, содержащими легирующие элементы: хром, кремнии,
алюминий, никель, марганец, молибден, вольфрам, титан и др.
Окалиностойкость стали и чугуна повышают присадкой в основ-
ном хрома, кремния и алюминия, создающих на поверхности
металла тугоплавкую и достаточно газоплотную окисную пленку,
предохраняющую металл от окисления. Поэтому, чем выше тем-
пература, при которой должен работать сплав, тем больше должно
быть содержание в нем этих элементов.
Однако алюминий и кремний вызывают хрупкость стали и
чугуна, и их вводят в сплавы в ограниченных количествах. Та-
ким образом, переменной величиной, определяющей стойкость
сплава против действия высоких температур, является хром, со-
держание которого доходит до 30%.
По содержанию хрома окалиностойкие жаропрочные стали
условно можно подразделить па четыре группы [82]:
Содержание хрома в сплаве, /0 5 13 18 25
Максимальная температура, допу-
скаемая для металла в окислитель-
ной атмосфере. °C 550 700 800 1100
Влияние содержания хрома на окалиностойкость стали по
•пак-Кигу [83] показано на рис. 94.
Никель и марганец вводят в окалиностойкие сплавы для полу-
чения аустенитной структуры, которая имеет существенные пре-
187
имущества по сравнению с ферритной. Для сохранения аустенит-
ной структуры при работе сплава суммарное количество в нем
никеля и марганца должно быть не менее 10—12%.
Титан (и ниобий) вводят в сталь в тех случаях, когда требуется
связать углерод в устойчивые карбиды, что очень важно, напри-
мер, при сварке жаропрочных сталей для предотвращения само-
закаливания сварных швов.
В табл. 17 приведена характеристика чугунов по ГОСТ 7769—
63, рекомендуемых для изготовления элементов рекуператоров.
Для стальных рекуператоров,-работающих в условиях высоких
температур, в зависимости от требующихся максимальных тем-
ператур металла применяют трубы
и листы из хромоникелевой стали
тех марок, которые указаны в ГОСТ
5632—61 (табл. 18).
Согласно данным обследования
металлических рекуператоров, про-
веденного сотрудниками института
«Теплопроект», для изготовления
большинства конвективных рекупе-
раторов из жаропрочной стали при-
меняют сталь Х25Т, меньше сталь
Х18Н9Т и Х28 [36]. Для радиацион-
ных рекуператоров используют жа-
ропрочные стали Х23Н18, Х25Т,
Х18Н9Т [57, 84].
Рис. 94. Окисление сталей (толщина
окисной пленки) в зависимости от
содержания в них хрома (по Мак*
Кигу)
При применении жаропрочных сталей следует учитывать, что
долговечность работы элементов рекуператоров, выполненных из
нее, будет зависеть от соблюдения температурного и атмосфер-
ного (химического) режимов эксплуатации рекуператора.
Для предотвращения образования межкристаллической хруп-
кости следует избегать частых охлаждений поверхностей нагрева,
а при отключении рекуператора необходимо максимально ускорить
его охлаждение.
Стойкость жаропрочной стали зависит в большой степени от
атмосферы печи, т. е. от состава дымовых газов, которые не
должны быть восстановительными, т. е. содержать продукты не-
полного сгорания, так как это может привести к разрушению за-
щитной окисной пленки на металле, а следовательно, и к разру-
шению элементов рекуператора.
По данным У Траппе [48], приближенно можно считать, что
по условиям окалиностойкости температура, выше которой нельзя
применять жаропрочные стали в окислительной атмосфере, при-
мерно на 150° С больше, чем в восстановительной.
По заданию института «Теплопроект» в ЦНИИТМАШе в по-
следние годы создали и исследовали новую жаропрочную сталь
марки 0Х13С2Ю2БТ специально для применения в высокотем-
пературных рекуператорах, имеющую химический состав: 0,1% С;
188
Таблица 17
ХАРАКТЕРИСТИКА ЖАРОПРОЧНЫХ ЧУГУНОВ ПО ГОСТ 7769 — 63
Чугун Марка чугуна Химический состав, % * Максимальная температура применения» °C
с SI Мп cr i
Хромистый ЖЧХ-1,5 3,0—3,9 1,7—2,7 До 1,0 1,1—1,9 600
Кремнистый (силал) Кремнистый с шаровидным гра- ЖЧС-5,5 2,4—3,2 5,0—6,0 0,5—1,2 0,5—0,9 800
фитом ЖЧСШ-5,5 2,5—3,2 5,0—6,0 До 0,7 До 0,2 — 900
Алюминиевый Алюминиевый с шаровидным ЖЧЮ-22 1,6—2,5 1,0—2,0 0,4—0,8 — 19—25 1000
графитом ЖЧЮШ-22 1,6—2,5 1,0—2,0 0,4—0,8 19—25 1100
* Во всех марках чугуна до 0,2 —0,3% Р и до 0,03 — 0,12% S.
Таблица 18
ХАРАКТЕРИСТИКА ЖАРОПРОЧНОЙ И ОКАЛИНОСТОЙКОЙ СТАЛИ (ПО ГОСТ 5632-61)
Стали хМарка стали или сплава Максималь- ная темпе- ратура, °C Химический состав, %
с Si Мл Сг Ni
Хромистая Х28 1050 <0,15 <1,0 <0,8 27,0—30,0 —
Хромоникелевая Х23Н13 1050 <0,20 <1,0 <2,0 22,0—25,0 12,0—15,0
Х23Н18 1050 <0,10 <1,0 <2,0 22,0—25,0 17,0—20,0
Хромокремнистая Х9С2 850 0,35—0,45 2,0—3,0 <0,7 8,0—10,0 <0,6
Хромотитановая Х25Т 1050 <0, 15 <1,0 <0,8 24,0—27,0 <0,6
X р омони келетитановая Х18Н9Т 800 <0,12 <0,80 1,0—2,01 17,0—19,0 8,0—9,5
Примечание. Во всех марках стали < 0,025% S и <0,035% Р; содержание титана определяют в зависимости от содержания
£ углерода.
------------------------------------------------—------------------------------------
13—15% Сг; 1,4—1,8% Si; 1,6—2,0% Al; 1,0—1,4% Nb; 0,3—
0,4% Ti; <£0,03% S; <0,03% P.
Эта марка стали содержит менее дефицитные компоненты, чем
никелевые жаропрочные стали, и примерно в 2 раза дешевле стали
Х23Н18. Максимальная температура применения этой стали
1100°С, глубина проникновения коррозии 0,03 мм/год, а коэф-
фициенты линейного расширения и теплопроводности при
100 и 800° С соответственно р = (11,09 и 16,07) 10~в и X = 16,7
и 24,3 Вт/(м-°С) [14,35 и 20,9 ккал/(м ч °C)].
За рубежом для металлических рекуператоров применяют раз-
личные жаропрочные стали и чугуны. В основном это хромистые
стали и чугуны с добавками Si, Ni, Мо и V В табл. 19 приведены
основные данные по жаропрочным и окалиностойким сталям, при-
меняемым для металлических рекуператоров во Франции (общество
Сетрем) [83]. Содержание углерода в этих сталях поддерживают
низкое, ~ 0,10—0,12%.
Таблица 19
ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ ПО ЖАРОПРОЧНЫМ И ОКАЛИНОСТОЙКИМ
СТАЛЯМ ДЛЯ РЕКУПЕРАТОРОВ, ПРИМЕНЯЕМЫХ
ВО ФРАНЦИИ ОБЩЕСТВОМ СЕТРЕМ
Наименование стали Химический состав. Макси- мальная рабочая темпера- тура, °C Средний коэффи- циент линейного удлинения при температуре, °C
Сг Ni Si Mo 20-400 20 -800
Термимфи Нихраль марки: М 7 13 1,5 0,5 600 800 11,5 12,5
S 24 — 1,8 1100 11,0 12,5
D 25 20 1150 17,0 18,0
В Чехословакии для рекуператоров применяют жаропрочные
стали «Польди-Антикорро» (табл. 20) [85].
В Англии для изготовления элементов рекуператоров приме-
няют жаропрочные стали, марки и состав которых даны
в табл. 21 [86].
В ФРГ для изготовления высокотемпературных рекуператоров
применяют следующие жаропрочные стали: сильхромовые (до
2% Si и до. 18% Сг), сильхромалевые (до 1,596 Si, до 24% Сг и
1,5% А1) и хромоникелевые (20% Сг и 12% Ni или 25% Сг и
20% Ni) [48].
Наиболее слабым местом в конструкции металлических высоко-
температурных рекуператоров являются сварные швы, качеству
выполнения которых следует уделять особое внимание.
190
Таблица 20
ЖАРОПРОЧНЫЕ СТАЛИ «ПОЛЬДИ-АНТИКОРРО»
' Характеристика Хромоникелевая сталь марки Хромистая сталь марки
антиоксид АКС AKCF АКХ12 АКХ АКХ9 АКХ7
Химический состав, %: С 0,2 0,2 0,1 0,1 о,1 0,1 0,1
Si 0,25 1,5 1,0 2,5 0,8 1,5 1,0
Сг 21,0 24,0 19,0 26,0 25,0 13,0 6,5
N1 36,0 19,0 9,0 1,0 1,0 — —
Прочие элементы — — — A1+V — А1 А1
Структура Аустенитная Ферритная Полуфер-
Применение в атмосфере воз- духа при температуре до, °C 1200 1100 1000 1200 1100 ритная 950 | 800
Таблица 21
СТАЛИ, применяемые для изготовления
ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ В АНГЛИИ
Группа Марка стали Основные легирующие элементы, % Максимальная рабочая температура, °C
Сг N1 Т1
I 18—8CrNiTi 18 8 0,3 850
II 25— 16CrNi 25 16 —. 1100
III 25—20CrNi 25 20 1100
IV 20Cr 20 — — 1050
V 20CrTi 20 0,6 1050
Необходимо обратить внимание также на то, что в рекупера-
торе, предназначенном для подогрева воздуха или газа до тем-
пературы выше 250—300° С для его удешевления делают из жаро-
прочного металла не все трубы, а только первые ряды труб со
стороны входа горячих дымовых газов. Соответственно в рекупе-
раторах, где дымовые газы проходят по одним и тем же трубам
от входа до выхода из рекуператора (см. рис. 51), их выполняют
составными (сварными): в наиболее горячей части (на входе дымо-
вых газов) из жаропрочной стали, а далее из простой углероди-
стой стали.
Температура проходящих через рекуператор дымовых газов
быстро снижается, и расчетом можно определить границу (по
х°Ду дымовых газов), дальше которой могут быть установлены
191
трубы (или части труб) из обыкновенного нелегированного ме-
талла.
В больших игольчатых и некоторых трубчатых рекуператорах
желательно увеличить число секций (ходов) с тем, чтобы умень-
шить число труб в одной секции и сделать все трубы первой (по
ходу дымовых газов) секции из легированного металла. Это удоб-
нее для монтажа и наблюдения за трубами. Кроме того, уменьше-
ние числа труб в одной секции способствует увеличению газо-
плотности рекуператора.
Температурные пределы, при которых можно использовать
трубы из легированного (жаропрочного или окалиностойкого)
Рис. 95. График для определения
числа рядов труб из материала
различной жаропрочности
металла в рекуператоре, легко опре-
делить, если принять ориентиро-
вочно, что температура стенки в ре-
куператоре по ходу дымовых газов
изменяется по прямолинейному за-
кону. В этом случае строят график,
подобный изображенному на рис. 95,
который выполнен для игольчатого
рекуператора, имеющего по пути
дымовых газов восемь рядов труб.
По оси ординат откладывают число
рядов труб (или в произвольном
масштабе длину труб, по которым
дымовые газы проходят рекуператор
от начала до конца). По оси абсцисс
откладывают температуры: на ниж-
ней — максимальные температуры
стенки (или иглы) на стороне входа
дымовых газов в рекуператор, а на верхней—температуры стенки
(или иглы) на стороне выхода дымовых газов из рекуператора. От-
ложенные температурные точки (верхнюю и нижнюю) соединяют
прямой, представляющей условную линию распределения тем-
ператур в металле рекуператора по ходу дымовых газов. Пере-
сечение этой линии с линиями рядов труб указывает, при какой
температуре работает данный ряд труб, а на основании этого вы-
бирают материал, из которого должны быть сделаны трубы.
В примере, изображенном на рис. 95, максимальная темпера-
тура металла на стороне входа дымовых газов составляет 800 С,
а на стороне их выхода 250° С. Пять рядов труб могут быть вы-
полнены из серого чугуна, а первые три ряда (по ходу дымовых
газов) должны быть изготовлены из чугуна жаропрочностью не
ниже 800° С. В данном случае может быть применен кремнистый
чугун (силал) марки ЖЧС-5,5 (см. табл. 17).
Максимальную и минимальную температуры стенки рекупера-
тора определяют по графику (см. рис. 20), причем для игольчатого
рекуператора на графике (см. рис. 95) откладывают значения тем-
ператур иглы с учетом перепада температур в иглах.
192
Глава XV
ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОЙ РАБОТЫ
РЕ КУПЕР АТОРНОЙ УСТАНОВКИ
Методика расчета металлических рекуператоров различного
типа приведенная выше, дает возможность определить размеры
рекуператоров, величины аэродинамических сопротивлений на
воздушной и дымовой трассах в рекуператоре и максимальную
температуру стенки рекуператорных элементов. Последняя ве-
личина необходима для того, чтобы установить соответствие ка-
чества металла (степени его жаропрочности или окалиностой-
кости), из которого изготовляют элементы рекуператора, тем
температурным условиям, при которых ему предстоит работать.
Однако практически условия эксплуатации рекуператоров
в той пли иной степени отличаются от тех, которые принимают
или наличие которых подразумевают при проведении расчета,
так как имеется ряд обстоятельств, влияющих на отклонение прак-
тических условий от расчетных, и точно учесть эти обстоятель-
ства почти невозможно. А между тем чем больше отличаются усло-
вия практической эксплуатации рекуператора от принятых в рас-
четах, тем больше отличаются от расчетных фактические пара-
метры рекуператора — температура подогрева воздуха (газа) и
максимальная температура стенок рекуператорных элементов.
Это так называемые «эксплуатационные неравномерности», вызы-
ваемые отклонением условий эксплуатации от принятых при
проектировании рекуператора.
Однако в ряде случаев отклонение действительных условий
работы элементов рекуператоров от средних расчетных вызывается
конструктивными причинами, которые иногда органически при-
сущи данной конструкции рекуператора, например неравномер-
ное обтекание газовой средой пучка труб вследствие неравномер-
ного поля скоростей, изменение коэффициента теплоотдачи по
периметру рекуператоркого элемента и т. д.
Насколько существенным является влияние эксплуатацион-
ных и конструктивных причин на температурные неравномерности
в элементах рекуператоров, видно из следующего примера.
Р. 3. Хмельницким [871 при исследовании высокотемпературного
трубчатого рекуператора было установлено, что при постоянном
количестве воздуха и среднем подогреве его в рекуператоре до
610° С в отдельных трубках рекуператора воздух подогревался
до 800—870° С, т. е. если бы конструкция рекуператора обеспе-
чивала равномерный нагрев воздуха во всех его элементах, то
можно было бы повысить температуру подогрева всей массы воз-
духа на 200—250° С.
При наших исследованиях на опытном стенде термоблочных
труб [42] при более низком подогреве воздуха — до 150—200° С
установлена большая неравномерность температур как в попереч-
13 Б. П. коо 193
ном сечении термоблочных элементов, так и по длине их, что
обусловливает максимальную температуру нагрева металла в ус-
ловиях эксплуатации на 250—300° С выше расчетной, т. е. опре-
деленной по средним значениям скоростей, при ориентации на
равномерное распределение воздуха по трубам и одинаковую
температуру во всех точках поперечного сечения рекуператор-
ного элемента.
Это может быть причиной того, что рекуператор не обеспечит
необходимой для печного агрегата температуры подогрева воз-
духа или срок работы его элементов будет значительно ниже
проектного.
Основной задачей при конструировании рекуператора является
правильный анализ будущих эксплуатационных условий его ра-
боты, цель которого предусмотреть в конструкции все необходи-
мое для того, чтобы проектные условия более приближались к экс-
плуатационным.
Ниже дан анализ практических условий работы рекуператоров
и указаны основные мероприятия по обеспечению наиболее эф-
фективной их работы, которые должны быть учтены при конструи-
ровании рекуператорной установки.
1. УСТАНОВЛЕНИЕ ИСХОДНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ДЛЯ РАСЧЕТА РЕКУПЕРАТОРОВ
Наиболее разнящимися между принимаемыми в проекте и
затем действительно наблюдаемыми в эксплуатационных условиях
параметрами работы рекуператоров являются температура и ко-
личество дымовых газов, входящих в рекуператор, причем в боль-
шинстве случаев эти параметры в проектах завышают, что прак-
тически ведет к получению в рекуператорах существенно мень-
ших температур, чем это было принято в проекте.
Так как тепло- и массообмен на трассе рабочее пространство
печи — рекуператор зависит от очень многих причин: конструк-
ции печи, темпа выдачи нагретых заготовок, герметизации печи
и шиберов, наличия обводного (байпасного) борова с шиберами,
удаленности рекуператора от печи и т. д., то наиболее оптималь-
ным было бы перед установкой рекуператора проведение иссле-
дований с целью определения фактических количественных и тем-
пературных параметров в месте установки рекуператора. Однако
практически это не всегда возможно, а поэтому для ориентации
ниже приведены данные исследования некоторых печных ком-
плексов печь—рекуператор.
По данным исследований Н. Ю. Тайца и др. (35] работы уста-
новок чугунных игольчатых рекуператоров на методических про-
катных печах было установлено, что у девятнадцати обследован-
ных печей температура дымовых газов по выходе из них состав-
ляла 750—1100° С, а в большинстве случаев 800—900° С и при
194
входе в рекуператоры 550—850° С. Подсос воздуха на участке
от места выхода дымовых газов из печей до рекуператоров состав-
лял 20—40% от количества дымовых газов, а количество дымовых
газов, поступающих в рекуператор, составляло 20—60% от ко-
личества дымовых газов, образовавшихся в печи.
Небольшая доля от общего количества дымовых газов, посту-
пающих в рекуператоры, объяснялась как недостаточной герме-
тизацией обводного борова с регулировочным шибером, так и
время, и
Рис. 96. График изменения температур дымовых газов на трассе печь—боров—рекупе-
ратор:
/ — температура в рабочем пространстве печи; 2 — температура в начале борова за печью;
<3 — температура в бороне перед рекуператором; 4 — температура подогрева воздуха
в ряде случаев неправильным регулированием температуры ды-
мовых газов перед входом в рекуператоры путем отвода части их
через обводный боров.
В 1970—1972 гг. на ЭЗТМ были проведены исследования фак-
тического режима работы рекуператоров на кузнечных камерных
печах: двух со стационарным подом площадью 2,55 и 8,32 м2 и
одной с выкатным подом площадью 12,25 м2 [88].
Компоновка печи с площадью пода 8,32 м2 и рекуператора по-
казана на рис. 33, а на рис. 96 изображен график изменения тем-
ператур в печи, борове и перед рекуператором в период подъема
температуры и в период выдержки. Из рис. 96 видно, что даже
в период выдержки, т. е. при установившемся тепловом режиме,
падение температуры на пути дымовых газов от рабочего простран-
ства печи до рекуператора составляет 500—650° С.
Для всех трех исследованных печей максимальная темпера-
тура дымовых газов, поступающих в рекуператор, составила
935° С и минимальная 490° С. Установлено, что на пути от печей
13* 195
до рекуператоров теряется до 30—80% дымовых газов через не-
плотности кладки печей, боровов, шиберов, а также через обвод-
ные борова, несмотря на то что они закрыты шиберами. Одновре-
менно имеются и подсосы воздуха в дымовой тракт, о чем свиде-
тельствует повышение коэффициента избытка воздуха на пути от
печей до рекуператоров в 1,5—2,0 раза.
Таким образом, данный в формуле (38) коэффициент i]
= 0,5—0,8 для определения количества дымовых газов, посту-
пающих в рекуператор, является достаточно оптимальном.
На основе анализа опыта работы печей можно рекомендовать
следующие изменения температур на трассе печь—рекуператор.
Падение температуры на участке от места выхода дымовых га-
зов из рабочего пространства печи до регулировочного шибера
у печи (до входа в боров) 200—300° С для методических и полу-
методических печей и 250—350° С для камерных нагревательных
печей.
Падение температуры в подземных боровах на участках без
шиберов, лазов и т. п., т. е. без наличия устройств, обусловли-
вающих повышенный тепло- и массообмен, можно рекомендовать
определять по практическим данным, приведенным в табл. 22 [89].
Таблица 22
СНИЖЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ПРИ ДВИЖЕНИИ
ДЫМОВЫХ ГАЗОВ В БОРОВЕ, °С/м
Температура ДЫМОВЫХ газов, °C Падение температуры Температура дымовых газов, °C Падение температуры
в новом борове в борове после длительной эксплуатации в новом борове в борове после длительной эксплуата ни
1000—1200 5,2 6,3 600—800 3,7 4,3
800—1000 4,6 5,2 400—600 2,8 3,6
2. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ
При расчете рекуператора скорость движения воздуха или газа
в каналах обычно определяют по формуле (21) как частное от
деления количества воздуха или газа на величину поперечного
сечения канала, по которому этот газ проходит. Таким образом,
если рекуператор состоит, как обычно, из нескольких элементов
(труб), то расчетом предусматривают одинаковую скорость дви-
жения газов во всех его элементах (трубах). В действительности же
этого не наблюдают и разница скоростей движения газа в отдель-
ных элементах рекуператора бывает часто весьма существенной.
На характер распределения скоростей в газовом потоке через
пучок элементов рекуператора большое влияние оказывают ско-
196
пость газа и конфигурация подводящих и отводящих каналов (ко-
робок, патрубков и т. д.).
В печной лаборатории ЦНИИТмаш В. А. Куроедов [90] путем
продувки моделей установил характер распределения скоростей
газового потока в элементах теплообменника для трех сравни-
тельно часто встречающихся схем подвода и отвода газа (рис. 97).
Наименьшую неравномерность распределения скоростей на-
блюдали при П-образной схеме движения газа, когда минимальная
скорость движения газа составляла 84?'' от максимальной. Наи-
Рис. 97. Схема движения газов и распределения скоростей
телях:
а — Z-образиая схема; б — П-образная схема;
в различных воздухопагрева-
Т-образная схема
большая неравномерность распределения скоростей была в случае
использования Z-образной схемы, когда минимальная скорость
составляла всего только 35% от максимальной скорости. Указан-
ные неравномерности распределения скоростей получены как при
нагнетании, так и при разрежении. Диапазон изменения скоростей
был принимаемым обычно в рекуператорах. Отношение минималь-
ной скорости газа (aumin) к максимальной (иутах), или коэффициент
неравномерности скоростей движения потока 1ф, должен быть по
возможности близким к единице, потому что иначе работа реку-
ператора в действительных условиях будет значительно отли-
чаться от расчетной.
Следует отметить, что большинство рекуператоров сконструи-
ровано с Z-образным воздушным путем. Так, конструктивно оформ-
ляется, например, первый ход почти всех двухходовых (или много-
ходовых) рекуператоров.
При исследовании производственных установок рекуператоров
получают часто еще более низкие значения коэффициента иеравно-
197
мерности распределения скоростей газов, а именно г]с — 0,2 -ь-
0,1 и даже ниже.
Увеличение неравномерности распределения газа по элемен-
там рекуператора, т. е. уменьшение коэффициента неравномер-
ности т)с, имеет очень важное значение для работы рекуператора,,
так как чем больше неравномерность распределения по воздушному
и дымовому путям, тем значительней снижается общий коэффи-
циент теплопередачи и, что еще более важно, повышается по сравне-
нию с расчетной максимальная температура стенок рекупера-
торных элементов. Эта величина является прежде всего функцией
отношения коэффициента теплоотдачи со стороны воздуха к коэф-
фициенту теплоотдачи со стороны дымовых газов (ав/ссд) и чем
это отношение меньше (при постоянных температурах воздуха и ды-
мовых газов), тем температура стенки выше.
Например, в приведенном выше примере определена макси-
мальная температура металла игольчатой рекуператорной трубы,
равная 385° С, при максимальной температуре дымовых газов 750
и воздуха 320° С и соответственно скорости дымовых газов 2,93
и воздуха 5,2 м/с. Допустим, что в производственных условиях
работы рекуператора практически максимальная скорость дымо-
вых газов будет на 50% выше средней (расчетной) или шда*
— 2,91 1,5 =4,4 м/с, а минимальная скорость воздуха будет на
50% ниже средней (в том и другом случае 1]с 0,33, что вполне
реально), тогда шв1П = 5,2 0,5 = 2,6 м/с
По рис. 35 и 36 для этих скоростей находим ссп 42 Вт/(м2-°С)
и ссд = 55 Вт/(м2-°С).
Так как при перекрестном токе в наиболее неблагоприятных
аэродинамических и температурных условиях будет находиться
одна из средних труб первого по ходу дымовых газов ряда, для
которой значение скорости воздуха минимальное, а дымовых га-
зов максимальное при максимальных температурах воздуха и ды-
мовых газов, то максимальная температура металла для этого
случая будет
_ ав^ + ад/д _ 42-320-)- 55 750 _
zmax— ав+ад 42 4- 55 — 00 •
Таким образом, расчетная максимальная температура металла
стенки рекуператора возросла в 565 385 я» 1,5 раза, и если при-
нять во внимание еще неравномерность температур в самой трубе
(см. рис. 115), равную 150—200° С, то максимальная рабочая тем-
пература металла превысит допускаемую для серого чугуна, т. е.
практически рекуператорный элемент начнет разрушаться.
Указанное является, вероятно, причиной того, что иногда
быстро выходят из строя рекуператоры, как будто бы правильно
рассчитанные и работающие в производственных условиях при
проектных температурных параметрах.
198
Ясно, насколько важно при конструировании рекуператорной
установки принимать все меры для того, чтобы перед входом в ре-
куператор выровнять поток дымовых газов и воздуха, т. е. повы-
сить значение по дымовой и воздушной трассам как можно
больше
Для этого при конструировании установки рекуператоров сле-
дует руководствоваться по возможности теми же правилами, ко-
торыми руководствуются при установке в трубопроводах и кана-
лах контрольно-измерительных приборов, т. е. рекуператор сле^
Рис. 98. Качественная схема распределе-
ния газовых потоков во входном коробе
воздухонагревателя и схема распределе-
ния загрязнений на поверхности нагрева
и других подобных конструк-
дует устанавливать возможно
дальше от всяких местных со-
противлений — колен, поворо-
тов, мест с резким изменением
сечения и особенно от запорных
органов —задвижек, дросселей,
шиберов.
Однако, если на пути ды-
мовых газов в большинстве
случаев можно устроить пря-
мой участок борова в месте уста-
новки рекуператора, то на пути
движения воздуха наличие ко-
лен, диффузоров и конфузоров
в непосредственной близости от
входа воздуха в элементы ре-
куператора почти во всех слу-
чаях является неизбежным.
Тогда совершенно необходимым
является устройство направ-
ляющих перегородок, лопаток
ций в воздушных рекуператорных коробках, коленах, перед ними
и т. п. Опыты показали, что установка направляющих перегоро-
док весьма эффективна и способствует устранению газовых меш-
ков, выравниванию потока и значительному повышению коэффи-
циента неравномерности т]с.
С. И. Костериным и Б. К- Козловым были проведены интерес-
ные опыты по выявлению аэродинамической характеристики труб-
чатых воздухоподогревателей [91]. Аэродинамику изучали на
моделях воздухоподогревателей при помощи трубок Нифера и
Прандтля, а также методом подвешенных шелковых нитей. Ис-
следование аэродинамики воздушной подводящей коробки возду-
хонагревателя, конструкция которой весьма характерна для мно-
гих рекуператоров, показало очень неблагоприятную картину
распределения потока воздуха в этой коробке.
Из рис. 98 видно, что периферийные трубки рекуператора прак-
тически не работают, так как через них не проходит воздух, и
сели бы этот рекуператор был установлен в борове нагревательной
печи с температурой дымовых газов при входе в рекуператор около
199
800—900° С, то первые со стороны входа дымовых газов трубки
рекуператора очень быстро сгорели бы, так как, нагреваясь от
дымовых газов, они не охлаждались воздухом.
Аналогичное положение было выявлено и при испытании возду-
хонагревателя, изображенного на рис. 99, а. В результате непра-
вильного распределения газовых потоков левая половина его фак-
тически была почти полностью выключена из работы.
На рис. 99, б изображена качественная характеристика распре-
деления газовых потоков в том же воздухоподогревателе, но после
Рнс. 99. Качественная схема распределения газовых потоков в воздухоподогревателе:
а — до установки направляющих перегородок; б — после установки направляющей пере-
городки и профильной вставки
установки в подводящей и отводящей воздушных коробках соот-
ветствующих направляющих перегородок. Профильной вставкой
и перегородкой удалось совсем устранить газовый мешок при вы-
ходе газов из пучка трубш значительно уменьшить величину газо-
вого мешка при входе в верхней подводящей коробке. Таким об-
разом, была включена в работу левая часть трубчатого воздухо-
нагревателя, что не ухудшило работы второй его части.
Автором данной книги на опытной рекуператорной установке
было исследовано качественное и количественное влияние направ-
ляющих перегородок на характер распределения газовых потоков
[33, 34]. Опытная установка в виде канала прямоугольного се-
чения с установленными в нем чугунными игольчатыми трубами
была сооружена как для аэродинамических, так и для тепловых
испытаний. Напоры и скорости определяли в разных точках по-
перечного сечения канала перед рекуператорными трубами при
помощи трубки Пито и миниметра «Аскания».
200
Замер распределения скоростей движения газа в камере перед
рекуператором без направляющих перегородок показал, что не-
равномерность распределения скоростей очень велика и коэффи-
циент неравномерности распределения скоростей по осям сечения
составляет т]с = 0,11-4-0,12 (рис. 100, а).
Для выравнивания потока газа были установлены направляю-
щие перегородки в подводящей воздушной коробке с подводящим
коленом, а также направляющие профильные лопатки в месте
поворота канала в кирпичной кладке на 90° (рис. 101). Замер рас-
Рис. 100, Эпюры скоростей потока воздуха в канале опытной ка-
меры (перед рекуператорными трубами):
а — до выравнивания потока; б — после установки направляющих
перегородок и лопаток
пределения скоростей после установки направляющих лопаток и
перегородок показал, что произошло значительное выравнивание
потока газа (рис. 100, б) и коэффициент неравномерности повы-
сился до т)с = 0,62-т-0,68.
И. Е. Идельчиком [92] проведены экспериментальные иссле-
дования плоских коротких диффузоров, на основании которых
выявлено следующее.
Разделительные перегородки обеспечивают для многих прак-
тических случаев вполне удовлетворительное распределение ско-
ростей в выходном сечении диффузора даже без последующей уста-
201
новки распределительной решетки, причем лучшим вариантом
расположения разделительных перегородок следует считать ва-
риант с одинаковыми расстояниями между перегородками как на
входе в диффузор, так и на выходе из него.
Установка за диффузорами с разделительными перегородками
распределительной решетки (как перфорированной, так и угол-
ковой) с коэффициентом живого сечения —0,35—0,50 дополни-
тельно улучшает раздачу потока на выходе из диффузоров, обеспе-
чивая во всех случаях совершенно равномерное поле скоростей,
Рис. 101. Устройство для выравнивания потока воздуха
а в коротких диффузорах приводит не только к равномерной
раздаче потока по сечению, но и к значительному (на 30—40%)
снижению аэродинамического сопротивления этих диффузоров
(рис. 102).
Таким образом, установка направляющих перегородок, лопа-
ток и фигурных вставок, способствуя значительному выравнива-
нию потока газа и повышению коэффициента неравномерности
распределения скоростей (т]с), приближает условия работы реку-
ператора к проектным, т. е. к условиям наиболее эффективной его
работы (повышенной тепловой отдаче и долговечности).
Выше описаны условия создания наиболее эффективной раз-
дачи воздуха в случае подвода его через каналы или воздухосбор-
ные коробки к блоку труб рекуператора, что имеет место в основ-
ном в конвективных рекуператорах.
В радиационных рекуператорах также необходимо принимать
меры для наиболее равномерного распределения воздуха по се-
ЯО1?
ценшо кольцевой щели в щелевых радиационных рекуператорах
;щ по трубкам в трубчатых радиационных рекуператорах.
Выше было указано, что, по исследованиям аэродинамики ще-
левых радиационных рекуператоров, проведенным Е. Л. Медио-
Рис. 102. Зависимость коэффициента со-
иротивлеи ni С диффузоров от угла рас-
ширения сс:
/ — без разделительных перегородок; 2 —
с разделительными перегородками, с не-
одинаковыми расстояниями между иимн;
3 — с разделительными перегородками и
одинаковыми расстояниями между ними
Рис. 103. Конструкция подвода воздуха
из кольцевой коллекторной коробки в
щель радиационного рекуператора:
J — внутренний цнлнндр рекуператора;
•2 — наружный цилиндр рекуператора;
3 — ребра; 4 — направляющие лопатки
Номера труб
12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
фффффффффффффф
Рнс. 104. Распределение скоростей воз-
духа по трубам панели рекуператора:
1 — действительных; 2 — расчетных
критским [68], наиболее оптимальным является тангенциальный
подвод воздуха в воздушные кольцевые коллекторы. Однако и
в этом случае даже при наличии ребер в воздушной щели реку-
ператора получается большой «аэродинамический перекос», вы-
зывающий существенную неравномерность распределения ско-
ростей в воздушной щели [65], а отсюда и неравномерность на-
грева внутреннего цилиндра, что может вызвать опасные локальные
перегревы его.
203
В данном случае заслуживает внимания способ создания болЬ^
шей равномерности распределения воздуха в воздушной щели
радиационного рекуператора, предложенный Шлейзнером *, при
котором кольцевая коробка в нижней части (если рекуператор
располагается вертикально) снабжается узким кольцевым кана-
лом-щелью (рис. 103) с кривыми лопатками, направленными тан-
генциально к поверхности внутреннего цилиндра рекуператора.
При такой конструкции воздух из кольцевой подводящей коробки
поступает в щель с направляющими лопатками и отсюда отдель-
ными струями, направленными тангенциально к поверхности вну-
треннего цилиндра, попадает в пространство между внутренним
и наружным цилиндрами рекуператора, что обеспечивает равно-
мернее и интенсивное омывание холодным воздухом самой горячей
части внутреннего цилиндра рекуператора, а тем самым создаются
условия и для повышения теплоустойчивости рекуператора.
В трубчатых радиационных рекуператорах также часто на-
блюдается неравномерность распределения по отдельным трубкам
воздуха, поступающего из коллектора, к которому приварены
эти трубки.
Так, на рис. 104 показана схема распределения воздуха по
трубкам панельного трубчатого радиационного рекуператора [27],
из которой видно, что коэффициент неравномерности распределения
воздуха по трубкам доходил до т]с = 0,65. В данном случае для
улучшения распределения воздуха по трубкам можно рекомен-
довать секционирование подвода воздуха к ним, как это сделано,
например, в конструкции цилиндрического трубчатого радиацион-
ного рекуператора (см. рис. 83).
3. ТЕПЛОВЫЕ УСЛОВИЯ
Выбор величины максимальной температуры дымовых газов,
входящих в рекуператор, определяется прежде всего качеством
металла, из которого сделаны элементы рекуператора. Если тем-
пературы дымовых газов превышают максимально допустимую для
теплоустойчивости рекуператора, то в ряде случаев применяют
охлаждение дымовых газов до безопасной для рекуператора тем-
пературы подмешиванием к дымовым газам на пути от печи до
рекуператора холодного наружного воздуха. Метод определения
количества воздуха, необходимого для разбавления дымовых га-
зов в зависимости от их начальной температуры и требующейся
температуры смеси, был приведен выше.
Хотя способ понижения температуры дымовых газов подмеши-
ванием к ним холодного воздуха и является самым простым и са-
мым распространенным, однако он имеет ряд существенных недо-
статков, основной из которых —трудность смешения, обусловлен-
* Пат. (ФРГ), № 1010222, 1959.
204
пая разницей в вязкости холодного воздуха и горячих дымовых
газов.
Для того чтобы достаточно хорошо перемешать воздух и ды-
мовые газы и не допустить возникновения «языков» горячего дыма
при входе его в рекуператор, требуется осуществление ряда спе-
циальных конструктивных мероприятий.
Для обеспечения лучшего смешения надо стремиться подво-
дить разбавляющий воздух по всему сечению дымового канала,
для чего необходимо предусмотреть достаточно длинный путь для
получения хорошего перемешивания воздуха с дымовыми газами.
Хорошо, если разбавляющий воздух будет подводиться через коль-
цевой коллектор, проложенный по стенкам дымового канала с вы-
ходом воздуха через ряд сопел, направленных перпендикулярно
потоку дымовых газов.
Расстояния от места ввода в дымоход разбавляющего воздуха
до входа дымо-воздушной смеси в рекуператор выбирают в зави-
симости от совершенства конструкции узла смешения приближенно
обратно пропорциональным числу точек подвода разбавляющего
воздуха к дымоходу При подводе разбавляющего воздуха к одной
точке дымохода длина последнего от места подвода воздуха до ре-
куператоров должна быть значительно больше, чем в случае по-
дачи воздуха через большое число сопел, рассредоточенных по
всему периметру дымохода. Однако во всех случаях место подвода
разбавляющего воздуха не следует размещать ближе, чем на рас-
стоянии, равном двум гидравлическим диаметрам дымохода перед
рекуператором.
Подводить разбавляющий воздух следует принудительно, так
как нужно, чтобы этот подвод не зависел от соотношения напоров
в дымоходной системе. Кроме того, необходимо, чтобы струи раз-
бавляющего воздуха обладали достаточной энергией для прони-
зывания более вязкого потока дымовых газов и лучшего переме-
шивания с ним.
Попытки применить для разбавления дымовых газов естествен-
ный подсос наружного воздуха обычно дают на практике отри-
цательные результаты. Во время форсировки печи в ней повы-
шается давление и через отверстия для подсоса наружного холод-
ного воздуха выбивают дымовые газы, а в рекуператор поступают
неразбавленные дымовые газы с повышенной температурой (по
сравнению с температурой газов при нормальном режиме работы).
Для небольших рекуператоров в качестве разбавляющего воз-
духа может быть взят холодный вентиляторный воздух (до реку-
ператора), подаваемый для сжигания топлива в печь. В больших
рекуператорных установках для подачи разбавляющего воздуха
следует устанавливать отдельный вентилятор с тем, чтобы регули-
рование разбавления дымовых газов и регулирование горения
в печи взаимно не влияли одно на другое.
При значительных колебаниях температуры отходящих из
печи дымовых газов большие, а следовательно, и дорогие рекупе-
205
раторные установки оборудуют автоматическими регуляторами по-
дачи разбавляющего воздуха. Одна из схем автоматического ре-
гулирования разбавления изображена на рис. 105 [93]. Схема
эта довольно проста: импульс от термопары, служащей для замера
температуры смеси дымовых газов и разбавляющего воздуха перед
входом в рекуператор, передается температурному регулятору,
а от него мотору, соединенному с дроссельным клапаном, регули-
рующим подачу разбавляющего вентиляторного воздуха. В ка-
честве датчика температуры в этой схеме использована термопара,
горячий
боздуг
Рис. 105. Схема автоматического регули-
рования разбавления горячих дымовых
г аз ап холодным вентиляторным воздухом:
1 — термопара; 2 — регулятор темпера-
туры; 3 —ч мотор; 4 — дроссельный кла-
пан; 5 — вентилятор; 6 — двухходовой
рекуператор
установленная в предрекупе-
раторном пространстве.
Следует обратить внимание
на то, что на термопару оказы-
вает значительное влияние
сравнительно большая масса
металла элементов рекупера-
тора, имеющих значительно
меньшую температуру, чем ды-
мовые газы перед рекуперато-
ром. При многочисленных ис-
следованиях рекуператоров
автором книги установлено,
что при обычных условиях для
конвективных рекуператоров
(/д = 800 ч- 1000° Си/;
= 200-4-300° С) обыкновенная
термопара показывает темпера-
туру на 120—180° С ниже, чем
отсасывающая. Однако в обыч-
ных производственных условиях применять отсасывающую тер-
мопару сложно и дорого. Поэтому при вводе в эксплуатацию
установки, работающей по схеме, изображенной на рис. 105,
следует предварительно определить величину температурной
поправки по отсасывающей термопаре, а затем при дальнейшей
эксплуатации установки с обыкновенной термопарой учитывать
эту поправку
Значительно надежнее использовать в качестве датчика тем-
пературы термопару, горячий спай которой приварен к стенке
того элемента рекуператора, где ожидается максимальная темпе-
ратура нагрева металла (или зачеканен в нее). Конструктивно
это может быть выполнено так, как это, например, принято на
некоторых установках рекуператоров в ЧССР (рис. 106) [85].
Из отрезка трубы для рекуператора вырезают пластинку,
к внутренней поверхности которой приваривают конец спая тер-
мопары. При сборке рекуператора в одной из труб первого ряда
прорезают отверстия, через которые пропускают термопару так,
чтобы пластинка на ее конце касалась внешней поверхности трубы
рекуператора. Затем пластинку хорошо приваривают, а конец
206
термопары выводят через сборную коробку рекуператора наружу
н соединяют с прибором, показывающим температуру.
В тех печных установках, где бывают относительно редкие и
непродолжительные повышения температуры дымовых газов перед
рекуператором по сравнению с допустимыми, предусматривают
дополнительное включающее устройство у мотора вентилятора
с тем, чтобы последний работал только в случае необходимости.
Рис. 106. Схема устройства для измерения температуры
стенки рекуператорной трубы:
1 — рекупсраторная труба; 2 — верхняя трубная доска;
3 — термопара; 4 — спай термопары; 5 — воздухо-гаэосбор-
пая коробка
Иногда в описанную выше схему вводят еще сигнальный гудок
или звонок (рис. 107), которые извещают персонал, обслуживаю-
щий печь и рекуператор, о недопустимо больших скачках темпе-
ратуры дымовых газов и ненормальной работе схемы автомати-
ческого разбавления воздухом.
При разбавлении дымовых газов холодным наружным возду-
хом иногда повышается температура дымовых газов после их сме-
шения вместо ожидаемого снижения температуры, что может про-
исходить в тех случаях, когда металл в печи нагревается в восста-
новительной атмосфере и в дымовых газах имеются горючие со-
ставляющие (окись углерода и др.). В этом случае воздух, пода-
ваемый для разбавления, будет играть роль вторичного, способ-
ствующего дожиганию горючих в дымовых газах и повышению
температуры смеси, а поэтому подвод разбавляющего воздуха
207
необходимо предусматривать в двух зонах, достаточно удаленных
одна от другой, с тем, чтобы в одной зоне догорали горючие со-
ставляющие дымовых газов, а в другой снижалась температура
этих газов до величины, необходимой для безопасной работы ре-
куператора.
Кроме перечисленных, недостатком способа понижения тем-
пературы дымовых газов добавлением к ним холодного воздуха
Рис. 107. Схема звуковой сигнализа-
ции, защищающей рекуператор от пе-
регрева:
/ — термопара; 2 — регулятор с па-
дающей дугой и нулевым и максималь-
ным контактами; 3 — мотор; 4 — кно-
почный выключатель; о — звонок или
рожок; 6 — выключатель
Рис. 108. Схема рекуператорной
установки с автоматизированным
разбавлением горячих дымовых га-
зов холодными дымовыми газами,
уходящими из рекуператора:
1 — термопара; 2 — регулятор тем-
пературы; 3 — реле; 4 — мотор,
управляющий дроссельным клапа-
ном; 5 — дымосос; 6 — сигнальный
рожок; 7 — горелка; 8 —трубопро-
вод возврата охлажденных в реку-
ператоре дымовых газов; 9 — тру-
бопровод выброса дымовых газов
в атмосферу
является значительное увеличение количества дымовых газов,
вызывающее увеличение потерь тепла с ними и снижение к. п. д.
рекуператора.
Нельзя, однако, утверждать, что способ понижения темпера-
туры дымовых газов разбавлением их холодным воздухом имеет
только недостатки. Как было отмечено выше, при применении эле-
ментов рекуператора из жаропрочной стали увеличение окисли-
тельной способности атмосферы, в которой работают эти элементы,
повышает их стойкость.
Иногда применяют разбавление горячих дымовых газов более
холодными, отбираемыми за рекуператором и подаваемыми дымо-
208
с0сом к месту смешения [93, 94 I. На рис. 108 показана схема при-
менения такой системы разбавления (с автоматическим регули-
рованием) на воздухоподогревателе с самостоятельным отоплением.
Схема автоматики здесь аналогична изображенной на рис. 105.
Способ разбавления горячих дымовых газов холодными кон-
структивно сложнее способа разбавления холодным воздухом,
до имеет перед ним ряд преимуществ.
1. Вследствие подмешивания продуктов сгорания нет опасения,
что будут догорать горючие составляющие уходящих из печи ды-
мовых газов. Поэтому в случае
нагрева металла в восстановитель-
ной атмосфере не требуется уст-
ройства сложного двухзонного
подвода охлаждающей среды.
2. При этом способе разбавле-
Рис. 109. Типичные кривые характери-
стики работы рекуператора при разной
его нагрузке и постоянной температуре
входящих в него дымовых газов
ния к. п. д. рекуператора не сни-
жается и потери тепла с отходя-
щими дымовыми газами не уве-
личиваются, так как их объем
остается без изменения. На ту
величину, на которую возрастает
объем газов перед рекуператором,
он уменьшается за рекуперато-
ром, так как это количество газов
отбирается для подмешивания и
тепло, содержащееся в них, не
теряется.
3. Сохраняется тепло, идущее
па нагрев холодного воздуха до
температуры отходящих из реку-
ператора дымовых газов.
При конструировании рекупе-
ратора следует учитывать, что
при изменении нагрузки (производительности) рекуператора весь-
ма существенно изменяется температурный режим его работы.
Па рис. 109 приведены типичные кривые, характеризующие ра-
боту рекуператора при разной его нагрузке, но при постоянной
температуре входящих в него дымовых газов [95]. Из рис. 109
видно, что если расход топлива в печи возрастает и в рекуператор
подается больше воздуха, то, естественно, возрастает и потеря
Давления па пути воздуха. Однако потеря давления на дымовом
пути возрастает в меньшей степени, чем на пути движения воздуха,
•'•'то явление неоднократно наблюдали при испытании промышлен-
ных установок рекуператоров. Объяснением ему может служить
тс что воздушная трасса всегда хорошо герметизирована, тогда
пак дымовая (печь—борова) герметизирована меньше, и при уве-
личении расхода топлива и повышении давления в рабочем про-
странстве печи количество выбивающихся дымовых газов на пути
14 Б. п.
203
печь—рекуператор возрастает, т. е. отношение Уд'Уп с увеличением
расхода топлива в печи уменьшается.
Более важным фактором для работы рекуператора является
изменение его температурного режима. При увеличении нагрузки
рекуператора значительно понижается температура подогрева
воздуха и увеличивается температура уходящих из рекуператора
дымовых газов и, наоборот, при снижении нагрузки рекуператора
температура воздуха возрастает. Происходит это из-за указан-
ного выше уменьшения отношения Уд/У:„ а также вследствие
того, что энтальпии воздуха и дымовых газов пропорциональны
их объемам или скоростям их протекания через элементы рекупе-
ратора в первой степени [I = f (да)], а теплоотдача пропорцио-
нальна скорости в степени, меньшей единицы [а = f где
п < 1 ]. На рис. 62 было показано сопоставление изменения тем-
пературы стенки рекуператорных элементов для конвективных и
радиационных рекуператоров в зависимости от изменения нагрузки
на рекуператоры.
Таким образом, если при расчете рекуператора не проанализи-
ровать изменение температуры подогрева воздуха в связи с воз-
можным изменением нагрузки на рекуператор, то это может на
практике привести к большим осложнениям.
При конструировании рекуператоры обычно рассчитывают на
максимальное количество воздуха, которое будет потреблять печ-
ной агрегат. Для этого же режима определяют и величину макси-
мальной температуры стенок элементов рекуператора. А между тем
даже при нормальном потреблении топлива печью, которое иногда
значительно отличается от максимального, температура подогрева
воздуха будет выше расчетной, а следовательно, выше расчетной
будет и максимальная температура стенок элементов рекуператора.
Отсюда при расчетах рекуператоров в тех случаях, когда пред-
полагают возможность изменения тепловой нагрузки печного аг-
регата, а материал рекуператорных элементов выбирают с пре-
дельно возможными для него температурными условиями работы,
следует выполнить проверочный тепловой расчет рекуператора
с определением максимальной температуры стенок рекуператорных
элементов также и для минимально возможного расхода топлива
печью.
Еще более усложняется положение при установке рекупера-
торов на печах с периодическим тепловым режимом (кузнечные
камерные печи с периодической садкой, ямные печи, печи с вы-
движным подом и т. д.). В этих печах значительно изменяются
(в зависимости от времени) расход топлива и температура отходя-
щих из печи дымовых газов, причем при возрастании температуры
дымовых газов уменьшается расход топлива, а следовательно, и
воздуха, что весьма неблагоприятно отражается на работе реку-
ператора.
На рис. НО изображен график зависимости расхода топлива
и температуры отходящих дымовых газов от времени работы на-
21Q
гревательной камерной печи периодического действия. Этот гра”
Айк является характерным для многих нагревательных и терми-
ческих печей, работающих периодически.
Из рис. ПО видно, что в процессе одного цикла нагрева темпе-
ратура отходящих из печи дымовых
(от 900 до 1340° С), в то время как рас
и количество воздуха, проходящего
цикла нагрева металла значительно
чального расхода).
Таким образом, рекуператор-
ные элементы к концу цикла на-
грева металла в печи дополни-
тельно нагреваются от дымовых
газов и значительно меньше охла-
ждаются с воздушной стороны как
вследствие существенного пониже-
ния скорости движения воздуха,
так и в результате повышения его
температуры ввиду уменьшения
количества (см. рис. 62). Все это
может очень быстро привести
к прогарам некоторых рекупера-
торных элементов.
Считают, что безопасным для
теплоустойчивости рекуператора
максимальным снижением расхода
воздуха, проходящим через кон-
вективный рекуператор, является
50—60% от нормального расхода
боты печи можно значительно сниг
газов непрерывно возрастает
ход топлива, а следовательно,
через рекуператор, к концу
падает (до 10% от пер вона-
Рис. 1 10. Изменение расхода топлива
и температуры отходящих дымовых
газов в зависимости от времени в на-
гревательной печи с периодической
садкой:
I — температура отходящих дымовых
газов; 2 — расход топлива
[951. Если по условиям ра-
1ть расход воздуха, то необ-
ходимо провести ряд мероприятий по предохранению рекупера-
тора от пережога. Ниже даны два варианта решения этого воп-
роса — в зависимости от тех задач, которые ставят при установке
рекуператора на печи.
Снижение расхода топлива, а следовательно, пропорционально
и количества воздуха и дымовых газов при отсутствии снижения
температуры дымовых газов значительно в меньшей степени ска-
зывается на работе конвективного рекуператора, чем радиацион-
ного, так как температура стенки рекуператорного элемента опре-
деляется отношением коэффициентов теплоотдачи на дымовой и
воздушной сторонах, а в конвективном рекуператоре это соотно-
юние мало изменится потому, что коэффициенты теплоотдачи почти
пропорционально уменьшатся на той и другой стороне. Но в ра-
диационном рекуператоре при уменьшении коэффициента тепло-
отдачи па воздушной стороне коэффициент теплоотдачи на дымовой
01'ороне почти не изменится, так как он в основном определяется
излечением дымовых газов, зависящим только от их температуры
(кроме состава газов и толщины излучающего слоя, которые для
14*
211
данного рекуператора можно принять постоянными), а не от их
количества.
Если рекуператор устанавливают на печи только для экономии
топлива (и одновременно улучшения процессов сжигания топлива)
то колебания температуры подогретого воздуха допустимы. Однако
если воздух (газ) подогревают для проведения технологического
Газ воздух
процесса до определенной
температуры (печи безокис-
лительного нагрева откры-
тым пламенем, печи скоро-
стного нагрева, применение
воздух
Рис. 112. Схема автоматического
регулирования подачи воздуха
к горелкам печи по байпасу, по-
мимо рекуператора, в зависимости
от температуры подогрева воздуха:
1 — термопара; 2 — регулятор тем-
пературы; 3 — кольцевые весы;
4 — реле; 5 — мотор; 6 — шибер
в байпасном воздухопроводе
Рис. 111. Схема автоматического регули-
рования соотношения газа и воздуха, по-
даваемых к горелкам печи, и количества
воздуха, проходящего через рекуператор,
в зависимости то температуры его подо-
грева:
1 — термопара; 2 — гальванометр, пока-
зывающий температуру горячего воз-
духа; 3 — гальванометр, показывающий
температуру рабочего пространства печи;
4 — регулятор смеси; 5 — моторы, управ-
ляющие дроссельными задвижками; 6 —
задвижка для регулирования количества
горячего воздуха, выбрасываемого в атмо-
сферу
в печи низкокалорийного топлива и т. д.), то рекуператор должен
обеспечивать всегда необходимую температуру подогрева воздуха.
В этом случае можно применять схему автоматического регу-
лирования подачи воздуха и газа в печь и подачи воздуха через
рекуператор (рис. 111) [931. Схема характеризуется двумя кон-
турами. Один служит для автоматического регулирования коли-
чества и соотношения воздуха и газа, подаваемых к горелкам
печи. Импульс к нему поступает от термопары, установленной
в рабочем пространстве печи, а второй, корректирующий, им-
пульс — от термопары, служащей для измерения температуры
подогрева воздуха в рекуператоре.
212
Другой контур служит для автоматического регулирований
тботы рекуператора. Он получает импульс от термопары, уста-
новленной в патрубке горячего воздуха, выходящего из рекупе-
ратора. Регулирующий гальванометр имеет максимальный кон-
такт и при снижении потребления воздуха печью, а следовательно,
при повышении температуры воздуха в рекуператоре включается
мотор, открывающий дроссель на выхлопном патрубке горячего
воздухопровода, количество воздуха, проходящего через рекупе-
ратор, опять увеличивается и темпе-
ратура подогрева его снижается до не-
обходимой величины. Таким образом,
независимо от потребления воздуха
печью через рекуператор проходит
всегда необходимое для его безопасной
работы количество воздуха. Излишний
горячий воздух выбрасывается в атмо-
сферу.
Если подогрев воздуха в рекупера-
торе осуществляется с целью экономии
топлива, потребляемого печью, и темпе-
ратура подогрева воздуха не является
решающей для нагрева металла, то мо-
жет быть применена схема автоматиче-
ского регулирования работы рекупе-
ратора, изображенная на рис. 112.
При больших колебаниях расхода
топлива в печи рекуператор рассчиты-
вают на минимальное количество воз-
духа. В этом случае рекуператор полу-
чается (для одной и той же печи) мень-
Угол поборота по отношению
н лормобой точпе, град
Рис. 113. Изменение темпера-
туры стенки на участке от ло-
бовой к кормовой точке трубы.
Шахматный пучок, первый ряд:
1 - 1<еп = 4050; 2 — Ren ==
= 7570; 3 — Ren = 12 050
ших размеров и более дешевым. При повышенном расходе топлива
печью сопротивление рекуператора возрастает, и, для того чтобы
печь получала необходимое количество воздуха, часть его пропу-
скают через байпасный трубопровод помимо рекуператора. Регули-
рование шибера на байпасном воздухопроводе выполняется автома-
тически на основании импульсов, которыми служат температура
подогрева воздуха в рекуператоре и потеря давления при про-
хождении воздуха через рекуператор, измеряемая кольцевыми
весами.
Следует отметить, что схему автоматического регулирования
работы рекуператора, изображенную на рис. 111, полезно при-
менять и на печах с постоянным тепловым режимом (методических,
полуметодических, проходных и т. д.), так как на этих печах бы-
вают периоды (обеденные перерывы, неполадки с обслуживаемым
печью станом, молотом), когда печь останавливают, т. е. произ-
водительность горелок снижают до минимума. Так как стенки печи
и боровов имеют достаточный запас аккумулированного тепла,
а по всей системе печь—борова подсасывается воздух, то рекупе-
213
Рис. График распределения температур в стейк
термоблочной трубы
раторные элементы по-
сле снижения произ-
водительности горелок
продолжают получать
почти прежнее количе-
ство тепла от газов,
идущих из печи, и очень
незначительно охла-
ждаться воздухом, что
может привести к до-
вольно быстрому про-
гару элементов. Уста-
новка автоматики по-
зволяет предохранить
рекуператор от пере-
грева в эти периоды.
Такая автоматика поле-
зна и для периода пол-
ной остановки печи,
когда горелки совсем
выключают, а через ре-
куператор во избежание
его перегрева еще не-
которое время следует
пропускать воздух.
Существенную роль
в тепловой устойчивости
рекуператоров играет
неравномерность рас-
пределения температур
по длине и попереч-
ному сечению элементов
рекуператора, причем
если температурную не-
равномерность по длине
элементов можно до не-
которой степени выров-
нять путем выравнива-
ния поля скоростей дви-
жения газового потока,
омывающего элементы,
то неравномерность тем-
ператур в поперечном сечении элементов рекуператора практи-
чески выровнять почти невозможно. А величины этих неравно-
мерностей температур существенны и учитывать их необходимо.
По данным исследования Н. В. Дубровина [96], проведенного
во ВНИИМТе, было установлено, что вследствие неравномерного
распределения коэффициента теплоотдачи по периметру круглой
214
трубы теплообменника
разность температур ме-
жду лобовой и кормо-
вой частями попереч-
ного сечения трубы при
изменении критерия Re
от 4000 до 12 000 состав-
ляла 90—125° С (рис.
113) при средней темпе-
ратуре стенки около
510° С.
При упоминавшихся
выше сравнительных ис-
следованиях термоблоч-
ных защитных и од-
носторонне - игольчатых
труб были определены
и величины неравномер-
ностей распределения
температур как по дли-
не труб, так и в попе-
речном сечении их [42].
Исследование труб
проводили при тех тем-
пературных и аэроди-
намических условиях,
которые наиболее часто
встречаются в произ-
водственных условиях
эксплуатации рекупера-
торов. Температура ды-
мовых газов перед ре-
куператорными труба-
ми составляла 800—
1000° С, скорость дви-
жения дымовых газов
0,4—1,0 м/с, скорость
движения воздуха в тер-
моблочной трубе 2,8 —
8,5 м/с и в игольчатой
трубе 1,6—7,0 м/с. Для
Рис.'115. График распределения температур в стенке
односторонне-игольчатой трубы
измерения температуры стенок рекуператорных труб в них на
глубину 3—4 мм были зачеканены термопары.
На рис. 114 и 115 изображены кривые распределения темпера-
тур в верхней и нижней частях стенки рекуператорных труб и
схемы установки спаев термопар. Максимальная разность темпе-
ратур по длине труб доходила до 500° С и по периметру поперечного
сечения до 200—260° С,
Рис. 116. Игольчатый рекуператор с комбинированием прямотока и противотока (/—5 —
номера труб, через которые последовательно проходит воздух)
Насколько важно учитывать в расчетах эти изменения темпе-
ратуры, следует из приведенного ниже примера. При температуре
дымовых газов перед термоблочной трубой 1000э С и подогреве
воздуха до 210—220° С максимальная температура стенки трубы
по расчету составит 550—560° С (скорость воздуха принята рав-
ной 8,0 м/с и дымовых газов 0,8—1,0 м/с), а в действительности
216
в процессе испытания при одинаковых условиях она была равна
880—900° С, т. е. на 330—350° С выше расчетной.
Уже было отмечено, что для повышения тепловой эффектив-
ности, а следовательно, увеличения компактности рекуператора
при прочих равных условиях противоточное движение дымовой и
воздушной сред в рекуператоре лучше, чем прямоточное, но при
противотоке получают более высокую максимальную температуру
стенок элементов рекуператора, чем при прямотоке.
В ряде случаев оптимальным является комбинирование в одном
рекуператоре систем прямотока и противотока, т. е. применение
на участке входа дымовых газов прямотока, а на остальном участке
по трассе движения дымовых газов —противотока. При такой ком-
бинации снижается максимальная температура стенки рекупера-
торных элементов, а между тем поверхность нагрева рекуператора
увеличивается значительно меньше, чем в случае применения
только прямотока.
Пример комбинации в одном рекуператоре прямотока с проти-
вотоком был показан на рис. 65, в для щелевого радиационного
рекуператора, а для конвективного (чугунного игольчатого)
рекуператора [97] изображен на рис. 116.
4. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ РАСШИРЕНИЯ
При нагревании все элементы рекуператора расширяются.
Линейное удлинение элементов может быть определено по формуле
Д/ = Z0P (^2 ~ *i), (82)
где Д/ —величина линейного удлинения, м;
/0 — первоначальная длина элемента, м;
|3 — коэффициент линейного удлинения, 1/°С (может быть
принят для стали 0,000011 и для чугуна 0,000012);
t2 — конечная температура элемента, °C;
tr—начальная температура элемента, °C.
В настоящее время в промышленности начинают применять
нагрев воздуха до 700—850° С, вследствие чего температура ме-
талла элементов рекуператора может достигать 800—950° С. Это
вызывает существенное их удлинение (—10 мм на каждый метр
длины элемента).
Для обеспечения более надежной работы рекуператора темпе-
ратурные расширения должны быть учтены как при конструирова-
нии самого рекуператора, так и при его установке. Неправильный
анализ или игнорирование тепловых расширений элементов реку-
ператора могут привести к перенапряжению их и выходу рекупе-
ратора из строя.
Все температурные расширения в рекуператорных установках
можно объединить в следующие группы:
217
1) общее увеличение объема рекуператора при разогреве его от
холодного состояния до стационарного рабочего состояния и
сокращение объема при охлаждении рекуператора;
2) неравномерное увеличение или уменьшение размеров от-
дельных элементов или частей рекуператора при разогреве или
охлаждении его;
3) неравномерное увеличение отдельных элементов рекупера-
тора при рабочем его состоянии, т. е. установившемся тепловом
режиме его работы.
Температурные расширения первой группы могут быть сравни-
тельно легко учтены при конструировании установки рекупера-
тора. При этом следует иметь в виду разницу в расширении блока
рекуператорных элементов и металлических устройств для его
крепления (обвязывающие рамы, каркасы и т. д.), а также разницу
в расширении всего металлического рекуператора и огнеупорной
кладки (обмуровки), в которую он заключен.
Разницу в расширении блока элементов рекуператора и крепя-
щей его рамы (каркаса) можно локализовать составлением рамы
из нескольких частей, устройством компенсаторов и т. д., а раз-
ницу в расширении всего рекуператора и окружающей его кирпич-
ной обмуровки можно компенсировать устройством температурных
швов достаточного размера между металлической конструкцией
рекуператора и огнеупорной (кирпичной) кладкой. Для предот-
вращения выбивания дымовых газов температурные швы должны
быть уплотнены асбестовым шнуром, асбестом с глиной или дру-
гими материалами.
Неравномерные расширения, относящиеся ко второй группе,
возникают во время разогрева или охлаждения рекуператора и
исчезают после того, как рекуператор приходит в стационарное
температурное состояние. Причиной неравномерных расширений
этой группы является то, что во время разогрева рекуператора
горячие дымовые газы, входя в него и встречая на пути холодные
элементы рекуператора, сами быстро охлаждаются, отчего одни
элементы (расположенные ближе к месту входа дымовых газов в ре-
куператор) расширяются, в то время как другие элементы не ус-
певают еще нагреться, а следовательно, и расшириться. По про-
шествии некоторого времени рекуператор прогревается, в нем уста-
навливается стационарный температурный режим, и разница в рас-
ширении отдельных элементов значительно снижается. При охла-
ждении рекуператора происходит обратное явление — более бы-
стрее охлаждение рекуператорных элементов, ближе лежащих к ме-
сту входа дымовых газов в рекуператор.
Так как неравномерные расширения в рекуператоре при неста-
ционарном тепловом режиме его могут быть значительными и вы-
зывать опасные для прочности рекуператора напряжения, следует
принимать все возможные меры для их уменьшения. При кон-
струировании рекуператора и его установки следует предусмотреть
устройства, обеспечивающие возможно большую равномерность
218
скоростей в поперечном сечении потока дымовых газов, входящих
в рекуператор (удаление от поворотов, от внезапных изменений
сечения дымохода, шиберов и т. д.).
В трубчатом рекуператоре лучше дымовые газы пропускать
внутри труб, так как в этом случае при разогреве рекуператора
трубы более равномерно расширяются, чем в случае обтекания
дымовыми газами пучка
труб рекуператора сна-
ружи.
Наиболее важно учи-
тывать разницу в удлине-
нии отдельных элементов
при достижении рекупера-
тором стационарного теп-
лового режима (третья
группа). Если неравномер-
ность расширений второй
группы исчезает после ра-
зогрева рекуператора, то
неравномерность третьей
группы остается в течение
всего времени работы ре-
куператора, так как тем-
пература проходящих че-
рез рекуператор охлаж-
дающихся дымовых газов
и нагревающегося воздуха
(газа) все время изме-
няется.
На рис. 117 на про-
странственной диаграмме
показано распределение
температур в двухходо-
вом игольчатом рекупера-
торе, служащем для подо-
грева доменного газа 130].
Дымовые газы входят в
Рис. 117. Распределение температур в двухходо-
вом игольчатом рекуператоре для подогрева до-
менного газа
рекуператор сразу по всему сечению
блока труб (А—D) с одинаковой в плоскости входа температурой
700° С. На пути от D к С (изменение температуры от R4 до R1)
дымовые газы охлаждаются относительно мало в первом блоке
рекуператора и значительно больше во втором. На пути от А кВ
(изменение температуры от R3 до R2) дымовые газы, наоборот,
в первом блоке больше охлаждаются, чем во втором. Причиной
неравномерности распределения температур является встречно-
перекрестный ток дымовых газов и доменного газа.
На пути доменного газа наблюдают также большую нерав-
номерность распределения температур. Если при входе в рекупе-
ратор температура доменного газа G1 равномерна, то в конце
219
первого блока в разных трубах она различна (изменяется от G2
до G3). В начале второго блока температуру газа G4 для удобства
построения диаграммы приняли одинаковой для всех элементов,
но в конце второго блока (при выходе из рекуператора) темпера-
тура доменного газа в разных трубах будет различной (изменяется
от G5 до G6).
Для упрощения расчета температур стенок труб рекуператора
приняты одинаковые коэффициенты теплоотдачи на дымовой и га-
зовой сторонах, отнесенные к условной поверхности теплопередачи.
Как видно из диаграммы, приведенной на рис. 117, расчетная тем-
пература стенки значительно изменяется от W1 до W6, что обус-
ловливает очень большую разницу в удлинении отдельных труб.
На практике неравномерность удлинения труб будет еще
большая, так как, во-первых, дымовые газы не будут иметь одина-
ковой температуры по всему сечению потока при входе в рекупе-
ратор; во-вторых, температура доменного газа при входе во второй
(по его ходу) блок труб рекуператора будет неодинакова в отдель-
ных трубах и, в-третьих, отношение коэффициента теплоотдачи
на стороне дымовых газов к коэффициенту теплоотдачи на стороне
доменного газа в разных частях рекуператора будет различным и
не равным единице.
Разное удлинение элементов рекуператора может вызвать
большие напряжения в нем, превосходящие прочность элементов
или их соединений (сварных швов, болтовых соединений и т. д.),
и частичное разрушение конструкции. Чтобы этого не произошло,
необходимо предусматривать в конструкции рекуператора воз-
можность свободного температурного расширения отдельных эле-
ментов разного их удлинения (см. рис. 34, 55).
При комбинировании в одном конвективном рекуператоре эле-
ментов из разных материалов необходимо учитывать различие
коэффициентов их теплового расширения.
В Польше, где имеется сравнительно большой опыт применения
игольчатых чугунных рекуператоров, пробовали в одном блоке
(ходе) двухходового игольчатого рекуператора в четырех рядах
труб по ходу дымовых газов установить два ряда труб из высоко-
хромистого чугуна (29—32% Сг) и два ряда труб из обычного се-
рого чугуна. В результате при температуре дымовых газов перед
рекуператором 1000° С различное тепловое расширение труб при-
вело к разрыву болтов и поломке крепежных элементов. После
сборки первого блока рекуператора полностью из хромистых
элементов он стал работать нормально [981.
5. ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
Одной из важных задач при конструировании высокотемпера-
турного металлического рекуператора является получение рав-
номерного распределения нагреваемой среды по параллельно
включенным элементам (трубам). При неравномерной внешней
220
теплоотдаче к поверхности рекуператорных элементов неравно-
мерно также и прохождение по ним нагреваемой среды, причем
в элементах с большей тепловой нагрузкой объем нагреваемой
среды уменьшается вследствие возрастания аэродинамического
сопротивления, что ведет к перегреву металлических стенок.
Сотрудники Московского энергети-
ческого института предложили тепло-
гидравлическую регулировку рекупе-
раторных элементов путем диафрагми-
рования наименее теплонапряженных
из них, например наиболее удаленных
от места входа горячих дымовых газов
в рекуператор. Этим достигается уве-
личение скорости движения дымовых
газов в наиболее теплонапряженных
элементах рекуператора и понижение
температуры их стенок [99].
Эффективность такого метода иллю-
стрируется расчетным графиком (рис.
118), который показывает, что в ре-
зультате применения в данном случае
только для трех наиболее теплонапря-
женных трубных рядов кольцевого ка-
нала эквивалентным диаметром 0,01 м,
а для остальных диаметром 0,008 м
Рис. 118. Температурный режим
труб высокотемпературного ре-
куператора (Q — тепловая про-
изводительность данного ряда
труб; QCp — тепловая произво-
дительность рекуператора, де-
ленная на суммарное число
трубных рядов):
удалось понизить температуру первого
ряда труб в наиболее теплонапряжен-
ном месте по его длине от 1040 до
970° С.
Вместо диафрагмирования отдель-
ных рекуператорных элементов для по-
нижения температуры их стенок может
быть рекомендовано применение труб-
элементов со вставками (стержнями)
внутри, улучшающими внутренний теп-
лообмен и тем самым способствующими
/ — температура трубы па вы-
ходе из нее воздуха; 2 — тем-
пература трубы (средняя по
длине); 3 — относительная теп-
.непроизводительность ряда труб
понижению температуры
стенок рекуператорных элементов (расчет рекуператорных эле-
ментов со вставками приведен в работе [100]).
Следует отметить, что как применение диафрагмирования эле-
ментов рекуператора, так и установка вставок существенно уве-
личивают общее аэродинамическое сопротивление рекуператора
и сложность его изготовления.
6. ЗАСОРЕНИЕ РЕКУПЕРАТОРОВ
Газы, проходящие через рекуператор, содержат пыль, которая
осаждается на стенках элементов рекуператора. Количество оса-
ждающейся пыли в основном зависит от ее концентрации в газе,
221
времени работы рекуператора, от типа рекуператора и конструк-
ции его установки.
Больше всего пыли (сажи, окалины и др.) содержат дымовые
газы и меньше горючие газы и воздух, нагреваемые в рекупера-
торе. Не следует считать, что воздух является настолько чистым,
что можно пренебрегать засорением рекуператора на воздушном
пути. Нередко воздух в месте отбора его вентилятором очень
сильно запылен, и эта пыль осаждается в дальнейшем на элементах
рекуператора, так что иногда приходится принимать специальные
меры по очистке его воздушного тракта.
В результате запыления элементов рекуператора ухудшаются
его тепловые качества и уменьшается механическая прочность.
Учитывая термическое сопротивление слоя пыли на стенке
элемента рекуператора, формулу (15) можно представить в сле-
дующем виде:
k —_________1_______
+a+a,_l
схд A. Aq <хв
где бп —толщина слоя пыли, м;
7П —коэффициент теплопроводности слоя пыли, Вт/(м2-°С)
[ккал/(м2-ч-°С)1.
Выше, в расчетах металлических рекуператоров, мы прене-
брегли термическим сопротивлением металлической стенки (6/Х)
Г о л щи на слоя пыли, мп
Рис. 119. Снижение коэффициента тепло-
передачи в рекуператоре в зависимости от
толщины слоя пыли на поверхности на-
грева
ввиду его небольшой величины,
однако в случае сильно запы-
ленных дымовых газов терми-
ческим сопротивлением слоя
пыли (6П/ХП) пренебрегать нель-
зя, так как в результате неболь-
шого значения коэффициента
теплопроводности пыли оно уже
достаточно велико.
На рис. 119 показана зави-
симость снижения коэффициен-
та теплопередачи от толщины
слоя пыли на поверхности на-
грева рекуператорных элемен-
тов [101]. Эти величины являются усредненными, приближен-
ными, так как коэффициент теплопроводности пыли зависит
от ее состава и степени уплотнения слоя. Однако, эксплуата-
ционные данные совпадают со значениями, показанными на
рис. 119. Например, по данным Веллензнка [76], при покрытии
элементов рекуператора слоем пыли толщиной 3 мм общий коэффи-
циент теплопередачи понизился почти на 30% И. И. Забережный
указывает на случай, когда в рекуператоре, установленном на
одной печи для плавки цветных металлов, коэффициент теплопе-
редачи в течение трех дней снизился в два раза [102],
222
В рекуператорах, у которых элементы снабжены турбулизи-
рующими устройствами (иглами, зубьями, ребрами и т д.), влия-
ние отложений пыли еще больше, так как при этом не только уве-
личивается термическое сопротивление стенки, но и уменьшается
турбулизация потока газа, что ведет к еще большему уменьшению
теплоотдачи. При этом засорение обусловливает изменение ха-
рактера функциональной зависимости, описывающей процесс
теплообмена данного рекуператора, в сторону уменьшения ин-
тенсивности теплоотдачи при изменении скорости движения среды,
т. е. в общем уравнении теплообмена Nu = ARe11 показатель сте-
пени п уменьшается.
Следует, однако, учесть, что количество переданного тепла
в рекуператоре снижается от засорения непропорционально по-
нижению общего коэффициента теплопередачи, так как меньший
коэффициент теплопередачи обусловливает некоторое повышение
температуры отходящих из рекуператора дымовых газов, а сле-
довательно, и небольшой рост средней логарифмической разности
температур.
Механическая прочность рекуператора при засорении его эле-
ментов уменьшается потому, что засоряется он неравномерно, и
температура стенок рекуператорных элементов с большим отло-
жением пыли ниже, чем температура элементов с меньшим отло-
жением. Это ведет к разному тепловому удлинению элементов и
деформациям в рекуператоре, вызывающим иногда разрывы свар-
ных швов и другие повреждения. Практика показала, что в труб-
чатых рекуператорах при использовании запыленных дымовых
газов следует применять конструкции, в которых дымовые газы
проходят внутри труб, а не омывают пучок труб снаружи, так как
в последнем случае и засорение труб неравномернее, и очистка
их значительно сложнее. Осаждение пыли из отходящих дымовых
газов некоторых печей не только влияет на механическую проч-
ность рекуператора, но и оказывает химическое воздействие на
материал, из которого сделаны его элементы.
Особенно неблагополучно обстоит дело при установке реку-
ператоров на печах цветной металлургии, отходящие дымовые
газы которых весьма агрессивны, так как содержат сернистые,
хлористые и другие соединения, вредно действующие на металл.
Так, например, отходящие дымовые газы печей для переплавки
вторичного алюминия имеют температуру 750—950° С. Они со-
держат легкоплавкие (температура плавления 650—680° С) хло-
ристые и фтористые соли (NaCl, КС1, Na2AlFB), которые, налипая
на поверхность металла, разрушают его [102].
В последние годы повышенную коррозию и разрушение ме-
таллических рекуператоров наблюдают и в черной металлургии
в рекуператорах нагревательных колодцев при применении литей-
ных добавок, например люнкерита — порошка для уменьшения
величины усадочных раковин [58, 1031. В ФРГ с целью анализа
причины быстрого выхода из строя высокотемпературных метал-
223
лических рекуператоров на нагревательных колодцах были со-
браны и проанализированы данные по девяти установкам метал-
лических рекуператоров на нагревательных колодцах для подо-
грева воздуха и газа и восьми установкам только для подогрева
воздуха [103]. Температура дымовых газов перед рекуператорами
для подогрева воздуха составляла 700—1330° С и подогрева газа
500—1075° С. Воздух подогревали до 350—720 и газ до 430—650° С.
Установлено, что основной причиной выхода рекуператоров из
строя являлось повышенное окисление железа в жаропрочных
сталях вследствие разрушения на поверхности жаропрочных
металлов защитных пленок окислов Сг, Si и А1 при химическом
воздействии на них вспомогательных литейных добавок (люн-
керита и др.), попадающих в дымовые газы из слитков в рабочем
пространстве нагревательных колодцев и являющихся щелоч-
ными.
Наиболее рациональным методом предохранения элементов
рекуператоров от быстрого разрушения является систематическая
очистка поверхности нагрева и установка рекуператоров с пред-
включенными легко заменяемыми защитными секциями (см. рис. 49),
что дало на практике возможность эксплуатировать защитные
секции в течение 18—25 месяцев и основные рекуператоры 27—
34 месяцев.
Применение химической нейтрализации литейных добавок,
например, как это практикуют в парокотельных установках, путем
введения в дымовые газы тонко размельченного доломитового
порошка, в данном случае положительных результатов не дало.
Однако в других случаях добавки в дымовые газы химических
препаратов могут оказаться полезными. Так, в одном рекуператоре
из стальных труб, содержащих 27% Сг, производительностью
10 000 м3/ч воздуха, подогреваемого до 500° С, отапливаемом
колошниковыми газами медеплавильной печи, наблюдали значи-
тельную коррозию металла труб [104], причем максимальная
температура стенок труб составляла 700° С. В качестве защиты
труб от коррозии применили добавку в дымовые газы порошка,
содержащего 78% MgO, 7% СаО, 6% SiO2 и 2% Fe2O3 + А12О3.
Сопоставление в течение 4 месяцев эксплуатации одного рекупера-
тора с добавкой в дымовые газы и другого без добавки показало,
что трубы первого рекуператора не повреждены, отложения на
трубах рыхлые и легко удаляются, тогда как в рекуператорах,
работающих без добавки в дымовые газы химических препаратов,
обнаружены повреждения глубиной до 1,5 мм.
Таким образом, для печей черной и цветной металлургии, ды-
мовые газы которых содержат агрессивные примеси, следует особо
тщательно выбирать конструкцию рекуператора, учитывая наи-
меньшее засорение поверхности нагрева и предусматривая допол-
нительные конструктивные и эксплуатационные мероприятия для
уменьшения агрессивного воздействия дымовых газов на металл
элементов рекуператора.
224
7 УСТАНОВКА РЕКУПЕРАТОРОВ
При установке рекуператоров в боровах или дымоходах печи
необходимо предусматривать условия, обеспечивающие достаточ-
ную их теплоустойчивость и сохранение расчетных параметров
подогрева воздуха (газа).
Следует иметь в виду, что все описанные выше явления в реку-
ператоре: аэродинамические, тепловые, засорение и т. д. не проис-
ходят отдельно, а тесно связаны одно с другим и часто способствуют
усилению вредного действия каждого отдельно. Так, например,
неравномерность распределения скоростей на воздушной и дымо-
вой трассах в рекуператоре обусловливает значительную нерав-
номерность распределения температур в элементах рекуператора,
что ведет не только к сокращению срока службы элементов, но и
к неравномерным тепловым расширениям, повреждению соеди-
нений элементов и уменьшению их газоплотности, т. е. снижению
температуры подогрева воздуха.
Неравномерность скоростей газовых потоков в рекуператоре
обусловливает неравномерность отложения сажи и пыли на его
элементах, влияющих на увеличение температурных деформаций
в рекуператоре вследствие неравномерного расширения элементов
(пыль и сажа на отдельных участках теплоизолируют металл),
а также на снижение эффективности теплообмена, т. е. уменьше-
ние температуры подогрева воздуха (газа).
Для повышения долговечности работы элементов рекуператора
важнее всего правильно выбрать место его установки. Рекуператор
должен быть расположен достаточно далеко от зоны сжигания топ-
лива, особенно в случае пламенного сжигания. Расстояние сле-
дует выбирать так, чтобы была исключена возможность догорания
газов в самом рекуператоре, потому что даже кратковременное
горение газов около элементов рекуператора может повести к очень
быстрой порче их и выходу из строя всего рекуператора.
Большее значение имеют также конфигурация и протяженность
дымовых каналов от рабочего пространства печи до рекуператора.
Прямой, без поворотов канал от рабочего пространства печи до
рекуператора не будет защищать последний от прямого излучения
газов и раскаленных стенок кладки печи, что может привести к пе-
регреву (и выходу из строя) первых рядов элементов рекупе-
ратора.
Длина и конфигурация дымовых каналов, ведущих к рекупе-
ратору, зависят прежде всего от вида топлива и способа его сжи-
гания. При сжигании мазута, дающего обычно при горении длин-
ный факел, путь дымовых газов до рекуператора должен быть
большим, чем при сжигании газа.
Если по конструктивным соображениям дымоход к рекупера-
тору нельзя сделать с несколькими поворотами и достаточно уд-
линить его, то надо обязательно установить специальные защитные
керамические сводики так, чтобы печные газы и раскаленная кладка
Б. . Тебеньков
225
рабочего пространства печи не излучали непосредственно на ре-
куператор.
Наличие обводного дымохода (борова) полезно в период разо-
грева печи, когда можно отключить рекуператор и предохранить
его от засорения сажистым углеродом. Однако обводные борова
должны быть оборудованы надежными герметичными шиберами,
так как иначе, как показала практика эксплуатации рекуперато-
ров, через них уходит большое количество дымовых газов и эф-
фективность работы рекуператоров снижается.
При расположении рекуператора над печью желательно уста-
навливать шиберы в дымоходе перед рекуператором для защиты
рекуператора от действия горячих газов при остановках печи,
когда даже после выключения горелок из печи продолжают по-
ступать горячие газы вследствие высокой температуры кладки.
При отсутствии такого шибера требуется дольше пропускать через
рекуператор вентиляторный воздух для его охлаждения после
выключения горелок или форсунок.
Совершенно необходимо наличие в дымоходе перед рекупера-
тором шибера на печах с горелками беспламенного горения, ра-
ботающих с прососом воздуха через рекуператор. В этих печах
с прекращением работы горелок моментально прекращается и
подача холодного воздуха в рекуператор, поэтому только при по-
мощи шибера можно одновременно с выключением горелок пере-
крывать дымоход к рекуператору и не допускать в него горячие
газы из печи, так как иначе быстро перегреются рекуператорные
элементы.
Не следует предусматривать обводные (байпасные) воздухо-
проводы, так как наблюдали случаи, когда обслуживающий печь
персонал использовал их при работающих горячих рекуператорах;
не охлаждаемые воздухом рекуператоры при этом быстро перегре-
вались и выходили из строя, так как в это время в них продол-
жали поступать дымовые газы.
В противоточных конвективных рекуператорах самыми тепло-
напряженными являются те элементы, которые расположены со
стороны входа в рекуператор дымовых газов, так как темпера-
туры воздуха и дымовых газов здесь самые высокие, и эти элементы
выходят из строя быстрее, чем остальные. Эта разница в сроке
службы элементов, особенно возрастает с ростом температуры ды-
мовых газов вследствие того, что при температуре дымовых газов
выше 800—900° С большое влияние начинает оказывать излучение
газов и стенок предрекуператорного пространства на первые
рекуператорные элементы.
В конвективных противоточных рекуператорах с температурой
входящих дымовых газов выше 800—900° С можно устанавливать
защитные экранирующие секции. Схема установки и включения
такой секции показаны на рис. 120 [99]. Независимо от конструк-
ции основного рекуператора экранирующая секция может быть
сделана сравнительно просто из петлеобразных гладких жаре-
226
прочных труб. Такая секция не должна быть механически связана
с основным рекуператором, так как необходимо предусмотреть воз-
можность быстрой смены ее без нарушения основной конструкции.
Экранирующую секцию включают параллельно основному реку-
ператору, но конструируют ее в расчете на работу по принципу
прямотока. В нее направляют 8—10% всего воздуха.
В ряде случаев, особенно при наличии за рекуператорами кот-
лов-утилизаторов, рациональной может быть установка перед ме-
таллическими рекуператорами защитных испарительных поверх-
ностей нагрева в виде пакетов-змеевиков, из которых паро-водяная
смесь поступает в котлы-утилизаторы.
На рис. 121 показано применение по-
добной системы охлаждения дымовых
газов перед термоблоком [36].
Выше уже отмечалось, что засоре-
ние дымовой поверхности рекуперато-
ров сажистым углеродом и пылью (уно-
сом) из рабочего пространства печи
в очень значительной степени снижает
эффективность работы рекуператора.
Засорению подвержены рекуператоры
всех типов, поэтому рекомендуемые
ниже мероприятия по уменьшению за-
сорения дымовой поверхности отно-
сятся ко всем рекуператорам.
В любой установке рекуператора
Рис. 120. Схема защиты основ-
ного рекуператора экранирую-
щей секцией
пылеосадительными камерами служат
рабочее пространство печи и дымоходы от него до рекупера-
тора, но при большой запыленности дымовых газов необходимо
устройство перед рекуператором специальной пылеосадительной
камеры. При конструировании установки рекуператоров трубы
следует располагать таким образом, чтобы они подвергались наи-
меньшему засорению и дымовая поверхность их была вполне до-
ступна для быстрой и удобной очистки..
Способы уменьшения количества пыли и сажи, отлагающихся на
дымовой поверхности рекуператорных элементов (труб), для реку-
ператоров разного типа будут различны, но общим будет одно —
уменьшение площади горизонтальных поверхностей нагрева, так
как и пыль, и сажа отлагаются на них в наибольшем коли-
честве.
При установке чугунных игольчатых рекуператоров оптималь-
ными для уменьшения засорения будут рекуператоры с верти-
кальным током дымовых газов, т. е. с горизонтальным располо-
жением труб; при этом большая ось овала трубы должна быть
расположена вертикально (см. рис. 31 и 33). Больше всего подвер-
жены засорению игольчатые трубы в установках с горизонтальным
током дымовых газов и в местах, где трубы расположены также
горизонтально, т е. большая ось овала трубы расположена гори-
15:
227
зонтально. В этом случае загрязняемссть дымовой поверхности
будет наибольшей и доступность ее для очистки наименьшей.
Поэтому к такому варианту установки следует прибегать только
в крайнем случае (стесненность в габаритах по высоте и при нали-
чии чистых дымовых газов).
Рис. 121. Защита термоблока от излучения прсдрекуператорног
пространства пакетом водоохлаждаемых труб
В установках термоблоков возможны только два способа
использование вертикальных и горизонтальных дымовых каналов.
Учитывая быструю засоряемость дымовых каналов в термоблоках
сажистым углеродом (наличие узких дымовых каналов и большой
массы металла, медленно прогреваемого при пуске печи) и необ-
ходимость частой очистки их, следует рекомендовать установку
228
термоблоков только с вертикальным расположением дымовых ка-
налов (см. рис. 41).
В рекуператорах из гладких стальных труб при омывании труб
потоком дымовых газов снаружи наиболее оптимальной будет
установка с вертикальным расположением рекуператорных труб
и горизонтальным током дымовых газов (см. рис. 48 и 49). Если
в рекуператоре воздух омывает трубы снаружи, а дымовые газы
проходят внутри труб, то можно рекомендовать только вертикаль-
ную установку труб, т. е. вертикальный ток дымовых газов (см.
рис. 51 и 54), так как горизонтальное расположение труб вы-
звало бы очень сильное их засорение.
В радиационных рекуператорах можно рекомендовать только
вертикальное расположение дымового канала (см. рис. 65 и 70).
Горизонтальное расположение дымового канала может быть допу-
щено как исключение при отоплении печи чистым газом и при от-
сутствии технологического уноса.
Наиболее доступны для очистки и осмотра рекуператоры с вер-
тикальным током дымовых газов и выходом их в атмосферу цеха,
т. е. открытым послерекуператорным пространством (см. рис. 31
и 33). Послерекуператорное пространство в этом случае желательно
выполнять для облегчения доступа к рекуператору меньшим по
высоте.
При выборе места установки рекуператор желательно рас-
полагать так, чтобы крышки над ним были в зоне обслужи-
вания мостового крана или другого грузоподъемного меха-
низма.
При установке рекуператоров в боровах трубы очищают и ос-
матривают чаще всего при извлечении рекуператора из борова.
Однако следует предусмотреть соответствующие лазы и люки,
чтобы можно было очищать рекуператор, не вынимая его.
Люки и лазы должны быть расположены возможно ближе
к рекуператору и закрываться плотными футерованными крыш-
ками.
Если рекуператор устанавливают над печьк», то можно реко-
мендовать устройство отверстия в дымоходе перед рекуператором,
через которое будут удаляться дымовые газы во время пуска печи.
После пуска и разогрева печи это отверстие закладывают кирпи-
чами («насухо») или закрывают крышкой. Дымоотводный зонт над
печью должен быть таким, чтобы отводить дымовые газы и из ре-
куператора, и из отверстия в дымоходе.
Обычно дымовую поверхность рекуператора очищают механи-
ческим способом с последующей обдувкой компрессорным возду-
хом. Иногда при использовании некоторых .сортов топлива и соот-
ветствующих конструкциях рекуператоров для очистки дымовой
поверхности достаточно бывает одной обдувки компрессорным
воздухом. Таким образом, во всех случаях желательно преду-
смотреть подвод компрессорного воздуха к месту установки реку-
ператора.
1092 229
Глава XVl
СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ДАННЫЕ И РЕКОМЕНДАЦИИ
ПО ВЫБОРУ ТИПА МЕТАЛЛИЧЕСКОГО РЕКУПЕРАТОРА
Выше рассмотрен ряд конструкций металлических рекупера-
торов, однако ни одна из них не имеет исключительных преиму-
ществ по сравнению с другими и не может быть универсальной,
т. е. не может быть рекомендована для применения на всех печных
агрегатах при работе их на любом топливе,
Рекуператор того или индго типа необходимо выбирать на ос-
нове анализа характеристик теплоносителя (максимальная тем-
пература, колебание температуры, запыленность, химический
состав и т. д.), а также на основе сравнения преимуществ и недо-
статков конструкций отдельных рекуператоров и экономичности
их применения в данных конкретных условиях работы печи.
Чтобы дать возможность ориентироваться в выборе того или
иного типа металлического рекуператора, ниже рассмотрены
преимущества и недостатки применяемых сейчас в промышленно-
сти рекуператоров основных типов, а в табл. 23 приведены основ-
ные показатели работы металлических рекуператоров, составлен-
ные по проектным данным института «Теплопроект», а также по.
литературным данным [13, 36, 37, 101, 105—ПО.)
Большой интерес для производственников представляют дан*
ные о сроке службы (интервал между капитальными ремонтами или
заменой) рекуператоров различных типов. Однако в этом вопросе,
по литературным данным, имеются большие расхождения и про-
тиворечия. Это вполне понятно, так как срок службы рекупера*
торов зависит в очень большой степени от качества обслуживания
рекуператоров.
Срок службы рекуператоров, приведенный в табл. 23, взят
в основном из статистических отчетов о работе нескольких десят-
ков рекуператоров [36, 37, 101, 109, 111], причем исключены дан-
ные явно случайных отклонений, такие, как выход из строя од-
ного радиационного рекуператора из нескольких десятков через
10 мес. эксплуатации [109J или, наоборот, работа игольчатого
рекуператора без ремонта 10 [36] или даже 15 лет [37].
Интерес для производственников представляет также расход
металла на единицу поверхности нагрева рекуператора.
Как видно из табл. 23, наименьшая масса металла, приходя-
щаяся на единицу поверхности нагрева (без учета срока службы
рекуператора), характерна для рекуператоров из двусторонне-
игольчатых труб, стальных гладкотрубных конвективных и радиа-
ционных рекуператоров, а наибольшая — для термоблоков.
Чугунные игольчатые рекуператоры обладают высокой тепло-
вой эффективностью и компактны; их элементы легко типизировать,
что удешевляет массовое производство и монтаж. Однако они имеют
и существенные недостатки, к которым прежде всего относится
230
Таблица 23
ОСНОВНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Показатели Конвективные рекуператоры Радиационные рекуператоры
двусторонне- игольчатые односторонне- игольчатые термоблоки стальные гладкотруб- ные щелевые трубчатые
Температура подогрева воздуха, °C 200—300 200—400 200—400 200—500 300—800 300—700
Потери давления на пути движения воздуха, кН/м3 (мм вод. ст.) 0,49—2,84 0,49—2,84 0,49—4,90 0,49—4,90 0,98—5,88 0,98—9,81
(50—300) (50—300) (50—500) (50—500) (100—600) (100—1000)
Потери давления на дымовом пути, Н/м2 (мм вод. ст.) 4,9—19,6 4,9—19,6 4,9—19,6 4,9—19,6 1,0—5,9 0,49—1,96
(0,5—2,0) (0,5—2,0) (0,5—2,0) (0,5—2,0) (0,1—0,6) (0,05—0,2)
Коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2,0С) [ккал/(м2-ч-°С)] 47—93 23—47 17—23 17—20 23—47 23—58
[40- 80] [20—40] [15—20] [15—25] [20—40] [20—50]
Масса металлоконструкций рекуператора, при- ходящаяся на 1 м2 поверхности нагрева *, кг/м2 200—300 150—250 200—300 50—100 150—200 100—150
Среднее количество топлива, сжигаемого в печи, приходящееся на 1 м2 поверхности нагрева ре- куператора **, кг условного топлива/(м2 • ч) 43 22 13 15 22 25
Средняя масса металлоконструкций, приходя- щаяся на 1 кг условного топлива, расходуемого в печи, кг/ч 5,8 9,1 19,1 5,0 8,0 5,0
Срок службы, лет 1—3 1—5 3—6 1—4 4—8 3—6
* Для игольчатых рекуператоров принята условная поверхность.
** Применительно к отоплению печей природным газом или мазутом при температуре подогрева воздуха 300° С и температуре дымовых
газов перед рекуператором 900° С.
меньшая, чем у других металлических рекуператоров, газоплот-
ность вследствие значительного числа фланцевых соединений.
С увеличением габаритов игольчатого рекуператора, а следова-
тельно, и с увеличении числа фланцевых соединений газоплот-
ность уменьшается. Таким образом, применение игольчатых ре-
куператоров ограничивается их размером или тепловой мощностью
печи. (
Практика показывает, что обеспечить достаточную газоплот-
ность игольчатых чугунных рекуператоров с числом труб в одном
блоке (два хода рекуператора) более 100—130 очень трудно. Дву-
сторонне-игольчатые рекуператоры, кроме того что они недоста-
точно газоплотны, отличаются также повышенной засоряемостью
по сравнению с рекуператорами односторонне-игольчатыми и не-
которыми другими, а также меньшей теплоустойчивостью, так как
температура металла игл на дымовой стороне выше, чем темпера-
тура стенки трубы.
Двусторонне-игольчатые рекуператоры являются аппаратами
конвективного типа, так как более высокая, чем в рекуператорах
других типов, тепловая эффективность обусловлена повышенной
конвективной теплоотдачей (вследствие развития поверхности и
увеличения турбулизации потока).
Увеличение температуры дымовых газов в двусторонне-иголь-
чатом рекуператоре незначительно увеличивает общий коэффи-
циент теплопередачи в результате большого коэффициента тепло-
передачи конвекцией и относительно малого (вследствие малых
приведенных диаметров канала) коэффициента теплопередачи из-
лучением. Между тем увеличение температуры дымовых газов при-
водит к увеличению перепада температур в иглах, что заставляет
снижать (относительно) температуру подогрева воздуха во избе-
жание пережога игл.
Односторонне-игольчатые рекуператоры по удельному расходу
металла (см. табл. 23) занимают промежуточное положение между
рекуператорами из гладких стальных труб и термоблоками. По
условиям теплопередачи это вполне объяснимо, так как в рекупе-
раторах для промышленных печей скорость дымовых газов бывает
всегда меньше скорости воздуха (в рекуператорах для паровых
котлов часто бывает наоборот), и поэтому фактором, определяю-
щим величину общего коэффициента теплопередачи, является
коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне. Увеличение же
коэффициента теплоотдачи только на воздушной стороне срав-
нительномало влияет на увеличение общего коэффициента тепло-
передачи.
Предположим, что взята труба с гладкой воздушной и дымовой
поверхностями. Примем ав = 40 Вт/(м2-°С) и ад = 20 Вт/(м2-°С).
Тогда по формуле (17)
k = = 40^ = 13>3
232
Допустим, что применением игольчатого оребрения при тех же
скоростях газовых сред мы увеличим в 4 раза (т. е. на 300%)
коэффициент теплоотдачи на воздушной стороне, оставляя преж-
ним коэффициент теплоотдачи на дымовой стороне. Таким образом,
в новой трубе
ав 160 Вт/(м2-°С), ад = 20 Вт/(м2-°С) и
*=Т®Т^“17-8 Вт/(м’-“С).
Таким образом, сохраняя прежними условия теплоотдачи на
дымовой стороне и увеличивая теплоотдачу на 300% на воздушной
стороне, получим увеличение общего коэффициента теплопередачи
только на
17)8 ~13’3 -100 = 34%.
10,0
Рекуператоры с односторонне-игольчатыми трубами вследствие
наличия широких гладких дымовых каналов засоряются значи-
тельно меньше, чем, например, термоблоки, в которых каналы зна-
чительно уже и стенки толще и требуют большего времени для
прогрева. При прочих одинаковых условиях (скорости и темпе-
ратуры газовых сред) максимальная температура металла стенки
рекуператора из односторонне-игольчатых труб ниже, чем дву-
сторонне-игольчатого рекуператора и рекуператора, имеющего
гладкие стенки с дымовой и воздушной сторон.
Рекуператоры из гладких стальных труб могут быть выпол-
нены достаточно газоплотными почти независимо от их размера.
Для очень больших рекуператоров нужно только применять раз-
личные сложные конструктивные приспособления для компенса-
ции расширения труб. Засоряемость этих рекуператоров меньше,
чем чугунных двусторонне-игольчатых и термоблоков. Так как
они обладают сравнительно тонкими и хорошо проводящими тепло
стенками, то очень быстро разогреваются, и поэтому в период
разогрева на них меньше отлагается сажистого углерода, чем на
термоблоках и игольчатых рекуператорах. Однако трубчатые ре-
куператоры из простой углеродистой стали менее теплоустойчивы,
чем игольчатые из серого чугуна; между тем они более громоздки,
чем последние.
Термоблоки являются достаточно теплоустойчивыми металли-
ческими рекуператорами. Как показала практика, производство
термоблоков значительно сложнее, чем рекуператоров из гладких
стальных труб, и по сложности приближается к производству
игольчатых рекуператоров.
Как уже было отмечено (это видно и из табл. 23), самым круп-
ным недостатком термоблоков является их громоздкость. Другим
большим недостатком термоблоков является их высокая засоряе-
233
мость, более высокая, чем металлических рекуператоров всех
других типов. Это объясняется очень малой шириной дымовых
каналов (28—30 мм) и большой массой металла, медленно разо-
гревающегося при пуске печи.
Чтобы получить представление о влиянии засорения, можно
привести такие цифры. Если в рекуператоре осаждается слой сажи
толщиной 2 мм, то сечение для прохода дымовых газов в двусто-
ронне-игольчатом рекуператоре уменьшится на —4%, а в термо-
блоке — на —46%.
Радиационные рекуператоры достаточно теплоэффективны, зна-
чительно теплоустойчивее всех типов конвективных рекуперато-
ров и засоряемость у них намного ниже, чем у конвективных ре-
куператоров, как вследствие наличия только вертикальных стенок
дымовых каналов, так и существенного падения температуры ды-
мовых газов у стенок (см. рис. 79). Недостатком радиационных ре-
куператоров является громоздкость. По наружным габаритам
радиационные рекуператоры занимают объем в 2—3 раза больше,
чем конвективные, при одинаковой тепловой мощности.
Для анализа преимуществ и недостатков отдельных конструк-
ций рекуператоров в табл. 24 сопоставлены отдельные данные
характеристики рекуператоров по убывающей степени оптималь-
ности.
Таблица 24
СОПОСТАВЛЕНИЕ ОТДЕЛЬНЫХ ДАННЫХ
ХАРАКТЕРИСТИКИ РЕКУПЕРАТОРОВ
(по убывающей степени оптимальности)
Теиловая эффективность (передача тепла на единицу поверхности нагрева) Компактность (по наружным габаритам) Теплоустой- чивость асоряемость Легкость выполнения (силами обычного 'машинострои- тельного завода)
Чугунные дву- сторонне- игольчатые Чугунные дву- сторонне- игольчатые Радиацион- ные Радиационные Радиационные
Радиационные Чугунные од- носторонне- игольчатые Термоблоки Чугунные од- носторонне- игольчатые Стальные трубчатые
Чугунные од- носторонне- игольчатые Термоблоки Чугунные односторон- не-иголь- чатые Стальные трубчатые Чугунные од- носторонне- игольчатые
Стальные трубчатые Стальные трубчатые Стальные трубчатые Чугунные дву- сторонне- игольчатые Термоблоки
Термоблоки Радиационные Чугунные двусторон- не-иголь- чатые Термоблоки Чугунные дву- сторонне-иголь- чатые
234
Из данных табл. 23 и 24 можно сделать вывод, что большинству
требований, предъявляемых к рекуператорам, устанавливаемым
на промышленных печах металлургической и машиностроитель-
ной промышленности, удовлетворяют радиационные рекупера-
торы. Однако недостаток радиационных рекуператоров — их гро-
моздкость — является в ряде случаев препятствием к выбору
этой конструкции, особенно для установки рекуператоров на дей-
ствующих печах.
При выборе конструкции рекуператора для печи наиболее
оптимальным было бы проводить технико-экономический сопо-
ставительный анализ путем предварительного выбора нескольких
конструкций рекуператоров для данных конкретных условий и
их расчета с ориентировочными сметно-финансовыми данными.
В качестве примера такого сопоставительного анализа приведем
результаты расчета при выборе конструкции рекуператора для
крупных нагревательных камерных печей с выкатным подом куз-
нечно-прессового цеха одного большого машиностроительного
завода.
Для сопоставления предварительно, на основе анализа лите-
ратурных источников по данному вопросу и опыта самого завода
по эксплуатации рекуператоров из односторонне-игольчатых труб,
были выбраны четыре типа рекуператоров: конвективный чугун-
ный игольчатый из односторонне-игольчатых труб, конвективный
из гладких стальных труб, радиационный щелевой и радиационный
трубчатый (корзиночный).
Для всех четырех типов рекуператоров были приняты одина-
ковые параметры: количество воздуха 730 м3/ч, начальная и ко-
нечная температуры воздуха соответственно 20 и 300° С, объем
дымовых газов 680 м3/ч и температура дымовых газов при входе
в рекуператор 950° С.
Исходные данные по определению массы рассчитываемых реку-
ператоров были взяты из табл. 23, а сметно-финансовые —из ма-
териалов пятого раздела данной книги. При выборе расчетных
скоростей воздуха в рекуператорах ориентировались на получение
суммарных аэродинамических потерь одного порядка.
Данные по определению максимальной температуры стенки
рекуператора (^тах) были взяты на основе экспериментальных
данных определения разницы температур подогрева воздуха
(/в) и для трубчатого стального рекуператора [112], для од-
носторонне-игольчатого рекуператора [27] и для радиационных
рекуператоров (см. рис. 78).
Результаты расчетов сведены в табл. 25, из которой видно, что
для данных условий, общих для всех четырех типов рекупера-
торов, значительно меньшую стоимость (с учетом срока службы)
и меньшее значение имеют радиационные рекуператоры.
Из двух типов радиационных рекуператоров был выбран ще-
левой радиационный, так как максимальная температура стенки
235
щелевого радиационного рекуператора при прочих равных усло-
виях ниже, чем трубчатого, а отсюда и выше тепловая устойчи-
вость, т. е. срок службы.
Несмотря на то что стоимость щелевого и трубчатого радиацион-
ных рекуператоров (по табл. 25) примерно одинакова, щелевой
рекуператор более компактен, чем трубчатый.
Таблица 25
СОПОСТАВЛЕНИЕ РАСЧЕТНЫХ ДАННЫХ
ДЛЯ ЧЕТЫРЕХ ТИПОВ РЕКУПЕРАТОРОВ
Показатели Рекуператор из односто- ронне- игольчатых труб Трубчатый конвективный рекуператор Шелевой радиационный рекуператор Трубчатый радиационный рекуператор
Поверхность нагрева ре- куператора F, м3 6,05 5,1 4,25 4,3
Максимальная темпера- тура стенки рекуперато- ра °C 650 650 420 550
Потери напора на пути воздуха, кН/м3 (мм вод. ст.) . . 1,90 (193) 1,35 (137) 1,96. (200) 1,80 (182,5)
Потери напора на пути дымовых газов, Н/м3 (мм вод. ст.) 2,45 (0,25) 5,40 (0,55) 0,64 (0,065) 0,64 (0,065)
Масса рекуператора, кг 1210 380 750 530
Стоимость рекуператора по укрупненным показа- телям, руб . Средний срок службы ре- куператоров (по табл. 23), лет . 910 770 1280 1290
3,0 2,5 6,0 5,0
Относительная стоимость с учетом срока службы (за единицу принята сто- имость радиационного рекуператора) 1,42 1,44 1,0 1,2
Приведенные выше соображения в пользу радиационных ре-
куператоров, в частности щелевых радиационных, не являются
случайными. В последние годы за рубежом наблюдают тенденцию
к существенному расширению применения радиационных реку-
ператоров. Интересна публикация об исследовании 146 металли-
ческих рекуператоров в 21 прокатном цехе 13 металлургических
фирм Японии [109]. Из 146 обследованных рекуператоров44 были
радиационными и 16 комбинированными. Основные технико-
экономические показатели обследованных рекуператоров приве-
дены в табл. 26, из которой следует, что радиационные (щелевые)
рекуператоры обладают большей тепловой эффективностью и зна-
чительно меньшей засоряемостью по сравнению с конвективными
рекуператорами.
236
Таблица 26
ОСНОВНЫЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ ПРОКАТНЫХ ЦЕХОВ ЯПОНИИ
Показатели Типы рекуператоров
трубчатые (конвективные) петлевые радиационные (щелевые)
Удельная тепловая нагрузка мВт/м3 [ккал/(м2-ч)] 3,5—17,5 2,3—8,1 17,5—41
[3-15] [2-7] [15-35]
Коэффициент теплопередачи Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-ч-°C)] 11,6-58 14—64 41—76
[10-50] [12—55] [35-65]
Предельная температура ды- мовых газов на входе в рекупе- ратор, °C . 950—1050 850—1000 1000—1200
Срок службы (ремонтные цик- лы), лет .... До 1 года До 1 года До 6 лет
Частота чистки рекуператоров, число раз в год 1—4 1—2 0-1
В ряде зарубежных источников указывают на то, что при оди-
наковых температурных условиях газовых сред радиационные
рекуператоры служат дольше, чем конвективные. Так, Флакс [108]
указывает на продолжительность службы конвективных рекупе-
раторов в течение 4—6 лет и радиационных —8 лет, а по статисти-
ческим данным японских ученых конвективные трубчатые реку-
ператоры требуют ремонта через 1 год, а радиационные — через
6 лет (см. табл. 26).
Положительные свойства радиационных рекуператоров обу-
словили их применение не только как высокотемпературных
рекуператоров, но и для низкотемпературного подогрева воздуха.
Г Бухман [113] и И. Фюгер [114] указывают на установку
радиационных рекуператоров в ФРГ и в ГДРзаполуметодическими
кузнечными печами для подогрева воздуха до температуры всего
200° С.
Отмечаются случаи, когда на работающих печах конвективные
рекуператоры заменяют радиационными, что, например, было сде-
лано на кузнечной печи одного из предприятий ГДР [115], причем
отмечают, что если конвективный рекуператор стоил 1290 марок
ГДР, то радиационный — только 210 марок, а срок службы ра-
диационного рекуператора составляет 4 года (0,83 года конвектив-
ного).
Выше было отмечено, что конструкцию рекуператора для дан-
ных конкретных условий наиболее целесообразно выбирать на
основе подробного технико-экономического анализа. Однако такой
анализ не всегда можно осуществить, а поэтому ниже даются при-
ближенные соображения по выбору конструкций рекуператоров
для некоторых типов промышленных печей.
237
Если рекуператор является необходимым элементом установки
печи, без которого печь нельзя эксплуатировать, то при выборе
конструкции рекуператора прежде всего обращают внимание на
то, чтобы рекуператор обеспечивал необходимую температуру
нагрева воздуха, был относительно дешев и достаточно надежен
в эксплуатации.
В случае установки рекуператора только с целью экономии
топлива обязательным является условие, чтобы рекуператор был
самоокупаем, т. е. величина затрат на сооружение и эксплуатацию
рекуператора покрывалась бы стоимостью сэкономленного топ-
лива раньше, чем рекуператор выйдет полностью из строя.
Рекуператоры в СССР в большинстве случаев на заводах
производят индивидуально. Поэтому при выборе конструкции
рекуператора надо принимать во внимание и производственные
возможности его изготовления.
Ниже приведены приближенные рекомендации для рекуперато-
ров, устанавливаемых с целью только экономии топлива.
Термические печи (камерные и проходные) имеют температуру
дымовых газов, выходящих из печи, около 600—800° С, т. е. тем-
пература перед рекуператором может быть не более 550—700° С.
Для печей этой категории оптимальным будет применение чугун-
ных игольчатых рекуператоров, а также рекуператоров из глад-
ких стальных труб (конвективных).
Малые нагревательные (кузнечные) печи с площадью пода
до 0,5—0,8 м2 работают обычно на жидком или газообразном
топливе с очень большим тепловым напряжением рабочего про-
странства и сильным выбиванием пламени из печи. Температура
дымовых газов, уходящих из таких печей, составляет 1200—1300° С.
Для этих печей в качестве оптимальной конструкции следует
рекомендовать радиационные рекуператоры и только в отдельных
случаях термоблоки (монолитные).
Камерные кузнечные (в том числе и щелевые) печи среднего
размера с площадью пода 1,0 3,0 м2 распространены на машино-
строительных заводах. Эти печи также обычно работают с боль-
шим напряжением рабочего пространства. При отоплении кузнеч-
ных печей мазутом догорание его часто проходит в дымовых ка-
налах, поэтому при мазутном отоплении можно рекомендовать
установку на таких печах монолитных и сборных термоблоков
с обязательным устройством в дымоходах перед рекуператорами
отверстий, через которые во время пуска печи выходили бы ды-
мовые газы, минуя рекуператор. В ряде случаев для этой кате-
гории печей целесообразна установка радиационных рекупера-
торов.
На больших камерных кузнечных печах в большинстве слу-
чаев следует рекомендовать установку радиационных (преимуще-
ственно щелевых) рекуператоров, а в случае отсутствия достаточ-
ного места для установки — конвективных рекуператоров из
гладких^стальных труб.
238
Из полуметодических кузнечных, а также методических про-
катных печей дымовые газы уходят с температурой —700—1000° С,
причем реакции горения почти всегда заканчиваются в их рабочем
пространстве. Для печей этой категории целесообразно устана-
вливать рекуператоры из гладких стальных труб, например пет-
левые гладкотрубные или радиационные (щелевые) рекуператоры,
а в некоторых случаях при чистых газах—чугунные игольчатые
рекуператоры.
Когда температура дымовых газов перед входом в рекупера-
торы выше 1000—1100° С, безусловно, рационально применять
радиационные рекуператоры.
Следует еще раз подчеркнуть, что все эти рекомендации яв-
ляются общими, приближенными и в конкретных условиях дан-
ного завода оптимальными могут быть другие решения, завися-
щие от производственных возможностей и наличия тех или дру-
гих материалов для изготовления рекуператоров. Так, например,
сравнительные технико-экономические расчеты, проведенные при-
менительно к нагревательным печам машиностроительной и ме-
таллообрабатывающей промышленности республик Средней Азии,
для четырех типов конвективных рекуператоров (принимая расход
природного газа 100 м’/ч на печь) —термоблока, рекуператора
из гладких прямых стальных труб, трубчатого петлевого и одно-
сторонне-игольчатого — показали, что по капитальным затратам
по степени снижения экономичности конструкции рекуператоров
они располагаются в следующем порядке [116]: при начальной
температуре дымовых газов 1000° С: из гладких прямых стальных
труб, трубчатый — петлевой, односторонне-игольчатый, термо-
блок; при начальной температуре дымовых газов 800° С: одно-
сторонне-игольчатый, из гладких прямых стальных труб, труб-
чатый — петлевой, термоблок.
Глава XVII
ЭКСПЛУАТАЦИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
РЕКУПЕРАТОРОВ
Эффективность работы рекуператорной установки в значи-
тельной степени зависит от правильности ее эксплуатации. Отсут-
ствие необходимого наблюдения за металлическим рекуператором
и несоблюдение правил нормальной его эксплуатации приводят
к понижению тепловой эффективности рекуператора и сокращению
срока его службы.
Для наблюдения за работой рекуператора рекомендуют осна-
стить его следующим минимумом контрольно-измерительной ап-
паратуры: термопарой на пути дымовых газов перед входом их
в рекуператор, термометром или термопарой в трубопроводе горя-
239
чего воздуха по выходе из рекуператора и измерительной диа-
фрагмой на воздухопроводе до рекуператора. Термопара и
термометр необходимы для постоянного контроля темпе-
ратуры дымовых газов перед рекуператором и температуры
подогрева воздуха в нем, а измерительная диафрагма —для опре-
деления расхода воздуха через рекуператор и периодической
проверки его на газоплотность.
При установке рекуператоров на термических печах с темпе-
ратурой дымовых газов перед рекуператором не выше 650—700° С
нет опасности его пережога. Поэтому нет необходимости постоянно
контролировать температуру дымовых газов перед рекуператором
и термопару в дымоходе можно не устанавливать.
При отсутствии измерительной диафрагмы в воздухопроводе
газоплотность можно проверять по расходу воздуха, определяе-
мому при помощи напорной трубки, и по анализу дымовых га-
зов до и после рекуператора.
Перед вводом в эксплуатацию вновь установленного рекупера-
тора необходимо прежде всего проверить, достаточно ли он газо-
плотен. Газоплотность проверяют по показанию расхода воздуха
приборами (измерительной диафрагмой или напорной трубкой),
установленными в воздухопроводе перед рекуператором, при
полностью закрытой задвижке на воздухопроводе за рекупера-
тором. При давлении воздуха перед рекуператором не ниже
последующего рабочего давления приборы не должны показывать
какое-либо количество воздуха, проходящее через рекуператор.
Большей частью воздух проходит через неплотности в местах
примыкания воздушных коробок к блоку рекуператора через
воздушные задвижки, а в игольчатых рекуператорах — через
стыки фланцев игольчатых труб.
После устранения утечек воздуха и двух-трехдневной эксплуа-
тации при нормальных (для данного рекуператора) рабочих тем-
пературах рекуператор вторично испытывают на газоплотность;
после этого (если рекуператор газоплотен) покрывают теплоизо-
ляцией воздухопровод горячего воздуха на участке от рекупера-
тора до горелок или форсунок и воздушные коробки, по которым
проходит горячий воздух.
При вводе рекуператора в работу (нового или после пере-
рыва в. эксплуатации) во избежание его пережога необходимо
строго соблюдать последовательность впуска в него воздуха и
дымовых газов. Впуск воздуха всегда должен предшествовать
впуску дымовых газов. Если рекуператор снабжен устройством для
разбавления дымовых газов воздухом, то при пуске рекуператора
его устанавливают на наибольшую подачу разбавляющего воздуха,
и только после того, как рабочий режим печи станет нормальным,
подачу разбавляющего воздуха регулируют таким образом, чтобы
температура дымовых газов перед рекуператором не превышала
максимально допустимую для материала элементов данного реку-
ператора.
240
При остановке печи и выключений из работы рекуператора,
наоборот, подачу воздуха в рекуператор прекращают только после
того, как полностью прекратится поступление в него дымовых
газов.
Если перед рекуператором нет шибера и обводного (байпас-
ного) дымохода и при остановке печи нельзя прекратить поступ-
ление горячих газов в рекуператор, то во избежание порчи реку-
ператора через него еще некоторое время нужно пропускать воз-
дух (1—1,5 ч), пока температура горячих газов, поступающих
в рекуператор, не снизится до величины, безопасной для металла
рекуператора (500° С для простой углеродистой стали, 550—600° С
для серого чугуна и т. д.). Горячий воздух в этом случае выпу-
скают через специальный патрубок в атмосферу цеха. Через этот же
патрубок выпускают горячий воздух во время кратковременных
уменьшений количества -подаваемого в печь воздуха (например,
в обеденный перерыв).
Нельзя пользоваться при горячем рекуператоре обводным
воздухопроводом, который вообще устанавливают только на время
демонтажа рекуператора. При эксплуатации рекуператора обвод-
ной воздухопровод следует разбирать и заменять заглушками, так
как даже кратковременное прекращение поступления в рекупе-
ратор воздуха при работающей печи, а следовательно, и продол-
жающемся поступлении в рекуператор горячих дымовых газов
поведет к быстрому перегреву и прогару металлических стенок
рекуператора. На одном из заводов ряд металлических рекупе-
раторов был выведен из строя в течение нескольких дней, так
как при форсировках печи мазутные форсунки стали закоксовы-
ваться, и обслуживающий печи персонал перекрыл движение
воздуха через рекуператоры, пустив его по обводным патрубкам.
С одной стороны элементы рекуператора стали омываться дымо-
выми газами с температурой 1200—1250° С, а другая их сторона
не охлаждалась воздухом и поэтому стенки рекуператора быстро
сгорели.
Если температуру дымовых газов перед рекуператором сни-
жают добавлением к ним холодного вентиляторного воздуха,
то температуру смеси, входящей в рекуператор, контролируют по
показаниям термопары.
Газоплотность рекуператора во время эксплуатации прове-
ряют периодически (через 2—3 недели). Понижение температуры
подогрева воздуха в рекуператоре при прочих постоянных пара-
метрах вызывается ухудшением газоплотности рекуператора
или засорением поверхности нагрева и уменьшением теплопе-
редачи.
Дымовая сторона рекуператора засоряется при любом виде
топлива и при любом типе рекуператора. Чем более засорены ды-
мовые газы и чем уже каналы для их прохода, тем быстрее засо-
ряется рекуператор. Скорость засорения рекуператора в значи-
тельной степени зависит от конструкции его установки.
16 Б. П. Тебеньков
241
'Гак как наиболее значительно рекуператор засоряется во
время разогрева печи, то работа печи посменно также ускоряет
его засорение. При одном и том же виде топлива засорение реку-
ператора при трехсменной работе (т. е. непрерывной работе)
будет меньше, чем при одно- или двухсменной, особенно если от-
сутствуют обводные дымоходы и дымовые газы при разогреве
проходят через рекуператор. От всех этих факторов зависят и
периоды между чистками рекуператоров, которые устанавливают
на основе данных практики.
Можно рекомендовать приблизительные максимальные интер-
валы между чистками (табл. 27), относящиеся к установке реку-
ператоров на печах с минимальным технологическим уносом и
оптимальным расположением рекуператорных элементов по отно-
шению к току дымовых газов.
Таблица 27
ИНТЕРВАЛ ВРЕМЕНИ МЕЖДУ ЧИСТКАМИ
ДЫМОВОЙ ПОВЕРХНОСТИ РЕКУПЕРАТОРА (ПРИБЛИЖЕННО)
Рекуператор Интервал при отоплении
чистый газ мазут или грязный газ
Игольчатый: из труб типа 17,5 4 мес. 15 дней
из труб типа 28 . 6 » 1 мес.
из труб с гладкой наружной поверхностью 6 » 3 »
Термоблок: на термической печи 1 » 15 дней
на нагревательной печи 6 » 1 мес.
Рекуператор: из гладких стальных труб 6 » 3
радиационный 12 » 6
Способ очистки дымовой поверхности зависит в основном от
типа рекуператора и типа осадка на поверхности. Обычно приме-
няют механическую очистку с последующей обдувкой компрес-
сорным воздухом или паром. В некоторых случаях налет пыли
на трубах рекуператоров бывает довольно рыхлым и для-очистки
достаточно только обдувать дымовую поверхность сжатым воз-
духом. Нефтяной кокс сравнительно прочно пристает к чугуну
и стали и его почти всегда приходится удалять механическим пу-
тем.
Механическую очистку осуществляют различными способами.
При омывании дымовыми газами гладких труб снаружи поверх-
ность нагрева очищают скребками. Если дымовые газы проходят
внутри гладких труб, трубы чистят банниками. Для очистки ды-
мовой поверхности двусторонне-игольчатых рекуператорных труб
можно применять металлические щетки.
242
Если печь останавливают на сравнительно продолжительное
время, то в рекуператорах, открытых сверху (например, с верти-
кальным током дымовых газов и выпуском их в цех), для предот-
вращения засорения рекуператорных элементов верхний выход-
ной дымовой проем нужно закрыть стальными листами (кровель-
ным железом).
В рекуператорах, расположенных в боровах, очищать и осма-
тривать элементы желательно выше отметки уровня пола цеха,
т. е. для этого надо вынимать рекуператор из его проема в борове
и попутно очищать рекуператорный проем.
В литературе имеются сообщения о химических методах пред-
отвращения или уменьшения засорения поверхности нагрева
рекуператоров. Так, на заводе Борзиг (ФРГ) поверхность чугун-
ных ребристых труб рекуператоров, установленных на методи-
ческих прокатных печах, отапливаемых мазутом, покрывали перед
вводом в эксплуатацию специальным составом из смесей карбо-
натов кальция и магния [117]. Это покрытие предохраняло по-
верхность труб рекуператоров от плотного приставания к ней
уноса из печей, содержащегося в дымовых газах (окалины, сажи-
стого углерода и т. д.).
Раздел третий
КЕРАМИЧЕСКИЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
Глава XVIII
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Керамические рекуператоры устанавливают в основном на
высокотемпературных нагревательных печах (нагревательные ко-
лодцы, методические прокатные печи и т. п.) для надежного по-
догрева воздуха до 600—900° С при температуре входящих в них
дымовых газов 1000—1500° С.
Наибольшее распространение в промышленности в настоящее
время получили керамические рекуператоры, элементы которых
изготовлены из шамота или карбошамота, т. е. смеси, содержащей
шамот и карборунд. Производство рекуператорных элементов
из этих материалов давно освоено предприятиями огнеупорной
промышленности как в СССР, так и за рубежом и из таких элемен-
тов выполнены почти все керамические рекуператоры нагрева-
тельных колодцев блюмингов и больших методических прокат-
ных печей.
Иногда керамические рекуператоры выполняют из элементов,
сделанных из карборунда, корунда, а в последние годы исполь-
зуют и ситалл. Хотя карборунд примерно в 20—25 раз, а корунд
в 10 раз дороже шамота, однако перспективность применения
этих материалов определяется следующим:
1. Коэффициент теплопроводности (при 800—1000° С) карбо-
рунда в 7—8 раз, а корунда в 3 раза больше, чем шамота, что
например, в случае применения карборунда значительно снижает
стоимость единицы поверхности нагрева рекуператора и прибли-
жает ее к стоимости единицы поверхности нагрева шамотного
рекуператора.
2. Минимальная толщина стенок рекуператорных элементов
из шамота по условиям технологии изготовления составляет 16 мм,
тогда как корундовые рекуператорные трубы, по данным работы
[23], изготовляют с толщиной стенок всего только 5 мм.
3. Минимальная длина рекуператорных элементов из шамота
и карбошамота составляет 400 мм, карборундовых труб — до
1,32 м [118], корундовых —до 2,0 м [23], что позволяет получить
значительно меньше стыков рекуператорных элементов, а следо;
244
вательно, существенно снизить газопроницаемость рекуператора —
наиболее отрицательное свойство керамического рекуператора.
Ситалловые трубы в СССР выпускаются длиной 3 м с толщиной
стенок 5 мм. Коэффициент теплопроводности ситалла прибли-
жается по величине к коэффициенту для шамота.
В табл. 28 приведены основные данные о материалах, исполь-
зуемых в настоящее время для изготовления элементов керами-
ческих рекуператоров [13, 1181.
Таблица 28
ХАРАКТЕРИСТИКА ОГНЕУПОРНЫХ МАТЕРИАЛОВ
ДЛЯ КЕРАМИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Огнеупорные материалы Огнеупор- ность, °C Температура начала размягчения, °C Термо- стой- кость (тепло- смены) Плотность, г/смэ Коэффициент линейного расширения, X 10-®
Шамот Высокогл и ноземи- стые 1610—1750 — 1320 >10 1,8-2,0 (4,5-6)
(Л12О3я=-50 -60%) Корунд на гл и пи- 1780-2000 >1580 >5 2,1—2,4 (5-5,5)
стой связке 2000 >1690 >30 2,6—2,9 7,2
Карбошамот Карборунд па глн- 1690 1390 До 23 1,97—2,0 5,6
нистой связке Рекристаллизован- ный карборунд Ситалл 2000 1700—1800 * 2200 — 1800 Не дефор- мируется 1050 >ю До 50 2,1—2,13 3,14—3,2 2,5-2,7 4,7 2,9 (До 900°)
В числителе — окислительная среда, в знаменателе — восстановительная среда.
Газоплотность керамических рекуператоров ниже, чем метал-
лических, и особенно низка у шамотных рекуператоров, причем
снижается по мере увеличения периода эксплуатации рекупера-
торов. Чтобы уменьшить газопроницаемость стыков в керамичес-
ких рекуператорах, не следует допускать больших перепадов
давления между воздушной и дымовой сторонами, а следовательно,
и больших скоростей движения дымовых газов и воздуха. Низкие
скорости газовых сред, а также сравнительно большое термичес-
кое сопротивление разделительной стенки обусловливают полу-
чение малого коэффициента теплопередачи в керамических реку-
ператорах, составляющего, например, для шамотных рекупера-
торов —3—7 Вт/(м2-°С) [2,5—6,0 ккал/(м2-ч-°С)].
245
Глава XIX
111АЛ10ТНЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
В начале применения на металлургических печах керамиче-
ские рекуператоры выполнялись не из фасонных, а из обыкновен-
ных прямых шамотных кирпичей путем выкладки сплошных пере-
межающихся один с другим дымовых и воздушных каналов.
Стоимость сооружения таких рекуператоров была низкой, что
и являлось их большим преимуществом, а тепловая эффектив-
ность — невысокой вследствие очень большой газопроницаемости
стенок (в стыках кирпичей) и малого коэффициента теплопередачи
ввиду большого термического сопротивления стенок толщиной
65 мм.
В настоящее время шамотные (а также и карбошамотные)
рекуператоры сооружают из фасонных кирпичей, выполненных
в виде труб или блоков с отверстиями для прохождения воздуха
или дымовых газов. С целью увеличения газоплотности между
воздушной и дымовой сторонами создают лабиринтное уплотне-
ние, для чего места стыков рекуператорных элементов выполняют
фигурными.
Для лучшего теплоиспользования, т. е. для уменьшения тер-
мического сопротивления, стенки рекуператорных элементов же-
лательно делать возможно тоньше, а элементы для увеличения
газоплотности рекуператора —возможно длинней. Чтобы обе-
спечить достаточную прочность рекуператорных элементов
(а также по условиям технологии их изготовления), стенки фасон-
ных шамотных камней выполняют толщиной не менее 13—15 мм,
а максимальный габаритный размер их (длина трубок или бло-
ков) составляет 350—400 мм.
Положение шва в месте стыка .шамотных рекуператорных
элементов играет большую роль в создании достаточной газо-
плотности рекуператора. При горизонтальном расположении
элементов соединительный шов вертикальный и поэтому менее
газоплотный, так как трещины, появляющиеся при нагревании
элементов, при охлаждении не закрываются. При вертикальном
расположении элементов рекуператоров и наличии горизонталь-
ных соединительных швов уплотнению стыков способствует да-
вление столба вышележащих элементов, и поэтому такие реку-
ператоры более газоплотны.
В последнее время применяют шамотные (карбошамотные)
рекуператоры почти исключительно с вертикальным располо-
жением элементов (камней) и с горизонтальными швами,
РЕКУПЕРАТОРЫ ТРУБЧАТЫХ ШАМОТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Шамотные (карбошамотные) рекуператоры из трубчатых эле-
ментов получили в последнее время сравнительно широкое при-
менение на металлургических высокотемпературных камерных
246
Рис. 122. Рекуперативный нагревательный колодец с керамическими трубчатыми рекуператорами (конструкции Стальпроекта;
Uftigcog огонроиох доддии
Рис. 123. Керамический трубчатый рекуператор (типа Амко):
/ — керамические рекуператорные трубы; 2 — промежуточные коль-
ца (стыковые кирпичи); 3 — верхние кольца; 4 — промежуточные
перегородки;5 — керамические цилиндры (пробки); б — нижние коль-
ца; 7 — нижние опорные камни; 3 — верхние перекрывающие плиты;
9 — песочный затвор
248
печах (нагревательных колодцах), а также на некоторых печах
химической промышленности и в промышленности строительных
материалов.
На рис. 122 изображен нагревательный колодец с отоплением
из центра подины с двумя керамическими трубчатыми рекупера-
торами. Устройство рекуператора показано на рис. 123. Дымовые
газы проходят по трубам рекуператора сверху вниз, не меняя
своего направления. Воздух омывает рекуператорные трубы сна-
ружи и проходит в рекуператоре снизу вверх, несколько раз
меняя направление движения на 180°.
Керамические рекуператорные трубы — восьмигранной в се-
чении формы; длина труб 300—400 мм. Два верхних ряда и один
нижний выкладывают из карбошамотных труб, а три средних —
из шамотных. Толщина стенок шамотных труб составляет 13 мм
и карбошамотных 16 мм. Трубы соединяют одну с другой при
помощи специальных колец—стыковых кирпичей 2 (рис. 123),
причем трубы с кольцами соединяют, скрепляя воздушнотверде-
ющим цементом. Для образования каналов на пути воздуха
и предотвращения движения его вдоль труб между кольцами
вставляют промежуточные перегородки различной формы 4 (рис.
123).
Наиболее термически напряженными в рекуператоре являются
Таблица 29
ОСНОВНЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ РЕКУПЕРАТОРОВ
ИЗ ШАМОТНЫХ ТРУБ (ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ
ПРОХОДЯТ ВНУТРИ ТРУБ)
Показатели Нагревательный колодец с горелкой в центре пода Методическая прокатная печь
печь А печь Б
Поверхность нагрева рекуператора, м2
воздушная сторона 415 640 1120
дымовая сторона . . . Число труб, образующих дымовой ка- 348 540 946
нал рекуператора Число ходов в рекуператоре на воз- 6 8 9
Душном пути Объем воздуха, поступающего в ре- куператор, м®/ч Потери воздуха через неплотности ре- куператора, % Температура дымовых газов перед ре- 5 7 2
4800 5100 27 20 000
куператором, °C . 1170 1180 800
Температура нагрева воздуха, °C Коэффициент теплопередачи, отнесен- ный к дымовой поверхности нагрева рекуператора, Вт/(м2-°С) 850 810 350
1ккал/(м2.ч.°С)] 8,15 [7] 7,45 [6,4] 7,67 [6,6]
249
верхние ряды труб, куда входят горячие дымовые газы и где на
трубы действует излучение предрекуператорного пространства,
и нижний ряд труб, куда входит холодный воздух и где создается
большой перепад температур в стенках труб. Поэтому в этих уча-
стках рекуператора и устанавливают карбошамотные трубы, обла-
дающие большой термической устойчивостью. Чтобы предотвра-
тить просачивание воздуха на дымовую сторону при изменении
высоты столба нагревающихся труб, верхнюю трубную решетку
рекуператора соединяют со степами песочным затвором 9
(рис. 123).
Температура нагрева воздуха в рекуператоре может доходить
до 800—850° С при температуре дымовых газов, входящих в ре-
куператор, 1200—1250° С.
В табл. 29 по данным В. Г Каплана [112] приведены основные
технические данные по шамотным рекуператорам из трубчатых
элементов, установленным на нагревательных колодцах с горел-
кой в центре подины и на методической печи.
2. РЕКУПЕРАТОРЫ ИЗ ШАМОТНЫХ БЛОКОВ
(КАМНЕЙ)
Существует много фасонных шамотных блоков (камней) для
рекуператоров. Наиболее распространенными являются блоки
с четырьмя прямоугольными каналами.
На рис. 124 показана методическая трехзонная нагреватель-
ная прокатная печь с шамотным рекуператором, выложенным
из камней с четырьмя каналами. Дымовые газы омывают фасон-
ные камни снаружи, а воздух проходит по каналам внутри камней.
Дымовые газы проходят рекуператор в два хода. Вначале они
поступают в верхнюю половину рекуператора, проходят ее в го-
ризонтальном направлении, поворачивают на 180°, движутся
через нижнюю половину рекуператора в горизонтальном напра-
влении и затем поступают в боров, отводящий дымовые газы
в трубу. Воздух движется по рекуператору снизу вверх верти-
кально, не меняя направления.
На рис. 125 показан шамотный рекуператор из камней с че-
тырьмя каналами. Камни установлены один на другой таким об-
разом, что внутренние каналы каждого камня являются продол-
жением каналов нижележащего камня. Плоскости примыкания
камней шлифуют. Ряд камней, расположенных у вертикальных
стен рекуператора, набирают из половинчатых камней 4 (рис. 125),
имеющих два канала; одна из наружных сторон такого камня —
гладкая (для плотного прилегания к стенке рекуперативной ка-
меры).
Для создания лабиринтного уплотнения и образования
горизонтальных дымовых каналов между концами соседних кам-
ней закрепляют при помощи воздушнотвердеющего цемента
250
со
СЛ
Рис. 124. Трехэонная методическая нагревательная прокатная печь с керамическим блочным рекуператором (конструкции Сталь-
проекта)
специальные горизонтальные промежуточные перегородки 9
(рис. 125).
Температура дымовых газов, входящих в рекуператор, соста-
вляет 850—900° С; температура подогрева воздуха доходит до
500—650° С. Для рекуператора, выполненного из камней с че-
тырьмя каналами, существует меньше марок фасонных камней, чем
для трубчатого (по рис. 123), и монтировать его легче, однако
тепловая эффективность его ниже, чем трубчатого, так как в по-
Рис. 125. Керамический блочный рекупера-
тор из камней с четырьмя каналами (типа
Чапман—Штейн):
I — камень с четырьмя каналами; 2 — проме-
жуточные перегородки; 3 — нижиие и верх-
ние фасонные камни (опорные и перекрываю-
щие); 4 — половина камня с четырьмя кана-
лами; 5 — воздух; 6 — дымовые газы
воздуха в рекуператоре снижают
следнем элементы омываются
газами более полно.
По газоплотности рекупе-
раторы из камней с кана-
лами также несколько усту-
пают трубчатым шамотным
рекуператорам. Для умень-
шения газопроницаемости
стыков камней в методиче-
ских прокатных печах ино-
гда осуществляют не подачу
холодного воздуха в рекупе-
ратор, а отсос горячего воз-
духа из рекуператора. При
работе методических печей
на газе высокого давления
воздух инжектируется горел-
ками через рекуператор и
в этом случае подогревается
в нем до 600—750° С.
Если для подачи горя-
чего воздуха к горелкам
между рекуператором и го-
релками устанавливают экс-
гаустер из жаропрочного ме-
талла, то для обеспечения
теплоустойчивости эксгау-
стера температуру подогрева
до 400—450° С или же подо-
гревают воздух в рекуператоре до более высоких температур
(500—600° С), а затем перед эксгаустером разбавляют подогре-
тый воздух холодным до достижения температуры смеси около
400° С.
В табл. 30 приведены технические показатели шамотных реку-
ператоров, выполненных из блоков для трех методических про-
катных печей [112].
Трубчатые шамотные рекуператоры компактнее блочных,
однако они менее прочны, чем последние. Кроме того, у блочных
рекуператоров по воздушному тракту аэродинамическое сопро-
тивление значительно меньше, чем у трубчатых, что очень важно,
252
Таблица 30
ОСНОВНЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ РЕКУПЕРАТОРОВ
ИЗ ФАСОННЫХ ШАМОТНЫХ БЛОКОВ (КАМНЕЙ),
АНОВЛЕННЫХ НА МЕТОДИЧЕСКИХ ПРОКАТНЫХ ПЕЧАХ
Показатели Печи
А Б В
Поверхность нагрева рекуператора, м2: воздушная сторона 3910 2850 5010
дымовая сторона . , . , 1770 1290 2240
Объем насадки рекуператора, м3 260 190 330
Число блоков, образующих один воз- душный канал рекуператора, шт. 18 16 24
Объем воздуха, поступающего в реку- ператор, м3/ч 73 000 48 000 54 500
Потери воздуха через неплотности ре- куператора, % . 65 50 23
Температура дымовых газов перед ре- куператором, °C Температура нагрева воздуха, °C 950 — 1090
355 610 680
Коэффициент теплопередачи, отнесен- ный к дымовой поверхности нагрева рекуператора, Вт/(м2-°С) [ккал/(м2-Ч'°С)1 4,0 [3,5] 7,55 [6,5] 9,9 [8,5]
например, при установке керамических рекуператоров на печах
с инжекционными газовыми горелками, просасывающими воздух
через рекуператор.
3. ПРАКТИКА ЭКСПЛУАТАЦИИ
ШАМОТНЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Несмотря на то что шамотные рекуператоры применяют уже
сравнительно давно, работ, посвященных их испытаниям и иссле-
дованию, опубликовано мало, причем в опубликованных работах
рассматривают в основном конструкции трубчатых керамичес-
ких рекуператоров для нагревательных колодцев.
Это можно объяснить тем, что нагревательные колодцы —
высокотемпературные камерные печи, в которых рекуператоры
являются очень важным узлом, и их установка прежде всего выз-
вана технологической необходимостью. Нагревательные реку-
перативные колодцы часто отапливают смесью коксового и до-
менного газов с теплотой сгорания 5860—9200 кДж/м3 (1400 —
2200 ккал 'м3). Поэтому получить в них необходимую для нагрева
металла температуру без подогрева воздуха невозможно. Плохая
работа рекуператора может не только снизить производительность
колодца, но и создать условия, при которых нельзя будет обеспе-
253
Цить нагрев металла до необходимой температуры. Поэтому пре-
дусматривают проведение различных мероприятий с целью повы-
шения эффективности эксплуатации рекуператоров (повышают
газоплотность, чистят газовые каналы и т. д.).
Испытания показали, что у трубчатых шамотных рекуперато-
ров, которыми оборудованы нагревательные колодцы, плохая
герметичность. Поэтому для них характерны большие утечки
воздуха в атмосферу и в дымовые каналы. Проверка рекуперато-
ров на газоплотность в холодном состоянии дает возможность
обнаружить некоторые дефектные места и частично ликвидиро-
вать утечку, однако значительная часть рекуператора недоступна
для таких исправлений.
При проектировании шамотных керамических рекуператоров
предусматривают первоначальную утечку воздуха на дымовую
сторону, составляющую 10—20% от количества воздуха перед
рекуператором [119]. В процессе эксплуатации колодцев утечка
воздуха в шамотных рекуператорах увеличивается и доходит
через несколько месяцев (по литературным данным) до 30—40%,
а в отдельных случаях даже —до 60% [120].
Такая низкая газоплотность является основным недостатком
шамотных рекуператоров, так как при большой утечке воздуха
нарушается автоматическое регулирование процесса горения и
вследствие значительного уменьшения количества сжигаемого газа
понижается производительность колодцев.
Потери воздуха возрастают по мере увеличения его подачи,
так как повышается перепад давления между воздушной и ды-
мовой сторонами в рекуператоре. Поэтому компенсация утечки
воздуха увеличением подачи его от вентилятора мало эффек-
тивна.
Непременным условием обеспечения удовлетворительной га-
зоплотности шамотного рекуператора является качественный его
монтаж, в процессе которого необходимо точно соблюдать техни-
ческие условия на кладку. В период эксплуатации рекуператора
величина утечки воздуха зависит от разности давлений между
воздушной и дымовой сторонами, поэтому необходимо принимать
различные меры по уменьшению этой разности, которая обычно
составляет 39—118 Н/мг (4—12 мм вод. ст.).
Если выбрать шамотный рекуператор для нагревательного ко-
лодца (см. рис. 123), то аэродинамически конструкция его не-
удачна и должна обусловливать большую газопроницаемость, так
как в месте максимального разрежения на пути движения дымо-
вых газов (внизу) наибольшее положительное давление создается
по ходу движения воздуха.
В печах с шамотными рекуператорами тяга осуществляется
почти всегда при помощи дымовой трубы, т. е. дымовой тракт
почти во всех случаях находится под разрежением. Поэтому
для уменьшения перепада давлений между воздушной и дымовой
сторонами в рекуператоре желательно, чтобы воздушный тракт
254
также находился под разрежением. Для этого воздушный венти-
лятор целесообразно устанавливать не перед рекуператором,
а после него, т. е. вентилятор должен работать на просос воздуха
через рекуператор, а не на нагнетание. Однако такую установку
вентиляторов на рекуператорах нагревательных колодцев не при-
меняют, так как пока еще нет серийного производства вентиля-
торов прямого действия, надежно работающих при температуре
газов 800 —900° С.
Засорение дымовых каналов ведет к увеличению аэродинами-
ческого сопротивления, а следовательно, к созданию большого
разрежения в них, увеличению утечки воздуха и ухудшению ра-
боты. Поэтому дымовые каналы рекуператоров следует обяза-
тельно чистить. На заводе «Азовсталь», например, трубы очищают
при помощи стругов из стальных полос во время холодных ре-
монтов.
Утечка воздуха из шамотных рекуператоров происходит не
только через стенки дымовых каналов, но также и через кладку
стен рекуператора. Поэтому оказалось полезным обшивать сна-
ружи стены рекуператоров листовой сталью. После проведения
этого мероприятия на ряде рекуператоров утечка воздуха снизи-
лась на 10—20%.
Одной из основных причин увеличения утечки воздуха в ды-
мовые каналы шамотного рекуператора является образование
трещин в стенках керамических элементов (труб). Трещины воз-
никают вследствие резкого изменения температур в рекуператоре и
большого перепада температур в стенке керамической трубы
в периоды разогрева или охлаждения рекуператора.
Интересен опыт эксплуатации керамического шамотного труб-
чатого рекуператора на сталеплавильной печи, построенной по
предложению М. А. Глинкова [118]. Поверхность нагрева реку-
ператора составляла 236 м2. По высоте рекуператора было 9 рядов
трубок.
Наилучшие результаты получили при эксплуатации на
сталеплавильной печи рекуператоров, три верхних ряда тру-
бок которых выполнены из высокоглиноземистых материалов
(—60%Д12О3), а остальные ряды трубок —из карбошамота
(~39%SiC).
Устойчивая температура подогрева воздуха составляла 950 —
1000° С при температуре верхнего перекрытия ~1400°С. При
продувке рекуператора в холодном состоянии утечка воздуха
была не более 10%. Потери воздуха в горячем состоянии на основе
расчетов по анализу газов составили около 15%. Хорошая газо-
плотность являлась следствием уплотнения стыков выносом шлака
из печи, большого геометрического напора нагретого воздуха —
порядка 56—69 Н/м2 (6—7 мм вод. ст.) и инжектирующего дей-
ствия форсунки. Это позволяло получить в рекуператоре сравни-
тельно небольшой перепад давлений между воздушной и дымовой
трассами.
255
Рис. 126. Камерная нагревательная печь безокислителыюго нагрева открытым пламенем с рекуператором из карборундо-
вых труб
Итоги работы керамического рекуператора показали воз-
можность промышленной эксплуатации сталеплавильной печи
с керамическим рекуператором при нагреве воздуха до 950 —
1000° С.
Глава XX
КАРБОРУНДОВЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
По своим качествам (высокий коэффициент теплопроводности,
высокая механическая прочность до 1500—1700° С) карборунд
является хорошим материалом для элементов керамического
рекуператора. Однако, как выше указывалось, карборундовые
изделия относительно дороги, а, кроме того, карборунд плохо
сопротивляется действию технологического уноса из печи (шлака,
окалины, серы). Очевидно, эти обстоятельства и определяют пока
незначительный масштаб применения карборундовых рекупера-
торов.
По литературным данным, в 30-х годах XX в. в СССР и в США
работало несколько методических прокатных печей с рекупера-
торами из карборундовых труб сечением 100/144 мм и длиной
1320 мм, располагаемых горизонтально в шахматном порядке
с заделкой концов труб в фасонные блоки на воздушнотвердеющем
цементе, причем нагреваемый воздух пропускали внутри труб,
а дымовые газы обтекали трубы снаружи [118]. Для турбулиза-
ции воздушного потока и прижатия его к стенкам труб в них
помещались фасонные керамические вставки. Отмечали незна-
чительную утечку воздуха в карборундовых рекуператорах.
Коэффициент теплопередачи при этом составлял 16,5—26,5
Вт/(ма-°С) [14—22 ккал/(м2-ч-°С) ].
В последние годы в связи с применением печей безокислитель-
ного нагрева стали открытым пламенем и необходимостью нагрева
воздуха до 800—900°С стали применять карборундовые рекупе-
раторы в небольших камерных кузнечных печах с регулируемой
газовой средой.
На рис. 126 изображена камерная кузнечная печь с промежу-
точным излучающим сводом и встроенным карборундовым реку-
ператором для малоокислительного нагрева стали под ковку
в атмосфере неполного сжигания газа, дожигаемого затем в под-
рекуператорном пространстве [121]. Длина карборундовых труб
составляла 1230 мм и сечение 60/85 мм. Воздух в рекуператоре
подогревали до 800—900° С. Печь в течение 5 лет работала
на инструментальном заводе без ремонта, несмотря на то что
она стояла рядом с 1600-т прессом и вибрации печи были боль-
шие.
17
Б. П. Тебеньков
257
Глава XXI
КОРУНДОВЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
Изделия из корунда отличаются высокой огнеупорностью
более высокой, чем шамот, теплопроводностью и весьма высокой
устойчивостью против действия шлаков, что определяет перспек-
тивность применения корунда для изготовления элементов кера-
мических рекуператоров.
Однако в литературе отмечаются только единичные случаи
применения за последние 30—40 лет корундовых рекуператоров
258
И Притом небольших размеров [118], что, вероятно, являлось
следствием недостаточного совершенства технологии изготовле-
ния тонкостенных корундовых труб большой цлины.
Современный уровень развития керамического производства
позволяет уже ставить задачу серийного производства корундо-
вых рекуператорных труб. По литературным данным, освоено
производство прессованных корундовых труб длиной 2 м и сече-
нием 96/86 мм, т. е. с толщиной стенки всего 5 мм [23]. При испы-
тании этих труб получен коэффициент теплопроводности 1,2—
3,5 Вт/(м-°С) [1—3 ккал/(м-ч-°С) ], причем не было обнаружено
трещин после 20-кратного нагрева до 1000° С и охлаждения в воде
после каждого нагрева.
Из подобных корундовых труб сооружен рекуператор, изобра-
женный на рис. 127 и служащий для нагрева воздуха до 800° С'
(1200 м3/ч). Рекуператор сооружен из 247 труб, каждая из которых
состоит из двух частей, связанных шестигранными муфтами, даю-
щими возможность свободно удлиняться концам труб и одновре-
менно служащими горизонтальными перегородками для потока
воздуха. Снизу трубы укреплены в гнездах, образованных из
аналогичных соединительных муфт и шамотных фасонных дета-
лей, а верхние концы труб соединены шестигранными муфтами
и уплотнены мембранами. Дымовые газы проходят внутри труб
снизу вверх, а воздух обтекает трубы снаружи по принципу пере-
крестного противотока.
Глава XXII
СИТАЛЛОВЫЕ РЕКУПЕРАТОРЫ
Ситалл или стеклокристалл —это новый материал на основе
стекла, имеющий мелкозернистую равномерную структуру, обес-
печивающую высокие механические и термомеханические свой-
ства, однако ситаллы не обладают вязкостью и ковкостью и их
относят к хрупким материалам [122, 123]. Трубы из ситалла,
так как они обладают высокой противокоррозийной стойкостью,
прочностью при высоких температурах и сравнительно малым
тепловым расширением, можно считать перспективным мате-
риалом для изготовления рекуператоров нагревательных
печей.
Сотрудниками кафедры технологии металлов Днепропетров-
ского инженерно-строительного института (ДИСИ) в 1965—1967 гг.
проведены исследования небольших рекуператоров из ситалло-
вых труб при температуре подогрева воздуха до 550—600° С
(124, 125]. На основе исследования были даны рекомендации
по применению ситалловых труб для температур стенок до 900 —
1000° С.
259
Б институте «Теплопроект» в 1966—1968 гг. был спроектиро-
ван, сооружен и исследован опытный рекуператор (рис. 128)
из ситалловых труб длиной 3 м с внутренним диаметром 50 мм
и толщиной стенок 5 мм, причем температура дымовых газов,
Рис. 128. Керамический рекуператор из ситалловых труб
входящих в рекуператор, доходила до 1200° С, а подогрев воздуха
осуществлялся до 700° С [126]. Было проведено два этапа исследо-
ваний с ситаллом двух разных марок.
Ситалловые трубы (39 шт.) устанавливали на нижней плите
из жаропрочной стали (25% Сг, 19% Ni). Установку труб в гнезда
плиты осуществляли при помощи мастики на жидком стекле,
содержащей 85% хромистого порошка (зерна менее 0,88 мм) и
260
15% огнеупорной глины. На верхней плите обеспечивали свобод-
ное расширение труб при помощи сальниковых уплотнений.
Основные показатели работы рекуператора, а также данные ис-
следования ситалловых рекуператоров ДИСИ приведены в табл. 31.
Максимальная температура нижней плиты достигала 1030е С.
Перепад температур по высоте ситалловых труб колебался от
Таблица 31
СОПОСТАВЛЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РЕКУПЕРАТОРОВ
ИЗ СИТАЛЛОВЫХ ТРУБ
Параметры Конструкции Теплопроскта Конструкции ДИСИ
первый рекуператор второй рекуператор
Поверхность нагрева реку- ператора, м2 21,3 2,4 6,8
Длина ситалловых труб, м 3 0,9 2
Расположение ситалловых труб Вертикальное Горизонтальное Вертикальное
Схема движения дымовых газов и воздуха Противоток Прямоток Прямоток
Температура дымовых газов перед рекуператором /д, °C 800—1200 1000—1100 1000—1150
Температура подогрева воз- духа °C 250—700 600 500—550
Максимальная температура стенок ситалловых труб, °C 300—880 900—950 До 1000
Количество воздуха, нагре- ваемого в рекуператоре, м2/ч 150—750 50—450 50—450
Скорость воздуха в трубах, М/С 2—7 1,9—9 0,9—5
Скорость дымовых газов, м/с 1,08—1,6 0,4—0,65 До 3,5
Коэффициент теплопереда- чи, вт/(м2-°С) 6,5—9,3 10,5—18,6 7,0—17,5
[ккал/(м2-ч 'С)] 15,6—81 [9-16] [6-15]
Продолжительность работы, ч 140 и 50 2000 1500
' I
170 до 420° С, а перепад по ширине первого ряда труб —от 10
до 90е С.
После первого этапа исследования (140 ч) на ряде труб (30 —
40%) непосредственно над местами их установки в плите появи-
лись трещины, причинами которых можно считать жесткую за-
делку труб в плите огнеупорной массой, различие в коэффициен-
тах линейного расширения опорной металлической плиты и си-
талловых труб и большую температурную неравномерность в зоне
заделки труб. Однако причинами появления трещин могло быть
и невысокое качество опытных ситалловых труб.
На втором этапе исследования рекуператора (50 ч) уплотне-
ние опорных концов труб во втулках осуществляли массой из
261
шамотного и диатомового порошков, асбеста и огнеупорной глины
с водой. При демонтаже рекуператора было установлено, что
в нижней плите появилась трещина шириной от 3 до 10 мм, и это
вызвало понижение температуры стенки плиты и труб, а также
температуры подогрева воздуха и дымовых газов на выходе из
рекуператора. Появились трещины и в ситалловых трубах (23 —
25%). В этом случае появление поперечных трещин в трубах могло
быть вызвано появлением трещины в плите.
Рекуператор конструкции Теплопроекта в период исследо-
вания дважды выходил из строя, о разрушении рекуператоров
ДИСИ в работах [124, 125] не упоминается, несмотря на более
длительные сроки исследования.. Это можно отчасти объяснить
меньшей длиной труб и меньшей поверхностью нагрева рекупера-
торов ДИСИ.
Причиной существенных расхождений величин температуры
стенок ситалловых труб рекуператоров, очевидно, является не-
точность способа измерения температуры стенок. При исследо-
вании сотрудниками Теплопроекта термопары монтировали на
трубах контактным способом, а при исследовании ДИСИ темпе-
ратуру стенок измеряли оптическим пирометром.
Глава XXIII
РАСЧЕТ КЕРАМИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Для расчета керамических рекуператоров можно применять
формулы по теплоотдаче и аэродинамическим сопротивлениям,
приведенные в гл. III, причем в шамотных рекуператорах в боль-
шинстве случаев теплоотдача происходит по системе «канал» и
на дымовой, и на воздушной стороне.
В шамотных рекуператорах коэффициент теплоперадачи реко-
мендуют определять отдельно для начала и конца хода дымовых
газов (или воздуха) в рекуператоре и по этим двум полученным
величинам принимать среднее значение для определения необхо-
димой поверхности нагрева рекуператора.• Это следует делать
потому, что в результате большого прососа воздуха в дымовые
каналы шамотных рекуператоров коэффициент теплопередачи
изменяется довольно значительно.
Принимают, что просос воздуха равномерно распределен по
всей поверхности нагрева (по количеству воздуха). Величину
прососа воздуха на дымовую сторону можно принимать равной
—25—35%, причем большее значение относится к большим реку-
ператорам.
Скорость дымовых газов в шамотных рекуператорах при уда-
лении их через дымовую трубу принимают равной 1—2 м/с, а при
удалении через дымосос 2—5 м/с; скорость воздуха 1,5—2,0 м/с-
262
Так как расчетом шамотных рекуператоров занимается неболь-
шое число специализированных организаций, то пример расчета
в данной книге не приведен, а более подробные данные расчета
могут быть взяты из работы 1.131.
Глава XXIV
КЕРАМИКО-М Е ТАЛ ЛИ Ч ЕСКИ Е Р Е КУП ЕР ATOP Ы
Вследствие того, что керамические рекуператоры позволяют
устойчиво подогревать воздух до более высоких температур, чем
металлические, но они менее газоплотны и более громоздки,
в последнее время появились керамико-металлические рекупера-
Рис. 129. Камерная нагревательная печь с подогревом воздуха п
довательно в металлическом и керамическом рекуператорах:
/ — керамический воздушный рекуператор; 2 — чугунный воздушный
рекуператор; 3 — газовый стальной рекуператор; 4 — горелка
торы. В рекуператорах этого типа, как и в комбинированных
металлических радиационно-конвективных рекуператорах, ды-
мовые газы по выходе из рабочего пространства высокотемпера-
турной печи поступают сначала в керамический рекуператор и
затем, несколько охладившись, —в металлический рекуператор,
а нагревающийся воздух последовательно проходит металличе-
ский, а затем керамический рекуператоры. При комбиниро-
вании габариты керамического рекуператора значительно сокра-
щаются по сравнению с габаритами цельнокерамического рекупе-
ратора, а отсюда повышается и газоплотность рекуператора.
263
На рис. 129 показана схема такого керамико-металлического
рекуператора, установленного на камерной кузнечной печи [127].
Керамический рекуператор состоит из корундовых (70% ко-
рунда и 30% шамота) круглых труб длиной 250 мм, соединяемых
на специальном огнеупорном растворе шестигранными шамот-
ными фланцами, а металлический рекуператор —из чугунных
ребристых труб с 2% Сг. Дымовые газы перед керамическим реку-
ператором имели температуру 1200°С и перед металлическим
650—750е С. Воздух подогревался в металлическом рекуператоре
до 350—450°С и далее догревался в керамическом рекуператоре
до 700—780° С.
Средний срок службы керамического рекуператора составлял
6 лет и металлического 3 года, причем срок окупаемости кера-
мико-металлического рекуператора на камерной кузнечной печи
составил 1,2 года и на печи с выкатным подом 1,0 год.
Раздел четвертый
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ РЕКУПЕРАТОРОВ
Одним из важных условий хорошего использования рекупе-
раторной установки является теплоизоляция рекуператора и тру-
бопроводов горячего воздуха или газа на расстоянии от рекупера-
тора до горелочных устройств. Однако на практике нередки слу-
чаи, когда значение теплоизоляции недооценивают, и рекупера-
торы, а также трубопроводы горячего воздуха эксплуатируют
без теплоизоляции, что значительно понижает эффективность их
использования.
Испытания показали, что при подогреве воздуха в рекупера-
торе до 300—400° С падение температуры в воздухопроводе от
рекуператора до горелок или форсунок (в камерных печах сред-
него размера при расположении рекуператора на печи) составляет
без теплоизоляции 90—120° С, а с теплоизоляцией—только
10—15° С. Таким образом, отсутствие теплоизоляции понижает
эффективность использования рекуператора на 25—30%. Напри-
мер, на одном из заводов на камерной кузнечной печи был устано-
влен игольчатый рекуператор, в котором подогревали воздух
до 250—300°С [128]. До теплоизоляции горячего трубопровода
падение температуры на участке от рекуператора до форсунок
составляло 95° С. После тщательной теплоизоляции трубопрово-
дов падение температуры снизилось до 5—8° С.
Глава XXV
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
В зависимости от типа рекуператорной установки и степени
подогрева воздуха (газа) максимальные температуры, при которых
может работать теплоизоляция в этих установках, будут коле-
баться от 100 до800° С. Эти температурные условия сразу же исклю-
чают возможность применения теплоизоляционных материа-
лов, в состав которых входят органические вещества.
В табл. 32 на основе нормативных документов института «Тепло-
проект» по теплоизоляции, а также [129] приведены данные о
наиболее важных показателях тех теплоизоляционных материа-
лов, которые могут быть рекомендованы для различных условий
изоляции как рекуператоров, так и трубопроводов подогретого
воздуха (газа).
1092 265
Таблица 32
ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ ПО НЕКОТОРЫМ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫМ
МАТЕРИАЛАМ, РЕКОМЕНДУЕМЫМ ДЛЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ПРИ ТЕПЛОВОЙ ИЗОЛЯЦИИ РЕКУПЕРАТОРНЫХ УСТАНОВОК
Объемная масса, кг/м’ Коэффициент теплопроводности, Вт/(м«°С) [ккал/(м«ч«°С)] Предель- ная тем- пература примене- ния, ®с
при 30° С при 350° С
Минеральная вата в набивку 200 0,056 [0,048] 0,123 [0,106] 600
Минераловатные маты на метал- лической сетке марки 200 200 0,059 [0,051] 0,119 [0,102] 600
Совелитовые плиты (500 X 170X ХЗО—40—50) марки 350 , 350 0,081 [0,070] 0,141 [0,121] 500
Вулканитовые плиты (500Х X 170X40—50) марки 350 . . 350 0,084 [0,072] 0,143 [0,123] 600
Перлито-цементные плиты (500Х X500X50) марки: 250 250 0,074 [0,064] 0,135 [0,116] 600
300 . 300 0,080 [0,069] 0,141 [0,121] 600
Диатомовый опилочный кирпич марки: Д500 500 0,109 [0,094] 0,186 [0,16] 900
Д600 . 600 0,132 [0,114] 0,209 [0,19] 900
Легковесный огнеупор перлито- шамотный марки ШЛБ-0,4 400 0,108 [0,093] 0,232 [0,20] 1150
Для наиболее эффективного выполнения теплоизоляционных
работ весьма желательно применять теплоизоляционные мате-
риалы в виде штучных изделий, конфигурация которых соответ-
ствовала бы форме изолируемой поверхности. Однако практически
это осуществить почти невозможно вследствие многообразия форм
изолируемых поверхностей и разной толщины изоляции, опреде-
ляемых разными температурными условиями.
В действительности основная масса выпускаемых промышлен-
ностью теплоизоляционных материалов в товарном виде непри-
годна для укладки непосредственно в конструкцию и требует
предварительной обработки и подготовки, вид которой опреде-
ляется условиями работы изоляции в конструкции.
Глава XXVI
КОНСТРУКЦИЯ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИИ
Выбор материалов и конструкция теплоизоляции рекуператор-
ных установок определяются указанными выше температурными
условиями, а также конфигурацией и размерами изолируемой по-
верхности. Объектом изоляции могут быть трубы диаметром
от 50 до 1000 мм (трубопроводы), цилиндры диаметром от 1000
266
до 2500 мм как вертикальные, так и горизонтальные (радиацион-
ные рекуператоры) и плоские стенки (воздушные или газовые
коробки, боковые стенки рекуператоров и т. д,).
Для приведенных поверхностей можно рекомендовать тепло-
вую изоляцию следующей конструкции: сборную из формованных
штучных теплоизоляционных изделий, обожженных и необож-
женных, минераловатных матов или матрацев на металлической
сетке, а также набивную теплоизоляцию минеральной ватой.
Наиболее совершен-
ной является теплой- Таблица 33
золяция из формовоч-
ных штучных изделий.
Она относительно легка
в монтаже и достаточно
прочна и долговечна
в работе.
Выполнение набив-
ТОЛЩИНА основного изоляционного
СЛОЯ ПРИ ПРОКЛАДКЕ В ПОМЕЩЕНИИ
мм
Трубопровод Толщина изоляции
наружным при температуре
диаметром, теплоносителя, °C
мм ИЛИ
ПЛОСКОСТЬ 100 | 200 | 300 | 400 500 600
ной (засыпной) тепло-
изоляции минеральной
ватой и другими зерни-
стыми или волокнисты-
ми материалами более
трудоемко, чем из штуч-
ных материалов. Суще-
ственным недостатком
ее является усадка
теплоизоляционного ма-
териала с течением вре-
мени под влиянием тем-
Минеральная вата
108 30 60 80 100 110 130
159 40 70 90 110 120 140
219 40 70 100 120 130 150
Минераловатные маты
325 40 70 90 120 140 160
426 40 70 100 120 140 160
529 50 80 100 130 150 160
720 50 80 110 140 150 170
1020 50 90 120 150 160 180
Плоскость 60 НО 150 180 200 220
пературных колебаний
и даже незначительной вибрации, что приводит к образова-
нию пустот и ухудшению теплоизоляционных свойств кон-
струкции.
Толщину теплоизоляционного слоя определяют расчетом в за-
висимости от материала теплоизоляции, температуры и скорости
теплоносителя, температуры окружающей среды и принятых
теплопотерь или температуры на поверхности теплоизоляции.
Методы расчета теплоизоляции не изложены в данной книге.
При необходимости их можно выбрать из специальных литера-
турных источников [130]. Ориентировочные данные для выбора
толщины основного изоляционного слоя приведены в табл. 33.
Табл. 33 составлена на основе норм тепловых потерь, разра-
ботанных для трубопроводов котельных электростанций диаметром
от 108 до 1020 мм (условный проход от 100 до 1000 мм) и для плоских
поверхностей в случае теплоизоляции минеральной ватой (наи-
более часто применяемый в настоящее время материал для тепло-
изоляции горячих поверхностей.) Цилиндрические поверхности
диаметром более 1000 мм можно при выборе толщины теплоизо-
267
ляцип считать плоскими. При диаметре трубопровода менее 100 мм
слой теплоизоляции должен быть не менее 30—40 мм.
Ниже даны примеры отдельных конструкций теплоизоляции.
Сборную теплоизоляцию из формованных (штучных) обож-
женных и безобжиговых изделий (кирпича, скорлуп, сегментов,
плит) монтируют на криволинейной или плоской поверхности
трубопроводов и коробок. Теплоизоляционные изделия уклады-
вают в один или несколько слоев в зависимости от их толщины и
требуемой толщины теплоизоляционного слоя.
Скорлупы или сегменты крепят на изолируемом трубопроводе
обручами из проволоки или стальной ленты. На плоских и ма-
лоизогнутых поверхностях изделия крепят проволочными кар-
касами, натягиваемыми на скобах или крючках, предварительно
приваренных к металлической поверхности.
Ассортимента выпускаемых заводами скорлуп и сегментов не
достаточно для трубопроводов всех диаметров. Вследствие этого
возможно несоответствие конфигурации формам изделий трубо-
провода. В результате образуются зазоры между изделиями и
трубопроводом, а также между боковыми гранями изделий.
Зазоры могут возникать и при изоляции плоских поверхностей
вследствие дефектов формы изделий и недостаточного натяжения
крепежного каркаса. Поэтому обычно на трубопроводах и на плос-
ких и малоизогнутых поверхностях изделия укладывают на под-
мазку и щели между гранями заполняют теплоизоляционной
мастикой.
Изделия укладывают обычно вразбежку (со смещением всех
швов), а при многослойной изоляции —с перекрытием швов
предыдущего слоя.
Поверхность изоляции штукатурят обычно асбозуритом или
асбоцементным раствором (толщина слоя 10—15 мм); слой штука-
турки оклеивают тканью и окрашивают. Широко используют
рулонные защитные покрытия, как металлические, так и из стекло-
пластиков.
На рис. 130 даны примеры типовой конструкции тепловой изо-
ляции трубопроводов из диатомовых (трепельных) обожженных
скорлуп или сегментов для условного прохода диаметром Dy =
= 25ч-80 мм (скорлупы) и Dy 100ч-200 мм (сегменты).
Монтаж теплоизоляционных конструкций из матов сводится
к обвертыванию ими изолируемого объекта в один или несколько
слоев с последующим креплением проволокой. Поверхность изо-
ляции обтягивают мелкой сеткой, на которую наносят слой шту-
катурки.
Маты из минеральной ваты заготавливают путем прошивки
слоя ваты, заложенного между двумя листами из металлической
сетки, мягкой вязальной проволокой диаметром 0,5—1,0 мм,
концы которой выводят к той стороне мата, на которую будет
нанесен отделочный слой. Размеры матов подбирают по длине
окружности трубопроводов.
268
Маты накладывают на трубопровод краями впритык и сшивают
проволокой диаметром 1,0—1,5 мм. Продольные швы должны
быть параллельны оси трубопровода. На уложенные маты после
скрепления их стыков устанавливают кольца на расстоянии
Рис. 130. Теплоизоляция формованными обожженными изделиями:
а — из скорлуп; б — из сегментов; в — из кирпичей; 1 — скорлупы, сег-
менты или кирпичи; 2 — проволока для крепления; 3 — подмазка; 4 —
штукатурка; 5 — крючок из проволоки; б — склейка тканью и покраска
200—300 мм одно от другого из мягкой проволоки диаметром
До 2 мм. После натягивания и установки колец мат не должен про-
висать. Типовая теплоизоляция трубопроводов (с диаметром
условного прохода 150—360 мм) матами из минеральной ваты
на двух сетках показана на рис. 131.
Теплоизоляцию вертикальной цилиндрической поверхности
Диаметром 1,0—2,5 м, состоящую из слоя минераловатных матов,
269
закрепленных на изолируемой поверхности штырями, выполняют
в следующем порядке: к очищенной от грязи поверхности объекта
приваривают крепежные штыри из проволоки диаметром 4—5 мм,
высота которых должна быть на 25 мм больше толщины мата.
WJO
Рис. 131. Теплоизоляция матами из минеральной ваты:
1 — крепление из проволоки; 2 — штукатурный слой; 3 — наружная от-
делка; 4 — минеральная вата; 5 — проволочная сетка; 6 — проволока
К стенке объекта на расстоянии 2,5—3,0 м по высоте привари-
вают опорные полки из листовой стали толщиной 3 мм. Маты
насаживают на штыри, закрепляют отгибом концов штырей, вы-
ступающих над'поверхностью изоляции, и дополнительно укреп-
ляют бандажами из стальной ленты или проволоки диаметром
3 мм через каждые 500 мм. По продольным и поперечным стыкам
наружные сетки матов сшивают проволокой. Далее наносят
защитное покрытие и завершают отделку наружной поверхности.
270
Монтаж конструкции теплоизоляции плоской поверхности
теплоизолирующими плитами осуществляют в следующем по-
рядке.
На вертикальной поверхности к стенке объекта, на расстоянии
3—4 м одна от другой но высоте, приваривают опорные полки
из листовой стали толщиной 3 мм и крючки через 500x500 мм,
к которым прикрепляют пучки из четырех, шести или восьми
(в зависимости от числа слоев плит) проволочных стяжек диамет-
ром 1,2 мм и длиной 400 мм.
Первый слой плит укладывают на поверхности стенки рядами
со смещением вертикальных стыков. Плиты закрепляют горизон-
тальной перевязкой проволочных стяжек, пропускаемых по сты-
кам плит. Второй слой плит укладывают поперек плит первого
слоя с перекрытием продольных и поперечных стыков. Крепление
плит осуществляют путем перевязки проволочных стяжек, про-
пускаемых по стыкам плит. Третий слой плит укладывают и
крепят, как первый.
На верхней поверхности крючки приваривают к изолируемой
поверхности на расстоянии 1000Х1000 мм один от другого. К крюч-
кам прикрепляют пучки из четырех проволочных стяжек диа-
метром 1,2 мм, длиной по 700 мм. Первый слой плит укладывают
рядами без крепления. Поперек плит первого слоя с перекрытием
швов укладывают второй слой. Третий слой плит размещают,
как первый. Наружный слой укрепляют проволочными стяжками,
пропускаемыми по стыкам плит.
На поверхности, обращенной вниз, крючки привариваются
на расстоянии 500x500 мм. Проволочные стяжки диаметром 1,2 мм
прикрепляют к крючкам (четыре, шесть или восемь штук). Плиты
первого слоя закрепляют поперечной перевязкой проволочных
стяжек. Плиты второго слоя укладывают поперек плит первого
слоя с перекрытием стыков и укрепляют также перевивкой про-
волочных стяжек, пропускаемых по стыкам плит. Третий слой
плит укладывают, как первый. Наружный слой крепят кресто-
образной перевязкой проволочных стяжек. Поверх наружного
слоя плит натягивают каркас (под штукатурный слой) из прово-
локи диаметром 1,2 мм с ячейкой 100x100 мм. Защитное покры-
тие и отделку наружной поверхности выполняют обычным спо-
собом.
В покровном слое изоляционной конструкции, под опорными
полками, выполняют разрыв (температурный шов) величиной
о—10 мм.
Типовую набивную (засыпную) теплоизоляцию трубопроводов
минеральной ватой монтируют следующим образом: на поверх-
ности трубопровода укрепляют опорные кольца, изготовленные
из штучного прочного теплоизоляционного материала, например
из диатомовых обожженных изделий. Ширина колец обычно со-
ставляет 50—70 мм, расстояние между ними 300—500 мм. Высота
колец должна быть равна толщине слоя материала-наполнителя.
27
Кольца крепят на трубопроводе проволокой. Вместо колец при-
меняют также металлические звездообразные опоры. Поверх ко-
лец натягивают частую металлическую сетку Пространство между
сеткой и трубопроводом заполняют минеральной ватой, после чего
сетку стягивают и прошивают проволокой. Поверх сетки наносят
прочный штукатурный слой (обычно из асбозурита с цементом)
толщиной 15—20 мм.
Асбозурито-цементный состав для штукатурного слоя состоит
из асбозурита класса Б с добавкой 10—20% цемента. Смесь асбо-
зурита и цемента затворяют водой до нормальной (тестообразной)
консистенции. Трубопроводы поверх штукатурки оклеивают хлоп-
чатобумажной тканью (миткалем) и окрашивают клеевой или мас-
ляной краской.
Раздел пятый
ЭКОНОМИКА ПРИМЕНЕНИЯ РЕКУПЕРАТОРОВ
Как было указано выше, целью установки рекуператоров
может являться создание в печи определенных, требуемых тех-
нологией, температурных условий или получение экономии топ-
лива.
В первом случае рекуператор является необходимым элемен-
том установки печи, без которого печь нельзя эксплуатировать,
и при выооре конструкции ре-
куператора обращают внимание
на то, чтобы он был относи-
тельно дешев и достаточно на-
дежен в эксплуатации. Выше
был приведен материал, при
помощи которого можно вы-
брать рекуператор для тех или
иных условий его эксплуа-
тации.
Во втором случае, т. е. при
установке рекуператора только
с целью экономии топлива,
обязательно,чтобы рекуператор
был самоокупаем, т. е. стои-
мость сооружения рекуператора
перекрывалась бы стоимостью
сэкономленного топлива раньше,
Рис. 132. Зависимость необходимой по«
верхности нагрева рекуператора (в усло-
вных единицах) от температуры подогрева
воздуха (количества воздуха и дымовых
газов постоянны)
чем рекуператор выйдет полно-
стью из строя. Ниже приведена методика подсчета самоокупае-
мости рекуператора.
Следует обратить внимание на то, что при подогреве воздуха
до температуры выше 400—450° С необходимая поверхность на-
грева рекуператора, а следовательно, и его масса возрастают при-
мерно по гиперболической кривой, верхняя ветвь которой асимпто-
тически приближается к линии, отвечающей температуре входя-
щих в рекуператор дымовых газов.
На рис. 132 показано, как изменяется поверхность нагрева
рекуператора на одной и той же печи при росте температуры
подогрева воздуха. Первая кривая (я) соответствует примерно
условиям установки рекуператора на камерной термической печи
или на методической нагревательной печи при температуре дымо-
вых газов, входящих в рекуператор, 700° С (температура в камер-
18 в. . Тебен ков
273
ной печи или в хвостовой части методической нагревательной печи
равна 800—850° С). Вторая кривая (б) соответствует примерно
условиям установки рекуператора па камерной нагревательной
печи с температурой дымовых газов, входящих в рекуператор,
900—950° С и температурой уходящих газов из печи 1100 —
1200° С.
По рис. 132 при температуре дымовых газов перед рекупера-
тором 700° С увеличение подогрева воздуха от 250 до 500° С (т. е.
в два раза) влечет за собой необходимость увеличения поверх-
ности нагрева рекуператора почти в четыре раза. Поэтому воздух
подогревают для экономии топлива обычно не выше 350—400° С,
так как это позволяет изготовлять элементы рекуператора из
более дешевых металлов и выбирать рекуператор относительно
небольших размеров.
Подогревать воздух до температур выше 350—400° С (для чего
необходима относительно .большая поверхность нагрева из доро-
гого жаропрочного металла) можно лишь после технико-экономи-
ческой проверки целесообразности этого мероприятия.
С учетом изложенного ниже приведены соображения об опре-
делении ориентировочной стоимости рекуператорной установки и
самоокупаемости рекуператорной установки только для случая
подогрева воздуха в рекуператорах до 250—350° С, т е. в среднем
до 300° С.
Глава XXVII
СТОИМОСТЬ РЕКУПЕРАТОРНОЙ УСТАНОВКИ
В настоящее время в СССР пет специализированных заводов,
выпускающих готовые рекуператоры, за исключением одного
завода, на котором изготовляют элементы для рекуператоров из
односторонне-игольчатых труб (Верхне-Уфалейский металлурги-
ческий завод). Поэтому в исключительном большинстве случаев
следует ориентироваться па индивидуальное изготовление реку-
ператоров, а отсюда понятны и большие колебания в стоимости
рекуператорной установки, зависящей от очень многих факторов
(конструкции рекуператора, опыта его изготовления, марки ме-
талла, толщины стенок труб в гладкотрубных рекуператорах,
оснащения рекуператора защитными устройствами и т. д.).
Для приближенного суждения о величине капитальных затрат
при сооружении металлического рекуператора можно рекомен-
довать следующие цифры капитальных затрат, отнесенные к 1 м2
расчетной поверности нагрева (в случае игольчатого рекупера-
тора — условная поверхность без игл): 150 руб. для конвективных
рекуператоров (чугунных игольчатых, стальных гладкотрубных,
термоблоков ) и 300 руб. для радиационных рекуператоров (ще-
левых и корзиночных).
274
Эти цифры получены путем усреднения и округления данных
сметно-финансовых расчетов, осуществленных в ряде организа-
ций и прежде всего в институте «Теплопроект».
При сопоставлении удельной стоимости (на 1 м2 поверхности
нагрева) радиационных щелевых и трубчатых рекуператоров
получается, что по капитальным затратам на металлоконструк-
ции трубчатые радиационные рекуператоры дешевле щелевых
рекуператоров, однако по общим затратам они почти равны, так
как при использовании трубчатых рекуператоров требуется нали-
чие шахты из огнеупорного материала с теплоизоляцией и креп-
лениями.
Изложенная выше ориентировочная удельная стоимость реку-
ператоров представляет только первоначальную их стоимость и
пользоваться этими данными для выбора типа рекуператора
можно только с учетом соображений, изложенных в предыдущих
разделах книги.
Глава XXVIII
САМООКУПАЕМОСТЬ РЕКУПЕРАТОРНОЙ
УСТАНОВКИ
При установке на промышленных печах рекуператоров с целью
экономии топлива производственные затраты на нагрев металла
снижаются не только вследствие уменьшения расхода топлива
на единицу продукции, но также в результате увеличения про-
изводительности печи, снижения брака по угару и других пока-
зателей, обусловленных подогревом воздуха.
Так, например, на металлургическом заводе им. Коминтерна
на печи сутуночного стана производительностью 25 т/ч к. п. д. со-
ставлял 32%, а окисление металла доходило до 4%. После уста-
новки рекуператора для подогрева воздуха к. п. д. печи составил
42%, а окисление металла снизилось до 1,3%, что обусловило
большой экономический эффект [131 ].
Так как дополнительную экономию от подогрева воздуха в ре-
куператорах (от уменьшения угара металла, улучшения сгорания
топлива и т. д.) ввиду малочисленности исследований в этой области
очень трудно увязать с разными условиями применения рекупе-
раторов, величину дополнительной экономии, кроме основной —
снижения расхода топлива, обычно не учитывают.
Для ориентировочного расчета срока окупаемости установки
рекуператора могут быть использованы данные табл. 23 и ориен-
тировочной удельной стоимости 1 м2 поверхности нагрева реку-
ператора, приведенной выше.
Рассмотрим пример определения самоокупаемости рекуператора.
Условия расчета. Печь отапливается природным газом с Q" =
= 35 600 кДж/м3 (8500 ккал/м3) и работает 2 смены в сутки и 300 дней в го
275
18s
Г. е. Годовое время работы 16-300 = 4800 ч. Рекуператор стальной гладкотруб-
ный. Температура дымовых газов, входящих в рекуператор, составляет 900° С,
а температура подогрева воздуха 300° С (у горелок).
Расчет. По рис. 1 для /д — 900° С и tB = 300° С получаем' экономию
газа 18%.
По табл. 23 на 1 м3 поверхности нагрева рекуператора приходится расход
топлива в печи (гладкотрубный конвективный рекуператор) 15 кг условного
топлива/(м2- ч).
Отсюда годовая экономия природного газа при установке рекуператора
составит (на 1 м2 поверхности нагрева рекуператора)
.. 15-29300-0,18-4800
Vr =---------кцтщд-------= Ю650 м-’/год
35600
(29 300 — теплота сгорания 1 кг условного топлива, кДж).
При промышленной стоимости природного газа 21 руб/1000 м3 экономия
в денежном выражении составит
10 650-21 IO’3 = 224 руб/м3.
При стоимости 1 м2 рекуператора 150 руб/м2 (см. выше) самоокупаемость
установки рекуператора
150
224
= 0,67 года.
Для более точного определения срока самоокупаемости установки рекупе-
ратора следует не только сопоставлять стоимость рекуператора и сэкономленного
топлива, но и срок службы рекуператора, а также увеличение расхода электро-
энергии, связанное с установкой рекуператора, так как при повышении темпе-
ратуры воздуха аэродинамическое сопротивление на его трассе увеличи-
вается.
В этом случае можно рекомендовать метод, предложенный Л. И. Дорфманом
и Я. М. Торчинским [132]. Поэтому методу срок самоокупаемости рекуператора
может быть определен по формуле *
S2ABr-^-S3A4
где Ток — срок окупаемости;
Л — стоимость рекуператора с учетом монтажа, изоляции, каркаса, вен-
тилятора с электродвигателем и др.;
N—дополнительно установленная электрическая мощность, кВт;
Sj — стоимость 1 кВт дополнительно установленной мощности, руб/кВт;
,S2 — отпускная цена 1 м* газа (1 кг жидкого топлива);
S3 — стоимость 1 кВт-ч электроэнергии, руб.;
ДВ — экономия топлива, м3/ч (кг/ч).
где В — расход топлива при работе печи на холодном воздухе;
Р определяют по формуле (2);
* При больших расходах газа, а следовательно, и большой экономии его
следует учитывать влияние этой экономии на топливный баланс данного географи-
ческого района [132].
276
Т — число часов использования мощности печи, ч/год;
а — амортизационные отчисления:
а= ’.100,
' с
где Тс — срок службы рекуператора.
Следует обратить внимание на то, что метод расчета срока
окупаемости рекуператоров, предложенный Л. И. Дорфманом и
я. М. Торчинским, дает завышенные результаты, так как не учи-
тывает дополнительный экономический эффект от установки реку-
ператоров (уменьшение угара металла, улучшение процессов
сжигания топлива и т. д.) Практические цифры срока самоокупае-
мости металлических рекуператоров, по литературным данным,
приведены в табл. 34.
Таблица 34
СРОК САМООКУПАЕМОСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РЕКУПЕРАТОРОВ
Тип печи Тип рекуператоров Температура подогрева воздуха, °C Срок самооку- паемости , мес. Литера- турный источник
Кузнечная камерная (площадь пода 10,8 м2 — работает на коксовом га- зе) Радиационный 310—550 12 150]
Пол у методи чес ка я Игольчатый 300—350 3,5-4 [133]
Кузнечная камерная (на мазуте) Радиационио-кон- Не указана 4 [134]
Двухкамерная нагрева- тельная (на мазуте) вективный Не указан 490 4,3 [135]
Нагревательная, темпера- тура уходящих газов 495° С (на коксовом га- зе) 250 7 [136]
Термическая (на природ- ном газе) Конвективный 200 12 [137]
В литературных источниках приводят нижний температурный
предел рентабельной установки рекуператоров (с целью экономии
топлива), равный 100° С [138].
Таблица I
ЗНАЧЕНИЕ СРЕДНИХ УДЕЛЬНЫХ ОБЪЕМНЫХ ТЕПЛОЕМКОСТЕЙ
ВОЗДУХА И ДЫМОВЫХ ГАЗОВ ПРИ ТЕМПЕРАТУРАХ ОТ О ДО t °C,
Теплоемкость воздуха Теплоемкость дымовых газов Температура Теплоемкость воздуха Теплоемкость дымовых газов
t, °C кДж/(м3 «град) [ккал/(м’.°С)] кДж/(м3-сС) [ккал/(м’.°С)] /, °C кДж/(м’.град) (ккал/(мэ.°С)] кДж/(м3.°С) [ккал/(№.вС)]
0 1,30 [0,311] 1,42 [ 0,340] 800 1,39 [0,331] 1,52 [0,363]
100 1,31 [0,312] 900 1,40 [0,334]
200 1,31 [0,313] 1,42 [0,340] 1000 1,41 [0,337] 1,54 [0,369]
300 1,32 [0,315] 1100 1,42 [0,340]
400 1,33 [0,318] 1,46 [0,348] 1200 1,44 [0,3431 1,56 [0,374]
500 1,34 [0,321] 1300 1,45 [0,345] —
600 1,36 [0,324] 1,49 [0,356] 1400 1,46 [0,348] 1,59 [0,380]
700 1,37 [0,328]
Таблица 11
КОЭФФИЦИЕНТЫ КИНЕМАТИЧЕСКОЙ ВЯЗКОСТИ И КОЭФФИЦИЕНТЫ
ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ ВОЗДУХА И ДЫМОВЫХ ГАЗОВ
Темпера- тура, °C Коэффициент кинематической вязкости при нормальных условиях V‘10*5 м*/с Коэффициент теплопроводности V102 Вт/(м-°С) [Х’ЮЭ ккал/(м«ч«град)]
воздуха дымовых газов воздуха дымовых газов
0 13,3 12,2 2 48 [2,13] 2,28 [1,96]
100 23,2 21,5 3,19 [2,74] 3,13 [2,69]
200 34,9 32,8 3,83 [3,29] 4,01 [3,45]
300 48,3 45,8 4,46 [3,83] 4,85 [4,16]
400 63,1 60,4 5,05 [4,34] 5,70 [4,90]
500 79,2 76,3 5,63 [4,84] 6,56 [5,64]
600 96,8 93,6 6,19 [5,32] 7,43 [6,38]
700 115,1 112,1 6,73 [5,78] 8,28 [7,11]
800 134,7 131,8 7,24 [6,22] 9,16 [7,87]
900 155,2 152,5 7,73 [6,64] 10,01 [8,61]
1000 176,7 174,3 8,20 [7,05] 10,90 [9,37]
1100 199,2 197,1 8,65 [7,43] 11,75 [10,10]
1200 222,7 221,0 9,10 [7,81] 12,63 [10,851
279
Таблица III
ОСНОВНЫЕ ФИЗИЧЕСКИЕ КОНСТАНТЫ МАТЕРИАЛОВ, ПРИМЕНЯЕМЫХ
ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ РЕКУПЕРАТОРОВ
Материал Объемная масса, кг/м3 Температуро- проводность. м2/ч Коэффициент теплопроводности при температуре t, °C Вт/(м*°С) [ккал/(м«ч«°С)]
Шамот 1800—1900 0,0025 (800° С) 0,7 + 0,00064/ [0,6 + 0,00055/]
Карборунд 2100—2500 0,022 (1000° С) 21 —0,0105/ [18 —0,009/]
Корунд на глинистой связке 2000 2,1 4- 0,0018/ [1,8 4-0,0016/]
Чугун литейный 7300 0,03 (700° С) 374-41 /600° С) [324-35 (600° С)]
Сталь углеродистая 7850 0,023 (500° С) 334-37 (500° С) [284-32 (500° С)]
Сталь легированная;
хромоникелевая 7800—8000 0,022 (700° С) 234-26 (700° С) [20-г 22 ( 700° С)]
хромистая 7700—7800 0,014 (700° С) 264-28 (700° С) [224-24 ( 700° С)]
Таблица IV
КОЛИЧЕСТВО ВОЗДУХА И ДЫМОВЫХ ГАЗОВ ДЛЯ НЕКОТОРЫХ видов
ТОПЛИВА
Виды топлива Теплота сгорания, кДж/м3 или кДж/кг (ккал/м3, или ккал/кг) Теоретическое количество? воздуха, мл/м3, или м3/кг Объем продуктов горения, м’/м*. или м9/кг
Мазут (1 кг) 40 100 (9600) 10,50 11,30
Природный газ (1 м3) 35 600 (8500) 9,40 10,40
Коксовый газ (1 м3) 16 750 (4000) 4,04 4,81
Газовая смесь (1 мэ) (коксо- 17 600 (4200) 4,31 5,02
вый газ -}- доменный газ) 7 540 (1800) 1,67 2,47
9 210 (2200) 2,11 2,90
10 880 (2600) 2,55 2,32
Генераторный газ 5 020 (1200) 1,05 1,90
5 440 (1300) 1,13 1,97
5 860 (1400) 1,21 2,03
Доменный газ 4 187 (1000) 0,79 1,62
280
Таблица V
КОЭФФИЦИЕНТЫ МЕСТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ
Тип местного сопротивления К какой скорости
наименование рисунок
Внезапное сужение канала 1 1 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 S 0,47 0,42 0,38 0,34 0,29 0,24 0,18 0,13 0,06 И)2
Внезапное расширение канала 2 1 W,Fi - 1 w 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,81 0,64 0,50 0,36 0,25 0,16 0,09 0,04 0,01
Продолжение табл. V
Тип местного сопротивления £ К какой скорости
наименование рисунок
Диффузор в прямом канале 3 J Величина С по рис коэффициент К. Угол раскрытия диффузора, град. 5 10 15 20 25 30 35 40 45 . 2 умножается на К 0,082 0,167 0,275 0,425 0,625 0,80 0,93 1.0 1,0
1а 5, 1
1 t а ьг-Ь, у 2 21 При прямоугольном сечении в двухстороннем раскрытии диффузора размер b принима- ют по диагонали сечения
Конфузор в прямом канале 4 % -q—Л Прн а 20° 'Q = 0° При а = 20° <- 40° С = 0,1 При а Д> 45° величину $ выбирают по рис. 1
Тип местного сопротивления
наименование рисунок
Частично открытый шибер или заслонка 5
W,F,
*
Прямое колено под углом 90° с нишей при = пр2 6 ////////Z//////Z/
Л
"г "
Ниша на пути движения газа по каналу 7
Выход из канала ьэ 00 8 ъ ///////А W,
Продолжение табл. V
— S К какой скорости
Степень открытия шибера, % 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 е 230 40 16,7 7,5 4 2 1 0,5 0,22 0,1
£ = 2
£ от 0,1 до 1. Увеличивается с увели- чением ниши
? = 1,о
284
Тип местного сопротивления
наименование рисунок
Вход в отверстие с острыми краями 9 '//////// — W, О'
Вход в отверстие с закруглен- ными краями 10 у ''/у <&////// у /
Вход в круглую трубу с ко- ническим раструбом 11 А - ^O,2d
Вход в канал с выступающи- ми кромками 12 । В/////////////
Продолжение табл. V
— £ к какой скорости
Z = 0,5
При r/d =0,1 £ = 0,12 При r/d 0,2 £ = 0,02 Как заподлицо со стенкой, так и при выступающих кромках ttJi
Как заподлицо, так и при выступаю- щих кромках £= 0,15 аух
При 0,25 При А~0 £ = 1,0 а При 0,05 Z = 0,5
Тил местного сопротивления
Продолжение табл. V
— К какой скорости
Квадратные отверстия, £ = 2,04-2,5 Круглые отверстия, £ = 2,5-е-3,5 Прямоугольные отверстия, 'Q = 1,5-:- 2,0
Сечение капала Коэффициент Угол ос, град
20 40 60 so 100
Круг £ 0,05 0,20 0,5 0,9 1,2
Квадрат ?- ъ 0,11 0,30 0,53 0,83 1,3
Сечение канала Коэффи- циент х Отношение —г- а
2 4 0,38
Круг 0,37 0,28 0,3 0,4 0,42
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Металлургические печи. Т. I. М., Металлургиздат, 1963. 440 с. с ил. Авт.:
Д. В. Будрин, М. А. Блинков, М. В. Канторов и др.
2. Р а в и ч М. Б. Топливо и эффективность его использования. М., «Наука»,
1971, 358 с. с ил.
3. Расчеты нагревательных печей. Киев, «Техника», 1969. 539 с. с ил. Авт.:
С. И. Аверин, Э. М. Гольдфарб, А. Ф. Кравцов и др.
4. Металлургические печи. Т II. М., Металлургиздат, 1964. 343 с. с ил. Авт.:
А. И. Ващенко, М. А. Блинков, Б. И. Китаев, Н. Ю. Тайц.
5. ПахалуевК. М., Б о р о д и п В. П., Д а р м а и я п П. Ж- Применение
природного газа в металлургических печах. М., Гостоптехиздат, 1959.
110 с. с ил.
•6. Эфрос М. М. Проблемы и пути рационального использования природного
газа в промышленных печах и сушилах. Сталинград. Изд. НТО Энерго-
пром, 1957. 34 с. с ил.
7. Л е м л е х И. М., Гордин В. А. Высокотемпературный нагрев воздуха
в черной металлургии. М., Металлургиздат, 1963. 352 с. с ил.
8. К а с е н к о в М. А. Нагревательные устройства кузнечного производства.
М., Машгиз, 1962. 472 с. с ил.
9. К о п ы т о в В. Ф. Нагрев стали в печах. М., Металлургиздат, 1955. 264 с.
с ил.
10. С г 1 t с h 1 е у G. — «The Inst, of Fuel», 1946, № 106, v. XIX, p. 100—119.
И. Нормы теплового расчета котельного агрегата. Al., Госэнергоиздат, 195 7.
232 с. с ил.
12. М и х е е в М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. М. «Энергия»,
1973. 319 с. с ил.
13. Г у с о в с к и й В. Л., О р к и н Л. Г., Т ы м ч а к В. М. Методические печи.
М., «Металлургия», 1970. 430 с. с ил.
14. К у т а т е л а д з е С. С., Б о р и ш а и с к и й В. М. Справочник по тепло-
передаче. М., Госэнергоиздат, 1959. 414 с. с ил.
15. М о ч а н С. И., Р е в з и н а О. Г. — «Теплоэнергетика», 1960, № 2, с. 34—
40 с ил.
16. Г у с о в с к и й В. Л., Л и ф ш и ц А. Е., Т ы м ч а к В. М. Газогорелочные
устройства и отопление нагревательных печей. М., «Металлургия», 1967.
262 с. с ил.
17. С пей шер В. А.—«За экономию топлива», 1948, № 1, с. 5—11 с ил.
18. С п е й ш е р В. А., Троицкая В. Б. — «За экономию топлива», 1949,
№ 8, с. 5—9 с ил.
19. Г и л од В. Я. Сжигание мазута в металлургических печах. М., «Металлур-
гия», 1973. 311 с. с ил.
20. У р ышев Н. И., Р о т н и ц к и й М. А., Елтышев Б. Н. «За эко-
номию топлива», 1951, № 5, с. 25—33 с ил.
21. ТринксВ., МоугиннейМ. Г. Промышленные печи. М., «Металлур-
гия», 1966. 499 с. с ил.
22. W е i п е с k Н. —«Industriekiirier Wochenausg. Techn. und Forsch.», 1959,
Rd 19 №> 90 с ЧЯО 4QD 9Q9
23. Pokorny B. — «GaswSrme ' Internal.», 1968, v. 17, № 1, c. 18-23 c 11.
24. С e л e з н e в A. A. — «Теплоэнергетика», 1955, № 7, c. 45—47.
25. T о п п II. —«Die Technik», 1950, № 4, S. 165—170.
286
26. Ростковск и ii С. Е. — В кн.: Теплотехника слитка и печей. М., Ме-
таллургиздат, 1953. с. 289—330 с ил.
27. Т е б е н ь к о в Б. П., Раменская Е. С. — «Газовая промышленность»,
1970, № 6, с. 21—25 с ил.
28. Ч у х а и о в 3. Ф. — «Изв. АН СССР, ОТН», 1948, № 1, с. 29—42.
29. Тебеньков Б. П. Раменская Е. С. — «Сталь», 1949, Ns 7,
с. 654—658 с ил.
30. Heyn F.—«Gaswarme», 1956, № 10, S. 332—335.
31. С к р я б и н А. К. — «Изв. АН СССР, ОТН», 1947, № 2, с. 189—203 с ил.
32. Кузнецов А. В. •—«Нагрев стали и печи», ЦНИИТМАШ, Сб. № 19,
М., «Машгиз», 1949, с. 138—150 с ил.
33. Тебеньков Б. П. — «Сталь», 1954, № 4, с. 367—372 с ил.
34. Тебеньков Б. П. —«Сталь», 1954, № 11, с. 1033—1037 с ил.
35. «Бюл. ЦНИИ ЧМ», 1956, № 5 (289), с. 28—36 с ил.
36. Раменская Е. С. — «Сталь», 1967, № 3, с. 276—279 с ил.
37. Рубижевский Н. И. К р а с о в и ц к и й Л. А. — «Сталь», 1967,
№ 8, с. 755—758.
38. Turner N. Н. «Chaleur et ind.», 1956, v. 37, № 367, p. 39—41.
39. Рукавишников С. А., С о л о в ь e в Э. В., Б о p б а ц Ю. С., С т а н -
цель И. П. — «Сталь», 1972, № 4, с. 366—369 с ил.
40. Thermobloc Recuperators and Heat Exchangers. —«Metallurgia», 1944, v. 29,
№ 173, p. 261—263.
41. T e б e н ь к о в Б. П., Р а м е Н с к а я Е. С. — «Сталь», 1952, № 2, с. 167—
170 с ил.
42. Т с б е н ь к о в Б. П., Раменская Е. С. — «Использование газа в про-
мышленности». М., Изд. ИТЭИНЕФТЕГАЗ, 1962, с. 37—56 с ил.
43. G a j d a S. «Hutnik», 1969, № 4, S. 184—190.
44. Розе и гарт Ю. И. — «Вопросы черной металлургии». Днепропетровск,
Изд. Днепропетровского металлургического ин-та, 1958, вып. 36, с. 85—94.
45. R h е i f е 1 d Н. — «Iron and Coal Trades Rev.», 1960, v. 180, № 4773,
p. 63—65.
46. H о f m а п п E. E. W e n g e 1 e r F. — «Gaswarme Int.», 1968, 17, № 7
S 255_____262.
47. Kof ler F. —«Chaleur et ind.», v. 37, 1956, № 367, p. 45—50, c 11.
48. T г a p p e U. — «Gaswarme», 1958, № 8, S. 283—293.
49. Schack K. —«Gaswarme Int.», 1972, 21, №8, S. 345—347.
50. M e д и о к p и т с к и й Е. Л., Корочкин Е. И., Сергеев Г. Д.
и др. —«Кузнечно-штамповочное производство», 1972, № 5, с ил.
51. HeiligenstaedtW. Regeneratoren Rekuperatoren, Winderhitzer.
Leipzig, О. Spamer, 1931, 345 S.
52. Esch er 11. —«Journal of the. Iron and Steel Inst.», v. 156, May, 1947,
p. 1—27.
53 E s c h e г H. — «Journal of tlb Iron and Steel Inst.», 1951, IX, v. 169, № 1,
p. 39—46.
54. Kay H., W a I k e n G. — «Glass Technology», v. VI, 1960, № 5, p. 200—203.
55. H e n s c h e n H. C.—«Iron and Steel Engr.», 1962, v. 39, № 1,0 p. 156—158.
56. T а й ц H. Ю., Розен гарт Ю. И., Сорокин А. А., Поле-
таев Б. Л. — «Сталь», 1958, № 5, р. 472—479.
57. Р а м е н с к а я Е. С., Б и т е р м а н И. М., К о з ы р ь к о в В. В., Ше-
леп о в а Л. Г. — «Печи и сушила машиностроительной промышленности».
Вып. 19. М., Изд. ВНИПИ Теплопроект, 1972, с. 93—101 с ил.
58. Лер X., Шнайдер Р. ВириопР. — «Черные металлы», 1968, № 22,
с. 33—40 с ил.
59. Leijonhufvud S.—«Journal of the Society of Glass Technology'»,
v. XXXVII, June. 1953, № 176, p. 14—25.
60. Possnecker A.—«Gaswarme», 1954, A1» 4, S. 112—114.
61. Rekuperative Luftvonvarmung — «Industrie-Kurier. Techn. und Forsch»,
1964, № 13, S. 206—207
62. Evans F. — «Iron and Coal Trades Rev.», 1955, № 4573, p. 1345—1348.
63. Ган И. С., P о т н и ц к и и М. А. — «Сб. технической информации по теп-
287
ломонтажпым и теплоизоляционным работам», М., Изд. ЦБТИ МС РСФСР,
1960, № 1 (23), с. 1—5 с ил.
64. Д е г т е в Г. Ф., Харченко В. И. «Кузне чио-штамповочное произ-
водство», 1962, № 2, с. 28—30 с ил.
65. М и н е в и ч В. И., Тебеньков Б. П., Б ы х о в с к и й Ю. А.— «Га-
зовая промышленность», 1972, № 2, с. 35—39 с ил.
66. М и н е в и ч В. И., Тебеньков Б. П. — «Изв. вуз. Черная металлур-
гия», 1970, № 7, с. 149—154 с ил.
67. К u b i s i a k R. —«Zesz. nauk. AGH», 1971, № 304, с. 149—156 с П.
68. М е д и о к р и т с к и й Е. Л., К у Д и н о в Ю. А., К о р о ч к и и Е. И.
Гладких Б. Я- — «Изв. вуз. «Черная металлургия», 1965, № 8, с. 151 —
154 с ил.
69. Акбаров Г., Салимов А. Ш., Насыров С. X. — «Использова-
ние газа в народном хозяйстве.». Сб. № 7, ч. I. Ташкент, ФАН, 1969, с. 186—
192 с ил.
70. М е д и о к р и т с к и й Е. Л., К о р о ч к и и Е. И., Гладких В. Я-
«Кузнечно-штамповочное производство», 1966, № 6, с. 38—40 с ил.
71. П о к о р н ы й Б. — «Sxoda revue», 1968, № 7, с. 6—13, с. 11.
72. Graf G.—«Gas—Wasser—Warme», 1958, №8, S. 169—180.
73. M e д и о к p и т с к и й Е. Л. — «Кузнечно-штамповочное производство»,
1972, № 5, с. 34—46 с ил.
74. Медиокритский Е. Л, Золотарева Т. А. — «Кузнечно-
штамповочное производство», 1973, № 4, с. 35—36.
75. Fritzsche Н., Wodarz G.—«Energietechnik», 12, 1962, 2,
р. 83—87.
76. W е 1 1 е п s 1 с k G. —«Giesserei», 1959, № 9, р. 76—78.
77. К а п л у н о в И. Ф., Е р и н о в А. Е., Григорьев В. Н. С е зо-
не н к о Б. Д. — «Сталь», 1972, № 9, с 853—854 с ил.
78. 3 о б н и н Б. Ф.—«Рекуператоры и котлы-утилизаторы» (ВНИТОЭ),
М.—Л., Госэнергоиздат, 1954, с. 72—81 с ил.
79. Balabanov V. —«Gaswanne», 1961, № 10, S. 317—321.
80. В о л к о в А. С. — «За экономию топлива», 1951, № 6, с. 14—17 с ил.
81. Осин М. Б.—«Научные труды» (Горьковский политехнический ии-т),
Т. 23. Киров, Волго-Вятское книжное изд-во, 1967, с. 73—78 с ил.
82. Куроедов В. А. Пламенные муфельные печи для нагрева металла, М.,
Машгиз, 1947 122 с. с ил.
83. V 1 1 1 i а п Р. —«Chaleur et ind.», v. 37, 1956, № 366, S. 3—10.
84. Раменская E. C. — «Печи и сушила машиностроительной промышлен-
ности». Вып. 7. М., Изд. ВНИПИ Теплопроект, 1969, с. 109—135 с ил.
85. Т е b с п к о v В. Р., Rekuperatory prumyslovych pect, Praha, 1957, 311 S.
86. E г n s t W. T u p о 1 me C. — «Iron and Steel», v. 57, 1957, № 4, p. .139—
142.
87. Хмельницкий P. 3. — «Газовая промышленность», 1959, № 5,
с. 13—19.
88. Тебеньков Б. П., Раменская Е. С., Тихомиров Ю. А.
«Кузнечно-штамповочное производство», 1972, № 2, с. 28—30 с ил.
89. С к в о р ц о в А. А., А к и м е н к о А. Д., К у з е л е.в М. Я- Нагрева-
тельные устройства. М., «Высшая школа», 1965. 443 с. с ил.
90. К у р о е д о в В. А. — «Вестник машиностроения», 1957, № 5, с. 42—48 с ил.
91. Костер ин С. И., Козлов Б. К-— «Изв. АН СССР», ОТН, 1948.
№ 9, с. 1445—1455 с ил.
92. И д е л ь ч и к И. Е.—«Теплоэнергетика», 1958, №8, с. 21—26, с ил.
93. Н а г t е 1 S. —«Gaswarme», 1956, № 1, S. 8—13.
94. D е п п i n g С. I. — «Glass Technol.», 1961, v. 2, № 1, р. 5—10.
95. Brown L.—«Journal of the Inst, of Fuel», v. XXVII, November 1954,
№ 166, p. 556—559.
96. Д у б p о в и н H. B. — «Труды НТО черной металлургии.» Т. 25. I, М.,
Металлургиздат, 1960, с. 458—463 с ил.
97. Н а з а р о в И. С., М е д и о к р и т с к и й Е. Л., Корочкин Е. М.
«Изв. вуз. Черная металлургия», 1962, № 8, с. 150—157 с ил.
288
98. BabczinskiH. KokotJ.,JanickiJ. — «Hutnik», 1960, № 7—8,
S. 278—283.
99. Семененко H. А., Хмельницки й P. 3. — «Вестник инженеров
и техников», 1953, № 3, с. 123—127 с ил.
100. X мел ьп и ц к и й Р. 3. — «Рекуператоры и котлы-утилизаторы»
(ВНИТОЭ), М.—Л., Госэнергоиздат, 1954, с. 25—35 с ил.
101- Ries пег W. Abgaswarmenutzung, Leipzig, Verlag fur Grundstoffindu-
strie, 1967, 203 S.
102. Заберем ный И. И. Применение нагретого воздуха в печах цветной
металлургии и его влияние на показатели плавки. М., изд. ЦНИИНЦветмет,
1958. 70 с. с ил.
103. Р б h 1 е Н. I. М а с h о 1 d Н. — «Stahl und Eisen», 1969, № 9, S. 487—
496.
104. Kohler H. —«Stahl und Eisen», 1971, №5, S. 275—281.
105. В e б e p Ф. Ризкамп К. X. — «Черные металлы», 1969, № 18, с. 11 —
24 с ил.
106. Лебедев Н. С.—«Рекуператоры и котлы-утилизаторы» (ВНИТОЭ).
М.—Л., Госэнергоиздат, 1954, с. 81—87 с ил.
107. Э ф р о с М. М. — «Рекуператоры и котлы-утилизаторы» (ВНИТОЭ). М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1954, с. 3—25 с ил.
108. F I и х I. Н. —«Journal of the Iron and Steel Inst.», № 1, 1971, p. 21—34.
109. Cuvahata Cadzuhico losinary Doudzy. I. Iron and Steel Inst. Jap. 1970,
v. 56, N 5, p. 636—645.
110. Zang L. —«Energieanwendung», 1965, v. 14, № 1, S. 10—18.
111. W a 1 k e r G. B. — «Glass Technology», 1970, v. 11, № 1, p. 15—22.
112. Каплан В. Г. Наладка и эксплуатация печей для нагрева металла.
М., «Металлургия», 1965 . 400 с. с ил.
113. Buchmann Н. А. — «Gaswarme», 1957, v. 6, № 4, S. 163—164.
114. F tiger I. —«Energieanwendung», 1967, 16, № 5, S. 108—111 c il.
115. Schuster W.—«Energietechnik», 1963, Bd 13, №6, c. 284.
116. M и p x о д ж a e в X., А л и м у х а м е д о в А. — «Использование газа
в народном хозяйстве», вып. 7, ч. 2. Ташкент, ФАН, 1969, с. 19—26 с ил.
117 Stenger W., D a h 1 к е О. — «Stahl und Eisen», 1958, Bd 78, № 12.
с. 812—820 c il.
118. К р и в а и д и н В. А. Керамические рекуператоры. М., Металлургиздат,
1960. 172 с. с ил.
119. Senkara Т.—«Hutnik», 1964 , 31, №9, S. 307—308.
120. W a w г z у k Р., G a j d a S. — «Hutnik», 1969, 36, № 2, S. 80—84.
121. П о д г у р с к и й Л. В. — «Нагревательные устройства в кузнечном и
штамповочном производстве». М. Изд. МДНТП, 1972, с. 86—90 с ил.
122. Бережной А. И. Ситаллы и фотоситаллы. М., «Машиностроение»,
1966 . 348 с. с ил.
123. Матвеев О. Р., Дегтев Г. Ф.—«Кузнечно-штамповочное произ-
водство», 1965, № 1, с. 42—44 с ил.
124. Дегтев Г. Ф., ХарченкоВ. И. «Кузнечно-штамповочное произ-
водство», 1962, № 2, с. 28—30 с ил.
125. Матвеев О. Р., Дегтев Г Ф.—«Кузнечио-штамповочное произ-
водство», 1966, № 3, с. 39—42 с ил.
126. Тебеньков Б. П., Раменская Е. С. — «Кузнечно-штамповочное
производство», 1970, № 2, с. 35—36 с ил.
127. Р f 1 a u me Е. — «Neue Hiitte», 1966, В. 11, № 11, S. 693—694.
128. Лященко С. В.—«Чугунные игольчатые рекуператоры на нагрева-
тельных печах». М., Изд. ЦИТЭИН, ТЕХСО, № 2264, 1940, с. 1—5 с ил.
129. Каменецкий С. П. Теплоизоляционные работы. М., Госстройиздат,
1956. 291 с. с ил.
130. X и ж н я к о в С. В. Практические расчеты тепловой изоляции. М., «Энер-
гия», 1964. 144 с. с ил.
131. Чернявский А. Ф. - «Металлург», 1966, №8, с. 33.
132. Дорфман Л. И., Горчинский Я. М. — «Промышленная энерге-
тика», 1964, № 8, с. 37—39.
19 Б . . Тебеньков
289
133. Си дореикоП.И., К о т р о в с к и й М. М. «За экономию топлива»,
1949, № 9, с. 1—5 с ил.
134. К а д з а м а К о д з о, Й о н э к у р а Я с у о, Н э ц у К а л р и сире.
«Промышленный нагрев», 1963, № 1, с. 17—19.
135. К а д з а м а К о д з о, И о н э к у р а Я е у о, Н э ц у Кап р и с и р ё.
«Промышленный нагрев», 1963, № 1, с. 20—23 с ил.
136. Horn I. — «Energicanwendung», 1964, v. 13, № 1, с. 11—13.
137. С а в а ш и н с к а я В. И., Кузьмин В. Г., Д р у ж и н и н Е. II. и
др.—«Научные труды» (Ленинградский инженерно-экономический ин-
ститут). Л., 1966, вып. 60, с. 5—20.
138. Becher U.—«Gaswarme», 1962, № 12, S. 410—426.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Алитирование стали 187
Асбозурит 272
Аэродинамические сопротивления 41
Б
Байпасный воздухопровод 241, 226
— дымоход 226, 241
В
Влияние подогрева воздуха на технологический процесс 20
Воздух для разбавления дымовых газов 39
Вставки в рекуператорные трубы 59-
Встроенный рекуператор 180
Выбор типа металлического рекуператора 230
Выравнивание поля скоростей в узлах рекуператоров 199
Г
Газа подогрев 185
Газоплотность рекуператоров 68, 254
Геометрический напор 43
Гидравлический диаметр (см. приведенный диаметр)
Гидравлическое испытание игольчатых труб 83
Д
Двойной циркуляции трубчатый рекуператор 103
Двухходовой рекуператор 65
Диатомовая теплоизоляция 266
Диффузор, сопротивление 282
Е
Естественное разбавление дымовых газов 205
3
Загрязнение поверхности нагрева рекуператора 221
Замазка рекуператорная 68
Защита рекуператора от перегрева 206, 208, 228
И
Игла рекуператорная 59
Игольчатые рекуператоры 61
— трубы, характеристика 63
----с сварными фланцами 69
291
Излучение предрекуператорного пространства 156
Инжекционные горелки на горячем воздухе 48
Интенсификация конвективной теплоотдачи 59
Использование тепла в печи 12
— дымовых газов 21
Исходные параметры для расчета рекуператоров 194
К
Калориметрическая температура горения 17
Карборундовые рекуператоры 257
Керамико-металлические рекуператоры 263
Керамические рекуператоры 244
КИП в рекуператорных установках 239
Классификация рекуператоров по схеме движения газовой и воздушной сред 23
Комбинированные рекуператоры 171
Компенсаторы 109, 128
Компенсационный противовес 106
Конвективные рекуператоры из гладких стальных труб 98
Конфузор, сопротивление 282
Концентрический радиационно-конвективный рекуператор 174
Корзиночные радиационные рекуператоры 136
Корундовые рекуператоры 258
Коэффициент кинематической вязкости 279
Коэффициенты местных сопротивлений 281
— теплоотдачи игольчатых рекуператоров 71
-----радиационных щелевых рекуператоров 154
Коэффициент теплопередачи рекуператора 26
----- игольчатого 72
-----керамического 249, 253
-----термоблока 89
----- трубчатого конвективного 25, 52
— теплопроводности 24, 280
— трения 42
Крепежные рейки 62
Л
Лаз перед рекуператором 229
М
Максимальная температура стенок рекуператорных элементов 40
Маты теплоизоляционные 266
Местные сопротивления 42
Металл элементов рекуператоров 186
Металлические рекуператоры 55
Монолитные термоблоки 85
Монтаж рекуператоров игольчатых 82
Н
Набивная теплоизоляция 271
Низкого давления форсунки на подогретом воздухе 50
О
Обводной (байпасный) воздухопровод 226, 241
-----дымоход 226, 241
Объем воздуха при горении топлива 280
Одноходовой рекуператор 64
Отсасывающая термопара 206
Очистка поверхности нагрева 242
292
п
Падение температуры дымовых газов в боровах 196
Панельный радиационный рекуператор 141
— конвективный рекуператор 183
Перепад температуры в игле рекуператора 74
Петлевой конвективный рекуператор 101
Пирометрический коэффициент печи 18
Поверхность нагрева «пучок» и «канал», сравнение 60
--- рекуператора 25
Потери напора в рекуператорах 41, 73
— с окисью углерода в дымовых газах 12
— тепла с дымовыми газами 11
Пределы температур подогрева воздуха 46, 49, 277
Предельные возможности использования тепла отходящих дымовых газов 21
Приведенный диаметр 29
Проверка газоплотности рекуператоров 240
Противовес 105
Противоток 23
Процессы горения при подогреве воздуха 19
Прямоток 23
Р
Разбавление дымовых газов 39, 205
Расчет рекуператоров, основы 21
Расчет рекуператора игольчатого 76
---- комбинированного 180
---- керамического 262
---- радиационного 153, 158
------ трубчатого 158, 165
------щелевого 153
----типа термоблок 91
----трубчатого конвективного из гладких стальных труб 115
Ребра на поверхности нагрева 58
Рейки крепежные игольчатых рекуператоров 62
Рекуперативная горелка 184
Рекуператорная замазка 68
Рекуператоры игольчатые 61
— керамические 244
— металлические 55
---- пластинчатые 56
---- радиационные 123
---- типа термоблок 84
----трубчатые стальные конвективные 98
---- чугунные и ребристые 61
С
Сборная теплоизоляция 268
Сборный термоблок 85
Сердечники турбулизирующие 59
Силал 189
Ситалловые рекуператоры 259
Скорость воздуха и дымовых газов в рекуператорах 77, 91, 116, 158, 262
Скорость горения газа 20
Сопротивление от трения 42
— пучка труб 43
— радиационных рекуператоров 155
Спиральные радиационные рекуператоры 142
Средняя логарифмическая разность температур 36
293
Срок самоокупаемое! и рекуператоров 275
— службы рекуператоров 231
Сталь для рекуператоров, состав 189
Степень рекуперации тепла 13
Степени черноты СО:! и Н2О 28
Т
Температура горения топлива 18
— стенок элементов рекуператоров 40
Тепловая характеристика промышленных печей 12
Тепловой расчет рекуператоров 25
Теплоемкость дымовых газов объемная 279
Теплоизоляция рекуператорных установок 265
Теплоотдача лучеиспусканием 26
— конвекцией при ламинарном режиме 29
-----переходном режиме 29
-----турбулентном режиме 29
— к пучку труб 34, 35
Термоблоки монолитные 85
— сборные 85
Топливный коэффициент единицы тепла 15
Трубчатые конвективные рекуператоры 98
— радиационные рекуператоры 136
У
Угар металла при подогреве воздуха 21, 275
Удлинение рекуператорных труб 217
Уплотнение стыков игольчатых труб 68
Установка рекуператоров на печах 225
Ф
Фактор разбавления 39
Форсунки мазутные 49
X
Характеристика игольчатых труб 63
Характерный геометрический размер (см. приведенный диаметр)
Химическая неполнота горения топлива 12
Ход рекуператора 65
Хромистая сталь 189
Хромистый чугун 189
Хромоникелевая сталь 189, 190
ц
ЦНИИТмаша термоблок 85
Ч
Чугун для рекуператоров, состав 189
Ш
Шамота теплопроводность 280
Шамотно-карборундовые рекуператорные трубки 249
Шамотные рекуператоры 246
Ш
Щелевые радиационные рекуператоры 127
Э
Экономика применения рекуператоров 274
Экономия топлива 13
Экранирующая секция 226
Эксплуатация рекуператоров шамотных 253
-------- металлических 239
Элементы рекуператоров игольчатых 63
-----керамических 249
Эффективная толщина излучающего газового слоя 27
294
Борис Павлович ТЕБЕНЬКОВ
РЕКУПЕРАТОРЫ
ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПЕЧЕЙ
www. janko. front, ru
Редактор издательства Н. И. Шалимова
Художественный редактор Д. В. О р л о в
Технический редактор Г Н. Кал яп ин а
Корректоры В. Б. Леви п. К- В. Ш и и
Переплет художи ка Б. К. Силаев а
Сдано в набор 21/VI 1974 г. Подписано в печать 12/11 1975 г.
Т-01684 Формат бумаги 60Х 901/ю Бумага типографская № 1
Печ. л. 18,5 Уч.-изд. л. 19,95 Тираж 4000 экз. Заказ 1092
Изд. № 2617 Цена 1 р. 16 к.
Издательство «Металлургия», 119034, Москва, Г-34,
2-й Обыденский пер. д. 14
Ленинградская типография № 6 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10
ИЗДАТЕЛЬСТВО „МЕТАЛЛУРГИЯ"
готовит к выпуску в 1975 г.
Коврев Г С. Электроконтактный нагрев при
обработке цветных металлов давлением. 16 л. 1р.
10 к.
Изложены основы теории электроконтактного на-
грева и рассмотрены области его применения при
обработке металлов давлением. Описаны принципиаль-
ные схемы устройств для нагрева проволоки в про-
цессе волочения, рассмотрены конструкции электро-
контактных нагревательных устройств и освещены
перспективы их применения в различных технологи-
ческих процессах. Даны расчеты основных элементов
нагревательных устройств периодического и непре-
рывного действия, а также рекомендации по их пуску.
Предназначается для инженерно-технических ра-
ботников предприятий, научно-исследовательских ин-
ститутов металлургической, машиностроительной и дру-
гих отраслей промышленности, занимающихся разра-
боткой и внедрением установок электроконтактного
нагрева. Может быть полезна студентам вузов соот-
ветствующих специальностей.
Уважаемые товарищи!
Книги издательства можно купить или предвари-
тельно заказать в магазинах, распространяющих на-
учно-технические издания.
В Москве и Ленинграде имеются специализирован-
ные магазины.
В их ассортименте большой выбор учебной, спра-
вочной, производственно-технической и научной лите-
ратуры.
Адреса магазинов:
193050, Москва, Медведева, 1. Отдел «Книга—
почтой». Маг. №,8 «Техническая книга». |»-
198188, Ленинград, ул. Васи Алексеева, 13/22.
Отдел «Книга—почтой». Маг. № 82 «Книги по метал-
лургии».