УДК 621.181.7
Р49
6П2 22
Рихтер Л. А.
Р 49 Газовоздушные тракты тепловых электростанций, М., «Энергия», 1969.
272 с. с илл.
В книге рассматриваются основные элементы газовоздушного тракта ТЭС, включая забор воздуха, воздухопроводы и газопроводы, конвективные поверх, носги н.нрева, тягодут ьевыс машины, золоуловители, дымовые трубы. Приводятся рекомендации по выбору принципиальных схем трактов, в том числе с использованием наддува, рекомендации по аэродинамическому оформлению элементов, выбору скоростей движения воздуха и газов, а также компоновке оборудования.
Даются рекомендации по компоновке электрофильтров и организации потока в них, обеспечивающей лучшее улавливание золы.
В связи с сооружением мощных электростанций на сернистых топливах особое внимание уделяется вопросам рассеивания вредностей в атмосфере. Рассматриваются как железобетонные, так и многоствольные металлические трубы большой высоты. В комплексе с трубами рассматриваются вопросы выполнения внешних газоходов и борьбы с золовыми отложениями в них.
Материалы базируются на многолетних исследованиях на моделях элементов газовоздушных трактов, проведенных под руководством автора в Московском энергетическом институте применительно к действующим, строящимся и проектируемым электростанциям.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников электростанций, проектных и монтажных организаций Министерства энергетики и электрификации, котлостроительных заводов, научно-исследовательских институтов и наладочных организаций. Она может быть использована в качестве учебного пособия для теплоэнергетических факультетов ‘энергетических и политехнических вузов.
3-3-3 33-69
6П2.22
Рихтер Лев Александрович
Газовоздушные тракты тепловых электростанций
Редактор М. И. Кузнецова
Технический редактор Н. В Сергеев Корректор И. С. Соколова
Сдано в набор 5/V I960 г. Формат 84X108732 Усл. печ. л. 14,28 Тираж 5000 экз.
Подписано к печати 8/Х 1969 г.	Т-11565
Бумага типографская № 1
Уч.-изд. л. 15,45
Цена 1 р.	Зак. 2208
Издательство .Энергия". Москва, Ж-П4, Шлюзовая наб., 10.
Московская типография № 10 Главполиграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР. Шлюзовая наб., 10.
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие .».•••	-••••«*	®
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
Основы построения газовоздушных трактов
Глава первая Схемы газовоздушных трактов ...	9
1-1. Требования к принципиальным схемам газовоздушных трактов ............................................ 9
1-2. Затраты энергии в тяго-дутьевых	машинах ...	12
1-3. Оценка эффективности схем	...................15
1-4. Схемы воздушных трактов для защиты воздухоподогревателей от коррозии..............................22
Глава вторая. Основы разработки элементов газовоздушных трактов..........................................  29
24. Требования к выполнению газовоздушных трактов .	29
2-2. Методы изыскания рациональных форм элементов газовоздушных трактов...............................33
2-3. Входные коллекторы................................36
2-4. Поворот на 90°....................................38
2-5. Тройники в газоходах..............................45
Глава третья. Технико-экономические расчеты iазовоз-душных трактов.........................................48
3-1. Основные принципы технико-экономических расчетов газовоздушных трактов ..............................48
3-2. Технико-экономический расчет газовоздухопроводов и внешних газоходов...................................54
3-3. Технико-экономический расчет скоростей для водяных экономайзеров, пароперегревателей и конвективных пучков..............................................64
3-4. Технико-экономический расчет скоростей в регенеративных воздухоподогревателях........................67
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
Тяго-дутьевые машины и газовоздухопроводы
Глава четвертая. Требования к тяго-дутьевым машинам электростанций и режим их работы . .	74
а
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
4-1. Характеристики тяго-дутьевых машин.................74
4-2. Режим работы и характеристики ч яго-дутьевых машин при переменном режиме............................82
4-3. Регулирование тяго-дутьевых	машин..................85
4-4. Турбопривод тяго-дутьевых машин....................98
4-5. Надежность, быстроходность и компактность тягодутьевых машин......................................101
4-6. Акустические характеристики	и борьба с шумом .	.	106
Глава пятая. Характеристики трактов и выбор тяго-дутьевых машин..............................................109
5-1. Расчетные	характеристики	трактов..................109
5-2. Парогенераторы	под	наддувом.......................119
5-3. Дутьевые вентиляторы .	. •. •.	.*	.	.	126
5-4. Дымососы..........................................136
Глава шестая. Компоновка тяго-дутьевых машин и газо-воздухопроводы.........................................145
6-1. Требования к компоновке газовоздушных трактов. 145
6-2. Влияние примыкающих участков на работу тяго-дутьевых машин......................................147
6-3.	Примыкающие участки перед	вентиляторами	.	.	149
6-4.	Примыкающие участки за	вентиляторами	.	.	.	.	152
6-5.	Тракт холодного воздуха........................158
6-6.	Тракт горячего воздуха.........................163
6-7.	Газопроводы ......................................167
ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
Тракт уходящих газов
Глава седьмая. Компоновка золоуловителей	172
7-1. Типы золоуловителей и их характеристики .	.	172
7-2. Влияние равномерности потока на эффективность работы золоуловителей ........................... 177
7-3. Критерии равномерности потока для однокорпусных и многокорпусных электрофильтров................186
7-4. Компоновка электрофильтров и выполнение примыкающих участков газопроводов....................190
7-5. Компоновка электрофильтров сверхмощных	блоков	195
Глава восьмая. Дымовые трубы.....................203
8-1. Рассеивание вредностей в атмосфере	....	203
8-2. Простейшие железобетонные трубы и вопросы надежности их работы..............................216
8-3. Новые типы дымовых труб.................227
Одноствольные трубы.......................229
Многоствольные трубы . *..................233
Глава девятая. Внешние газоходы..................238
9-1. Внешние газоходы и их сопряжения с дымовыми трубами............................................<	238
4
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
9-2. Золовые отложения во внешних газоходах и меры их предотвращения...................................247
Глава десятая. Дымовые трубы и газопроводы пиковых теплофикационных водогрейных котлов...................253
10-1. Выбор способа тяги пиковых котлов ....	253
Общая железобетонная дымовая 1руба на группу пиковых котлов ....................................255
Совместная тяга пиковых котлов	и парогенераторов	258
10-2. Газопроводы пиковых котлов.......................259
Приложение.............................................,	265
Литература........................................  .	.	270
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ПРЕДИСЛОВИЕ
Сооружение крупных тепловых электростанций требует дальнейшего совершенствования их элементов в направлении повышения экономичности, уменьшения стоимости установленного киловатта, сокращения сроков сооружения, повышения надежности работы и комплексной автоматизации управления.
Тепловую часть электростанции можно разделить на два тракта: пароводяной и топливо-газовоздушный. Поскольку водяной пар является рабочим веществом теплоэнергетических установок, естественно и внимание в литературе, которое уделяется вопросам, связанным с совершенствованием пароводяного тракта.
Газовоздушный тракт является важной составляющей частью электростанции, однако проработке его элементов уделяется значительно меньше внимания. Между тем газовоздушные тракты существенно влияют на размеры и компоновку ТЭС, их сооружение связано с затратой большого количества материалов и средств, на транспортировку по ним воздуха и газов затрачивается большое количество энергии, а от выполнения и их состояния зависит надежность работы электростанции. Новые задачи в части разработки газовоздушных трактов возникают в связи с применением на ТЭС блоков большой мощности — 300, 500, 800 Мет, а в дальнейшем и 1 200 Мет.
Газовоздушный тракт включает в себя значительное число разнородных элементов электростанции. Сюда относятся газовоздухопроводы и теплообменные поверхности нагрева, тяго-дутьевые машины и золоуловители, внешние газоходы и дымовые трубы. Они связаны в определенной последовательности в единый тракт, и потому при разработке их конструкций возникают некоторые общие для всех элементов вопросы» например 6
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
вопросы организации движения потока и обеспечения минимальных гидравлических потерь, технико-экономш ческого обоснования скоростей и обеспечения высокой надежности работы. Вместе с тем каждый элемент имеет свою специфику. Так, в поверхностях нагрева решающее значение имеет теплообмен, в золоуловителях — эффективность улавливания, в тяго-дутьевых машинах — экономичность работы в условиях переменных режимов, во внешних газоходах — предотвращение золовых отложений, в дымовых трубах — рассеивание вредностей в атмосфере.
Элементы газового тракта оказывают взаимное влияние друг на друга. Так, вид топки и характер топочного процесса влияют на выбор и работу золоуловителя, работа золоуловителя — на надежность работы дымососа и золовые отложения в газоходах, работа любого элемента тракта влияет на работу тяго-дутьевых машин и т. д.
В данной книге предпринята попытка комплексного рассмотрения вопросов, относящихся к газовоздушным трактам современных тепловых электростанций. Основу книги составляют многолетние исследования, ведущиеся в лаборатории газовоздушных трактов кафедры тепловых электростанций Московского энергетического института.
Литература по вопросам выполнения газовоздушных трактов весьма ограниченна. По отдельным вопросам проблемы имеются лишь некоторые нормативные материалы и справочники, «Аэродинамический расчет котельных установок» [Л. 2-7], «Справочник по гидравлическим сопротивлениям» {Л. 2-8].
Некоторые вопросы, относящиеся к газовоздушным трактам, были изложены в книге «Тяга и дутье на тепловых электростанциях» [Л. 1-1]. Однако содержание настоящей книги существенно отличается как по рассматриваемым вопросам, так и по содержанию материалов, относящихся к аналогичным разделам книги. Впервые рассматриваются такие вопросы, как внешние газоходы и дымовые трубы, организация потока в золоуловителях и их компоновка, тяга пиковых водогрейных котлов и др.
Раздел, относящийся к тяго-дутьевым машинам, рассматривает в основном новые решения по блокам на закритические параметры мощностью от 300 до 1 200 Мет
7
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
и является как бы продолжением материалов, изложенных в [Л. 1-1]. Если в книге «Тяга и дутье» приводились только технико-экономические расчеты газовоздухопро-водов, то в данной книге приводится методика таких расчетов для водяных экономайзеров, пароперегревателей, внешних газоходов.
Принципиальная постановка вопроса о проведении комплексных исследований по газовоздушным трактам проектируемых и строящихся в СССР крупных тепловых электростанций принадлежит институту Теплоэлектро-проект и, в частности, его главному теплотехнику А. Ф. Иваницкому. Все работы велись при участии института Теплоэлектропроект (А. А. Троицкий, Н. Л. Ойвин, Н. Я. Аттарова), и его отделений — Ленинградского (Н. М. Кугушев, В. Л. Пошехонов), Харьковского (В. И. Кузьменко), Киевского (Т. С. Вишневский) и др.
Работы по сверхвысоким дымовым трубам ведутся по инициативе и при непосредственном участии А. П. Скворцова.
По электрофильтрам, кроме Теплоэлектропроекта, работы ведутся в тесном контакте с Гипрогазоочисткой (М. А. Альперович) и НИИОГАЗ (И. Е. Идельчик).
В Московском энергетическом институте работы проводились при участии большого коллектива сотрудников кафедры тепловых электростанций. Так, гл. 7 базируется на работах, выполненных автором совместно с канд. техн, наук Ю. Г. Козловым и инж. Е. И. Гавриловым, гл. 9 — совместно с канд. техн наук Ю. В. Сало-вым, гл. 10 — с канд. техн, наук Б. Г. Тувальбаевым.
Автор выражает глубокую благодарность В. Л. По-шехонову не только за ценные советы, но и за представление материалов по гл. 5 и 8.
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ОСНОВЫ ПОСТРОЕНИЯ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
Глава первая
СХЕМЫ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
1-1. ТРЕБОВАНИЯ К ПРИНЦИПИАЛЬНЫМ СХЕМАМ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
Газовоздушный тракт связывает большое количество элементов тепловой электростанции. Началом и концом его является воздушный бассейн в районе электростанции. Газовоздушный тракт включает в себя воздухопроводы холодного и горячего воздуха, тяго-дутьевые машины, элементы собственно парогенератора, золоуловители, газопроводы и дымовые трубы. В связи с применением в некоторых случаях подогрева воздуха отборным паром турбин устанавливается также связь с оборудованием машинного зала.
Разработка проекта газовоздушного тракта включает следующие вопросы:
1)	составление принципиальной и развернутой схем;
2)	аэродинамическая проработка элементов;
3)	выбор экономически обоснованных скоростей воздуха и дымовых газов на всех участках;
4)	выбор тяго-дутьевых машин и регулирующих устройств, которые обеспечили бы наименьшие затраты энергии на транспортировку воздуха и дымовых газов при заданном графике нагрузки ТЭС.
Только комплексное решение всех перечисленных вопросов позволит найти эффективные решения. Между тем до последнего времени не всем вопросам уделялось достаточное внимание, что привело к тому, что газовоздушные тракты многих электростанций имеют серьезные недостатки.
9
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Под принципиальной схемой будет пониматься схема газовоздушного тракта, определяющая затраты энергии на транспорт газа и воздуха при заданных сопротивлениях отдельных элементов тракта. Принципиальная схема в этом понимании определяет место установки тяго-дутьевых машин (на холодном воздухе, горячем воздухе, дымовых газах), число независимых ниток с разными характеристиками трактов и машин, наличие постоянно действующих перемычек с дросселированием напора в них и др.
ф ВПУ-вентилятор пь1леприготовительнои установки , ф 5Д-дутьевой вентилятор txj пылеприготоОительноя установка
Ф Д -дымосос	□ парогенератор
ф ВГД-вентилятор горячего дутья Ю парогенератор под наддувом ф впвг-вентилятор первичного воздуха воздухоподогреватель
------топливо
------во'дух
—- шибер
,   - запььленньш воздух
- дымовые газы
СШПШП паровой калорифер □ золоуловитель <5 горелка
CZ3 сбросная горелка пылевоздушная смесь
Рис. 1-1. Схемы газовоздушных трактов для каменных и бурых углей умеренной влажности.
а — простейшая схема; б — схема с разделенным воздухоподогревателем.
Принципиальная схема зависит от ряда факторов, из которых важнейшими являются: вид топлива, принятая схема топливоприготовления, тип топочного устройства, принятый способ регулирования перегрева, давление или разрежение в газоходах парогенератора и в системе пылеприготовления, способ подогрева воздуха и др.
Для каменных и бурых углей умеренной влажности применяются схемы газовоздушных трактов, приведенные на рис. 1-1; здесь приведены также условные обозначения, принятые в данной книге. Простейшей и наиболее распространенной является схема, приведенная на рис. 1-1,а. Воздух после воздухоподогревателя разделяется на два потока: первичный, поступающий в мельницу и затем транспортирующий топливо в топку, и вторичный, поступающий непосредственно к горелкам или амбразурам молотковых мельниц.
Расчет дутьевого вентилятора ведут по сопротивлению тракта вторичного воздуха, и на тракте первичного 10
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
воздуха напор дросселируется с потерей части энергии. Дросселирование напора свидетельствует о серьезных недостатках этой принципиальной схемы.
Более эффективной в отношении потребления энергии, хотя и более сложной, является схема рис. 1-1,6. Воздухоподогреватель разделен по воздуху на две части. Для каждой части устанавливается вентилятор того давления, которое необходимо для преодоления сопротивления соответствующего воздушного тракта.
Рассмотренные схемы касались воздушного тракта. Однако принципиальные изменения происходят и в газовом тракте. Если раньше он всегда находился под разрежением дымососов, то сейчас значительное применение получают котлы под наддувом.
Применение наддува уменьшает расход энергии на транспортировку дымовых газов, повышает к. п. д. парогенератора и культуру его эксплуатации. Дымосос является громоздкой машиной, подверженной воздействию агрессивной среды, вследствие чего его ликвидация повышает надежность работы блока и упрощает схему автоматического управления. Ликвидация присосов способствует уменьшению эолового износа поверхностей нагрева в конвективной шахте парогенератора.
Несмотря на трудности, связанные с переходом на газоплотные конструкции, увеличением длительности наладки при вводе парогенераторов в эксплуатацию, и некоторые другие, применение наддува для мощных блоков является прогрессивным. Более подробно этот вопрос рассматривается в § 5-2.
Рассмотрение приведенных схем позволяет сформулировать основные требования к построению принципиальных схем газовоздушного тракта, отличающихся минимальным расходом энергии на транспортировку воздуха и газа:
1)	в схеме должны отсутствовать участки, в которых энергия, затраченная на сжатие, бесполезно теряется (дросселируется);
2)	машины следует устанавливать в том месте, где агент имеет наименьшие температуру и избыток воздуха;
3)	машины при одинаковых температурах и избытках воздуха выгоднее устанавливать на воздухе, а не на продуктах горения, так как объем газов за счет реакций горения оказывается большим, чем объем воздуха;
11
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
4)	тяго-дутьевые машины желательно устанавливать перед парогенератором, а не после него, так как при этом используется тепло сжатия.
Эти требования позволяют выявить недостатки той или иной схемы и найти в каждом случае наивыгоднейшее решение. Количественные критерии для оценки эффективности схемы будут приведены дальше.
1-2. ЗАТРАТЫ ЭНЕРГИИ В ТЯ^О-ДУТЬЕВЫХ МАШИНАХ
Определим энергию, затраченную на транспортировку воздуха или газа идеальной машиной, т. е. такой, в которой отсутствуют потери и процесс сжатия является обратимым адиабатическим. В общем случае затраты энергии в вентиляторе или дымососе составляют:
^ИД = 102-3 600 ’ К6т'
где V — объем воздуха (газа), проходящий через вентилятор (дымосос), м3/ч\
— работа адиабатического сжатия 1 м3, кГм/м3.
Затрачиваемая работа для идеального цикла нагнетания 1 м3 газа запишется по выражению
(1-2)
где k — показатель адиабаты (для двухатомных газов можно принимать fe=l,4);
Рь Р2 — давление в начале и конце сжатия, кГ1м2.
Адиабатическую работу можно определить через пол-
ное давление, развиваемое вентилятором Н = р2—Р\\
(1-3)
где приближенное выражение для т [третий член разложения формулы (1-2) в степенной ряд Тейлора] имеет вид:
= (Ь4)
или, при £ = 1,40 и = 10330 кГ)м?,
m =0,0345/7-ЮЛ
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Поправку т следует учитывать при Я>200 кПм2, так как при давлении 300 кПм2 ошибка превышает 1%.
Поскольку процесс сжатия воздуха (газа) в вентиляторах и дымососах близок к адиабатическому, в результате сжатия происходит некоторое повышение температуры и энтальпии. До настоящего времени этим обстоятельством пренебрегали, хотя оно является немаловажным, особенно при анализе эффективности схем. Действительно, тепло нагнетания после дутьевого вентилятора поступает вместе с воздухом в парогенератор, где оно полезно расходуется на выработку пара, а затем электроэнергии. Поэтому энергию, расходуемую на привод дутьевого вентилятора, нельзя считать полностью потерянной. Прирост энтальпии определится по выражению
Д/ад = Д//(1—/п), ккал!м\ (1-5
где Д = 1/427, ккал!кГ м, а возрастание температуры
ыал=*=±±-1ая.	(1-6)
При /,=30’С,	1033G и & = 1,40 имеем для воз-
духа:
A^ = 8,37.-f^(l-/n).
Таким образом, на каждые 100 кПм2 давления прирост температуры составляет около 0,8° С.
В ряде руководств указывается, что вследствие столь малого прироста температуры влияние тепла сжатия при расчете котлоагрегата следует учитывать только при //>1000 кГ1м2. Однако при оценке схемы газовоздушных трактов влияние подогрева воздуха при нагнетании необходимо учитывать всегда, независимо от величины развиваемого тяго-дутьевой машиной давления. Для этого предлагается следующий метод.
При сжатии в вентиляторе воздуха и повышении его температуры на величину тепла нагнетания уменьшается расход топлива. Однако если расход топлива оставить неизменным, то указанное увеличение тепла пойдет на выработку дополнительного количества пара, а затем электроэнергии. В свою очередь эту дополнительно вы-
13
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
работанную энергию можно направить на привод электродвигателя вентилятора. Эта энергия компенсирует часть энергии, затрачиваемой на сжатие, и таким образом как бы повышает эффективность вентилятора.
Эти рассуждения справедливы в том случае, если при использовании тепла сжатия не увеличиваются потери тепла с уходящими газами парогенератора. Это может иметь место в том случае, если на величину возрастания температуры в вентиляторе увеличить подогрев воздуха в воздухоподогревателе, что связано с увеличением поверхности нагрева последнего. В противном случае следует вводить поправку на коэффициент ценности полученного при сжатии тепла.
Тепло от адиабатического сжатия газов в дымососе полностью теряется с уходящими газами, направляемыми в дымовую трубу. Таким образом, затраты энергии на привод дутьевых вентиляторов и дымососов не являются в полной мере равноценными: в первом случае часть энергии возвращается, а во втором — нет. Затраты энергии на нагнетание без учета потерь в машинах могут быть представлены в следующем виде:
в вентиляторах
КТ __ УвНв (1 ш) Ф	/1
2уид— 102-3600	’	'	'
причем коэффициент ф, учитывающий использование тепла сжатия, определяется по выражению
Ф = 1 ^э.с'^м'Лдв'Лнар»	0 “&)
в дымососах
КТ   УдНг(Д #0	/1 П\
НД 102-3 600 ’	' '
где VB, У'д — объемы газа, проходящего через вентилятор и дымосос,
HBi Нг — сопротивление воздушного и газового трактов, кПм2\
Лэ.с — к. п. д. электростанции нетто;
т]м — механический к. п. д. вентилятора;
Лдв — к. п. д. электродвигателя вентилятора;
Пиар — к. п. д. наружного охлаждения, учитывающий потери тепла в вентиляторе и воздухопроводах.
Эти различия в подсчете энергии приобретают особое значение в связи с применением котлов под наддувом. При сравнении этой наиболее совершенной схемы газо-14
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
воздушного тракта с обычной схемой тяги и дутья необходимо учитывать свойства возврата тепла. Именно в случае применения котлов под наддувом, при которых дымососы отсутствуют, удастся полностью использовать тепло сжатия.
С точки зрения тепловой экономичности станций примененный здесь прием не вызывает сомнения, так как безразлично, к чему относить получаемую экономию — к топливу или электроэнергии. Однако при проведении технико-экономических расчетов следует иметь в виду, что для получения упомянутой энергии за счет тепла нагнетания необходимо учесть капитальные вложения в дополнительные поверхности нагрева.
Тепло сжатия используется не только после дутьевых вентиляторов. Мельничные вентиляторы, вентиляторы горячего дутья, дымососы рециркуляции обладают в этом отношении теми же свойствами, что и дутьевые вентиляторы.
1-3. ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ СХЕМ
Требования к выбору принципиальной схемы газовоздушного тракта, сформулированные в § 1-1, позволяют создать «идеальные» схемы, отличающиеся минимальным расходом энергии на перемещение воздуха и газов. Основное их значение состоит в том, что они являются как бы эталоном для оценки реальных схем. Однако такие схемы не всегда целесообразно воссоздавать полностью, так как это обычно связано с конструктивными трудностями и дополнительными капитальными затратами.
Проиллюстрируем методику оценки эффективности на примере схем для топлив с низкой реакционной способностью (АШ, тощий уголь), приведенных на рис. 1-2. Эти схемы достаточно показательны, так как относятся к довольно сложному случаю построения газовоздушного тракта.
Воздух, пройдя воздухоподогреватель, делится на три части: доля П\ направляется на мельницу, преодолевает сопротивления тракта от дутьевого вентилятора до мельницы /7В1 и далее попадает в сбросные горелки; доля /?2 в качестве вторичного воздуха направляется па горелки и преодолевает сопротивление тракта //В2* включая сопротивление горелок; доля м3 подается в ка
15
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
честве первичного воздуха вместе с пылью из бункера в горелки, преодолевая общее сопротивление от вентилятора до топочной камеры Нв3.
Для того чтобы оценить эффективность той или иной схемы, необходимо создать эталон, который отличался бы минимально возможным потреблением энергии при заданных сопротивлениях ее элементов. На рис. 1-2,г представлена такая схема, которая предлагается в качестве идеальной.
Рис. 1-2. Схемы, тяго-дутьевых трактов для топлив с низкой реакционной способностью (обозначения см. рис. 1-1).
а — простейшая схема; б — схема с использованием ВГД; в —схема с разделенным воздухоподогревателем; г — идеальная схема.
Чтобы исключить дросселирование, каждый из трех воздушных трактов выполняется изолированно друг от друга. Для этого воздухоподогреватель по воздушной и газовой сторонам разделен на три независимые части. Каждая часть рассчитана на необходимый объем воздуха и соответствующий ему объем газов, что исключает выполнение между потоками дросселирующих перемычек. На каждом потоке установлен вентилятор, характеристика которого соответствует объему и давлению соответствующего тракта.
В данной схеме применен наддув, т. е. дутьевыми вентиляторами транспортируется не только воздух, но и дымовые газы. Это обеспечивает полное использование тепла сжатия, работу без дымососов, минимум присосов и другие преимущества, отмеченные в § 1-1.
1G
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Теоретическая затрата энергии при этой «идеальной» схеме определится согласно следующему выражению (множители 1—т при Н здесь и в последующих выражениях в целях упрощения опущены):
<д = Б (п.Н^ + п2НЪ2 + п3НВз + Нг) ф,	(1-10)
где
/7— Vb ° “ 102-3 600 ’
Эта схема тракта названа «идеальной», так как всякое ее изменение приводит к увеличению расхода энергии на транспортировку газа и воздуха. Это обстоятельство позволяет ввести понятие степени эффективности схемы
NT
= (1-11)
где Л^т — теоретическая мощность, затрачиваемая на транспортировку воздуха и газов при некоторой принятой схеме тяго-дутьевых устройств, а Мид—то же при „идеальной" схеме.
Коэффициент т]сх позволяет оценить эффективность принципиальной схемы газовоздушного тракта только с точки зрения затраты энергии на тягу и дутье. Такое сравнение имеет смысл в том случае, когда при рассматриваемых вариантах не возникают отличия в общей экономичности и других показателях ТЭС. В § 1-4 будет приведена методика сравнения для более сложного случая, когда принципиальная схема газовоздушного тракта связана с общей эффективностью работы электростанции.
Оставляя схему рис. 1-2,г в части воздушного тракта неизменной, можно за золоуловителем установить дымосос. Тогда парогенератор будет работать без наддува при той же рациональной схеме построения воздушных трактов.
Экономия энергии за счет наддува определится по выражению
ДЛ^ = F —ф )//,..	(Ы2)
Применение дымососа тем сильнее увеличивает затрату энергии, чем больше объем газов ид по сравнению 2 Л А Рихтер	17
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
с объемом воздуха VB и чем меньше величина ф, связанная с теплом сжатия.
Рассмотрим затраты энергии по остальным схемам, приведенным на рис. 1-2. Эти схемы нс имеют наддува и отличаются между собой выполнением воздушных трактов.
Наибольший расход энергии имеет простейшая схема рис. 1-2,а, при которой дутьевой вентилятор транспортирует весь воздух и рассчитывается на преодоление со-противления лв . В рассматриваемом случае наибольшим сопротивлением отличается трасса первичного воздуха, поэтому принимается Явакс = /7в3. Теоретическую затрату мощности для этого случая можно представить следующим образом:
N- = B^HD3 + ^Hry	(1-13)
Для схемы с установкой вентилятора горячего дутья на первичном воздухе согласно рис. 1-2,6 получается следующее выражение:
N- = Б [фЯВ2 + ^- (Яйз-Ни)Х94--^-Ягу (1-14)
Для случая установки двух вентиляторов при разделении воздухоподогревателя на две части вентилятор первичного воздуха рассчитывают на преодоление сопротивления //вз, а дутьевой подает воздух на горелки (вторичный) на мельницу. Поскольку сопротивление по вторичному воздуху больше, расчет ведется по напору //в2, а воздух на мельницу дросселируется. Формула для этого случая принимает следующий вид:
Ят = б |' ФЯП2 («, + /г2) +	+ -{£- Нг ].	(1-15)
Сравним эффективность различных схем применительно к ГРЭС мощностью 1 200 Мет с турбинами К-200-130 и парогенераторами 0 = 640 т/ч на антрацитовом штыбе (ТП-100). Из теплового и аэродинамического расчетов котлоагрегатов получим: расход воздуха VB = 780 000 м3/ч\ Уд/Гв=1,52 при /Д = 84°С после мокрого золоуловителя. Доля воздуха, идущего на сушку, «1 = 0,13; доля вторичного воздуха «2 = 0,65; доля 18
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
первичного воздуха /г3 = 0,22; сопротивление трассы от дутьевого вентилятора до мельницы Нв1= 195; до горелок по вторичному воздуху /7в2 = 285; по первичному воздуху //вз = 460 кГ1м2\ сопротивление газового тракта /7г = 350 кГ/м2. температура холодного воздуха /х.в = = 30° С горячего /г.п = 395°С; к. п. д. нетто электростанции Цэ.с = 0,34, электродвигателя цдв = 0,9, наружного охлаждения Ццар = 0,9; механический к. п. д. вентилятора Цм = 0,9. При этих условиях по выражению (1-8) получаем 4 = 0,74 (без учета коэффициента ценности тепла). Результаты расчетов, выполненных по формулам (1-10) и (1-15), сведены в табл. 1-1.
Таблица 1-1
Сравнение эффективности схем тяго-дутьевых устройств для котла ТП-100 на АШ (с учетом коэффициента Ф)
Наименование схемы	Затрачиваемая мощность, кет			Коэффициент эффективности схемы
	Воздушный тракт	Газовый тракт	Всего на тягу и дутье	
Идеальная схема (рис. 1-2, г) Идеальная по воздушному	490	550	1 040	1,00
тракту, но без наддува Простейшая схема (рис. 1-	490	1 130	1 620	0,642
2, а)		720	1 130	1 850	0,562
Установка ВГД (рис. 1-2,6') Установка дополнительного	580	1 130	1 710	0,607
вентилятора на холодном воздухе (рис. 1-2, в) . .	505	1 130	1 635	0,633
Из таблицы следует, что на преодоление сопротивления газового тракта тратится до 2/3 энергии. Существенного уменьшения этой величины можно достигнуть при отказе от дымососов и переходе на схему под наддувом. При этом теоретический расход энергии на преодоление сопротивления газового тракта сокращается более чем вдвое (с 1 130 до 550 кет).
Расход энергии на преодоление сопротивления воздушного тракта зависит от принятой схемы. При простейшей схеме (рис. 1-2,а) он на 50% больше, чем при идеальной (рис. 1-2,г). Хорошие результаты дает схема с установкой на холодном воздухе дополнительного вентилятора первичного воздуха (рис. 1-2,в). Установка вентилятора горячего дутья занимает промежуточное по 2*	19
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
экономичности место между только что упомянутой и простейшей.
Проведенное сравнение не является вполне точным, так как не учтены такие факторы, как увеличение сопротивления тракта первичного воздуха в случае установки вентилятора горячего дутья (сопротивление всасывающего кармана, диффузора). Однако оно позволяет показать влияние принятой схемы тяго-дутьевого тракта на расход электроэнергии для транспортировки воздуха и газа (г|сх от 1,00 до 0,562).
Наибольшее влияние на эффективность схемы оказывает наддув. Ликвидация наддува понижает эффективность схемы с 1 до 0,642, в то время как за счет вариации схем воздушного тракта без наддува эффективность находится в пределах 0,642—0,562. Это еще раз подчеркивает желательность применения наддува с точки зрения тяги и дутья, не касаясь остальных его преимуществ.
Как уже указывалось ранее, улучшение схемы связано с конструктивными усложнениями. Однако за последнее время наметилась тенденция к применению более эффективных схем как в нашей стране, так и за рубежом. Простейшая схема 1-2,а, применявшаяся ранее на АШ и тощих углях, за последние годы заменена схемой 1-2,6 с установкой вентиляторов горячего дутья.
Схема с разделенным воздухоподогревателем и вентиляторами разного давления также получает применение на отечественных электростанциях. На рис. 1-3 показана схема воздушного тракта парогенератора ПК-33-83 СП завода им. Орджоникидзе производительностью 640 т/ч, которая соответствует принципиальной схеме 1-1,6. Парогенератор рассчитан на челябинский уголь, который размалывается в шести молотковых мельницах, работающих под наддувом.
Поскольку система пылеприготовления находится под наддувом, сопротивление тракта по первичному воздуху достигает 550 кПм\ в то время как остальная часть воздуха (вторичный и поступающий через заднюю стенку) преодолевает сопротивление 300 кПм2. При этом доля первичного воздуха составляет 40%, а вторичного— 60%. Очевидно, было бы нецелесообразно подавать все количество воздуха под высоким давлением и затем для большей его части дросселировать давление с 550 до 300 кПм2.
20
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На заводе было принято решение о разделении воздушного тракта и воздухоподогревателя парогенератора на две независимые части (первичного и вторичного воздуха) и установку на каждой из них своего дутьевого вентилятора, в соответствии со схемой рис. 1-1,6. Такое разделение позволило рационально распределить и степень нагрева каждого потока. Первичный воздух, направляемый на сушку в мельницы, проходит обе сту
пени воздухоподогре
вателя, расположенного в рассечку с водяным экономайзером, где он нагревается до 400° С. Вторичный воздух проходит лишь первичную ступень и нагревается до 247° С.
Во избежание температурных перекосов между высоконапорной и низконапорной частями нижнего воздухоподогревателя через оба его тракта пропускается одинаковое количество воздуха (по 50%), а получающийся избыток первичного воздуха перепускается в тракт вторичного воздуха за воздухоподогревателем.
В качестве дутьевых вентиляторов установлены высокоэконо-
Рис. 1-3. Схема воздушного тракта парогенератора ПК-33-83СП.
1 — воздухоподогреватель вторичного воздуха; 2 — первая ступень воздухоподогревателя первичного воздуха, 3 — вторая ступень воздухоподогревателя первичного воздуха; 4 — водяной экономайзер; 5 — вентилятор первичного воздуха (высоконапорный); 6 — вентилятор вторичного воздуха (низконапорный); 7 — вентилятор рециркуляции горячего воздуха.
мичные машины ВДН-32 по схеме 0,7-160. При этом высоконапорный (первичный) вентилятор будет работать со скоростью вращения 750 об/мин. а низконапорный (вторичный)—со скоростью бООоб/лшн. Обе машины имеют двухскоростные двигатели 750/600 об/мин, что позволяет при выходе из строя вы-сокопорной машины перевести низконапорную на 750 об/мин и часть воздуха через специальную перемычку перепускать в тракт первичного воздуха. В случае
21
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
выхода из строя вентилятора вторичного воздуха через эту же перемычку перепускается с последующим Дросселированием часть воздуха от высоконапорного вентилятора. В обоих случаях при выходе из строя одного из вентиляторов нагрузка котла снижается.
Схема с разделенными вентиляторами позволила сэкономить 280—300 кет мощности электродвигателей дутьевых вентиляторов.
1-4, СХЕМЫ ВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ ДЛЯ ЗАЩИТЫ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ ОТ КОРРОЗИИ
В связи с тем, что многие отечественные топлива содержат в своем составе серу, возникла проблема защиты воздухоподогревателей от низкотемпературной коррозии [Л. 1-2, 1-3]. Основным способом такой защиты является предварительный подогрев воздуха до поступления его в воздухоподогреватель до температуры, исключающей интенсивную коррозию.
Рис. 1-4. Схемы предварительного подогрева воздуха для защиты воздухоподогревателя от коррозии.
а — рециркуляция горячего воздуха; б — установка калорифера, питаемого паром испарителя; в — установка калорифера, питаемого отборным паром турбины.
Предварительный подогрев воздуха может осуществляться одним из следующих способов:
рециркуляцией части горячего воздуха, нагретого в воздухоподогревателе (рис. 1-4,а); паром из отбросов турбин или питательной водой (рис. 1-4,в); паром, вырабатываемым в газовом испарителе, установленном в конвективной шахте за воздухоподогревателем (рис. 1-4,6).
Рассмотрим выбор способа предварительного подогрева и построение схемы рециркуляции воздуха.
В случае применения рециркуляции для предварительного подогрева воздуха к. п. д. парогенератора и электростанции в целом не меняется, однако существенно возрастает поверхность воздухоподогревателя, а следовательно, и его стоимость, за счет снижения среднего температурного напора.
В случае применения подогрева воздуха отборным паром в калорифере экономичность электростанции может как увеличиваться, 22
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
так и уменьшаться. Если при калориферном подогреве удается сохранить неизменной температуру уходящих газов за парогенератором, то к. п. д. электростанции при этом возрастет, так как увеличится теплофикационная выработка электроэнергии на турбине. Поверхности воздухоподогревателя и экономайзера при этом сильно растут. Если же температуру уходящих газов приходится повышать, то к. п. д. ТЭС падает за счет уменьшения к. п. д. парогенератора.
Рассмотрим вопрос о возможности подогрева воздуха отборным паром турбины без повышения температуры уходящих газов. Для температуры уходящих газов Фух можно составить следующую зависимость от температуры предварительного подогрева воздуха fDn, базируясь на соотношениях, приведенных в [Л. 1-4]:
6уХ = со/'Вп + (1 +<0)/п.в +At	(1-16)
где расчетный температурный напор
где со = со в /о) г — отношение водяных эквивалентов воздуха и газа; Д/г, Д/з — минимальные температурные напоры в воздухоподогревателе и водяном экономайзере.
Величина Д/3 и отношение Д/г/Д/з определяются из технико-экономического расчета. В настоящее время по определению этих величин имеется достаточно обширная литература [Л. 1-5, 1-7 и др.].
По выражению (1-16) построен график (рис. 1-5), который позволяет сделать следующий вывод.
Рис. 1-5. Зависимость температуры уходящих газов Фух от температуры воздуха за паровым калорифером /'в„, давления пара за пароперегревателем р, отношения (ов/о)г и минимальных расчетных температурных напоров Д/раСч.
23
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Величина Фух зависит от температуры поступающего в воздухоподогреватель воздуха Гвпь отношения водяных эквивалентов (ов/о)г в районе первой ступени воздухоподогревателя, температуры питательной воды /п в и величины температурного напора Д/3-
Рассмотрим некоторые частные случаи этого выражения.
Наиболее простое выражение получается в случае равенства водяных эквивалентов газа и воздуха (нижняя кривая рис. 1-5):
0уХ = /'вп + Д/.
Для этого теоретического случая темпера1ура уходящих газов ‘зависит только от температуры поступающего воздуха и величины температурного напора. При этом температура уходящих газов наиболее низка при заданной температуре поступающего воздуха. Если принять А/=30°С, то при fBni = 90°C можно получить температуру уходящих газов Фух = 120°С.
Однако такой случай не может иметь места в действительности (за исключением некоторых специальных схем), так как водяной эквивалент воздуха всегда меньше, чем дымовых газов, т. е. со<1. Различие в величине водяных эквивалентов определяется следующими двумя факторами:
теплоемкость продуктов горения выше, чем исходного воздуха, даже при одинаковом избытке воздуха;
избыток воздуха в уходящих газах выше, чем воздуха, nociy-пающего в воздухоподогреватель, за счет присосов по тракту.
Таблица 1-2
Отношение водяных эквивалентов <о = <ов/<ог для некоторых видов топлива
Топливо	Марка	Приведенная влажность	Отношение о>в/«>г	
			без присосов	с нормативными присосами
Мазут сернистый			0,3	0,878	0,763
Угли				
Тощий		Т	0,76	0,890	0,807
АШ		АШ	1,16	0,895	0,780
Печорский		ПЖ	1,18	0,876	0,820
Иртышский		СС	2,00	0,860	0,822
Челябинский 		Б	4,5	0,830	0,757
Канский 		Б	9,0	0,790	0,710
Подмосковный		Б	13,2	0,760	0,690
Александрийский 		Б	32,1	0,700	0,648
Наивысшие значения сов/о)г достигаются при парогенераторах под наддувом, в которых присосы по тракту исключены. Как видно из табл. 1-2, в этом случае сов/(ог для мазута, АШ и каменных углей лежит в пределах 0.86—0,90, а для наиболее типичных бурых углей 0,75—0,80. В этих условиях для каменных углей подогрев воздуха 24
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
практически не ограничен (около 80°С при Фух = 130еС), для подмосковного же угля, чтобы иметь Фух = 140° С, подогрев воздуха ограничивается 65° С.
Положение ухудшается для парогенераторов с присосами (без наддува). В этом случае для большинства видов топлива при нормальных присосах (Ов/(Ог снижается до 0,7—0,8 Подогрев воздуха для бурых углей всего до 50° С связан с возрастанием ФУх более 140° С даже при минимальном расчетном напоре Д/ = 30°С.
Таким образом, удается достигнуть низких температур уходящих газов при паровом подогреве в случае работы под наддувом без присосов. Наличие присосов даже при минимальных температурных напорах Д/2 и Д/3 приводит для большинства топлив к росту ФуХ и падению экономичности парогенератора.
Вопросу подогрева воздуха отборным паром уделяется значительное внимание в зарубежной литературе. В эюй связи следует отметить статью М. К. Дрюри (Л. 1-8].
На основе расчетов, выполненных для блока № 5 мощностью 275 Мет электростанции Оук-Крик, Дрюри приходит к выводу о высокой эффективности примененной схемы. Согласно приводимым им данным, двухступенчатый подогрев воздуха с 26,6 до 88,8° С низко-потенциальным отборным паром (pi = 0,83 ат, р2 = 0,27 ат) снижает удельный расход топлива на 2,1%. При этом приняты очень низкие температурные напоры в калориферах — 2,8° С. Эта экономия достигается главным образом за счет уменьшения потерь тепла в конденсаторе и выхлопных потерь турбины. Потери с уходящими газами при этом не увеличиваются, а дополнительные капиталовложения по данным статьи окупаются в два года. Дано описание устройства оригинального воздухоподогревателя из ребристых алюминиевых труб.
Приведенные в статье материалы представляют значительный интерес, однако следует отметить трудность использования вакуумных отборов турбины для подогрева воздуха; малые значения температурных напоров в калориферах, несколько завышенные отношения (0в/(0г даже для парогенераторов под наддувом.
Проведенные технико-экономические расчеты показали, что в различных условиях могут оказаться предпочтительными либо рециркуляция воздуха, либо подогрев отборным паром. Эффективность парового подогрева воздуха повышается для электростанций, работающих на дорогом топливе. В случае необходимости подогрева до высокой температуры применяется комбинация рециркуляции воздуха (1-я ступень) и парового подогрева (2-я ступень). Преимуществом подогрева паром является возможность получения заданной температуры предварительного подогрева при пусках парогенератора.
В ряде случаев целесообразно применять газовые испарители (рис. 1-4,6) и специальные типы воздухоподогревателей (с трубками Перкинса). Однако здесь эти вопросы не рассматриваются.
В заключение рассмотрим вопрос о рациональной схеме организации рециркуляции воздуха.
До последнего времени для защиты воздухоподогревателя от коррозии применялась схема, показанная на рис. 1-6,а. Эта схема отличается простотой выполнения, однако в отношении расхода энергии на дутье ее нельзя признать удовлетворительной. С точки зрения сформулированных в § 1-1 требований к принципиальным схемам здесь имеется два недостатка:
25
www.tepfota.org.ua - все для теплотехника
1. Дутьевой вентилятор развивает полное давление, необходимое для преодоления conpoi ивления всего воздушного тракта, включая сопротивление горелок. Между тем воздух, идущий на рециркуляцию, преодолевает сопротивление только воздухоподогревателя, а остальная часть напора должна дросселироваться перед входом на всас дутьевого вентилятора. Это дросселирование связано с бесполезной потерей части энергии, затраченной на сжатие в дутьевом вентиляторе.
2. Дутьевой вентилятор транспортирует смесь холодного и горячего воздуха. За счет повышения температуры смеси происходит допол-
Рис. 1-6. Схемы рециркуляции воздуха для защиты воздухоподогревателя от коррозии.
а — рециркуляции воздуха во всас дутьевого вентилятора; б — рециркуляция воздуха с помощью специального вентилятора, установленного на горячем воздухе; в — идеальная схема с точки зрения расхода энергии на транспорт воздуха; г — рекомендуемая схема с разделенным воздухоподогревателем, и установкой вентилятора рециркуляции на слабонагретом воздухе.
пительное возрастание объема воздуха, проходящего через дутьевой вентилятор. Это связано с увеличением затраты энергии на транспортировку и возрастанием габаритов вентилятора.
По предложению работников Подольского механического завода им. Орджоникидзе, на парогенераторах ПК-33-83СП (рис. 1-3) была применена схема рис. 1-6,6, в которой был устранен первый недостаток [Л. 1-9]. Горячий воздух после воздухоподогревателя направляется не на всас, а в нагнетательный воздуховод дутьевого вентилятора. Для рециркуляции воздуха устанавливается специальный вентилятор, рассчитанный на преодоление сопротивления воздухоподогревателя. При этом отпадает необходимость в дросселировании напора.
Однако при этой схеме не устранен второй недостаток — работа на воздухе с повышенной температурой. Суммарный объем транспортируемого воздуха остался тем же, только он распределился между двумя вентиляторами — дутьевым и рециркуляции. Первый стал работать на холодном воздухе, зато второй — на воздухе весьма высокой температуры. Последнее связано не только с повышенным расходом энергии, но и с увеличением габаритов вентилятора рециркуляции и удорожанием его конструкции за счет специальных требований к машине, работающей на высокотемпературном агенте.
26
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На рис. 1-6,в представлена «идеальная» схема, построенная в свете требований § 1-1. Машины установлены на агенте минимальной температуры, и каждая развивает соответствующее давление. Воздухоподогреватель разделен по ширине котла на две изолированные части, пропорциональные количествам основного и рециркуляционного воздуха. Часть холодного воздуха после дутьевого вентилятора нагревается в отдельной секции воздухоподогревателя, затем смешивается с основным и подается в основной воздухоподогреватель.
Такая схема обеспечивает минимальное потребление энергии и потому является «идеальной». Однако при этом секция воздухоподогревателя, в которую подается холодный воздух на рециркуляцию, оказывается не защищенной от коррозии.
Изменим эту схему таким образом, чтобы затраты энергии возросли как можно меньше. Для этого, оставляя прежнее расположение воздухоподогревателей, переставим вентилятор рециркуляции с холодного воздуха на слабоподогретый воздух после смешения (рис. 1-6,г). Расход энергии на его привод при этом возрастает незначительно, а все секции воздухоподогревателя будут защищены от коррозии. Эта схема была предложена в 1962 г.
Расход энергии на дутье в схеме без рециркуляции запишется по выражению
102-3 600 •
(1-17)
В случае рециркуляции расход энергии можно представить в следующем виде:
(1-18)
причем &/ = А//Д/бр — отношение средних температурных напоров в воздухоподогревателе при наличии рециркуляции и без нее.
v = r<fht	(1-19)
где г—увеличение весовой доли воздуха при рециркуляции. Для всех схем оно определяется по выражению
___
-— С^'вп
(1-20)
где ctx.m ct'bm ct''bn — весовые теплоемкости воздуха холодного, перед и после воздухоподогревателя, ° С;
} = Т'р/Т'х в — отношение температур воздуха в вентиляторе рециркуляции и холодного;
Яр/Я — отношение давлений, развиваемого вентилятором рециркуляции, к давлений основного вентилятора.
27
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Коэффициент эффективности схемы рециркуляции в соответствии с выражением (1-11) для рассматриваемых случаев запишется
в виде
^ид 1 + Уид Чех —	— | . ,
(1-21)
причем Гид подсчитывается для схемы рис. 1-6,в.
Для простейшей схемы рециркуляции по рис 1-6,a ф = 7'"Вп/7'х в и h=\. Для схемы ЗиО по рис. i-6,6 с установкой вентилятора рециркуляции на горячем воздухе Ц) = Т"пп/Тх в и h = HnnfH. Для идеальной схемы рис. 1-6,в <р= 1 и h = H^nIH. При рекомендуемой схеме рис. 1-6,г ф = Т'Вп/Тх в и
Здесь Явп — сопротивление воздухоподогревателя по воздушной стороне, кГ1м*.
Кроме экономии энергии, эта схема имеет следующие преимущества.
Вентилятор рециркуляции работает на воздухе низкой температуры, вследствие чего упрощается его конструкция и повышается надежность ’(не требуются легированные материалы, охлаждение вала и др.).
Уменьшаются размеры вентилятора вследствие сильного уменьшения объемного расхода (объемный расход изменяется в отношении Т"пп/Т'вп, а линейные размеры в отношении Т"ъп/Т'ъп)-
Чтобы сравнить эффективность различных схем, далее приводится пример расчета.
'Пример. Определить изменение расхода энергии на транспортировку воздуха при различных схемах рециркуляции при работе котла на подмосковном угле и двухступенчатом подогреве воздуха. Принято ?хв = 30°С, /'вп = 70°С, /"вп = 400°С, //вп/Н = 0,5.
Определяем увеличение весового расхода по выражению (1-20):
г =
22,1—9,5
129,4 — 22,1
= 0,117.
Результаты расчетов сведены в табл. 1-3. Из ее рассмотрения видно, что предложенная по рис. 1-6,г схема имеет высокую эффективность: т)сх=0,995.
Следует иметь в виду, что реализация этой схемы связана с некоторыми конструктивными трудностями в разделении воздухоподогревателей и некоторыми дополнительными затратами.
Таблица 1-3
Сопоставление эффективности схем рециркуляции воздуха (рис. 1-6)
Наименование схемы	ГФ	h	V	Чех
Идеальная (в)		0,117	0,5	0,059	1,00
Простейшая (а)		0,26	1	0,26	0,84
ЗиО (tf)		0,26	0,5	0,13	0,938
Рекомендуемая (г)	....	0,132	0,5	0,066	0,995
28
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Глава вторая
ОСНОВЫ РАЗРАБОТКИ ЭЛЕМЕНТОВ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
2-1. ТРЕБОВАНИЯ К ВЫПОЛНЕНИЮ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
Движущимся по тракту воздуху и дымовым газам приходится преодолевать два вида сопротивлений: сопротивление трения ДЛтр, т. е. сопротивление при течении потока в прямом канале постоянного сечения, и местные сопротивления Айм, связанные с изменением формы или направления канала, каждое из которых условно считается сосредоточенным в каком-либо сечении канала, т. е. не включает в себя сопротивления трения.
Расчет сопротивлений ведется по следующим выражениям:
Д/1тр = Л-^/1д;	(2-1)
	длм=с/гд,	(2-2)
где	h — ^1-лд- 2g >	(2-2а)
£— коэффициент местного сопротивления;
X — коэффициент сопротивления трения;
/,	— длина и эквивалентный диаметр, м;
Ад — динамическое давление, кПм2\
w — средняя скорость, м/сек\
у — удельный вес среды, кГ/м3.
Для воздуха /^определяется по рис. 2-1. Для дымовых газов вводится поправка на отличие удельного веса по выражению h^ — kTh^. Величины kT можно принимать (при а= 1,4) для природного газа — 0,97, для бурых углей (типа канского 9) _ 1,00, для каменных углей и АШ — 1,03 (если нет более точных данных из теплового расчета парогенератора).
Для развитого турбулентного потока, характерного для большинства участков газовоздушных трактов (число Рейнольдса Re>l • 105), с достаточной степенью
29
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
точности для коэффициента трения можно пользоваться универсальной формулой Кольбрука — Уайта:
1
2,51
Re ГГ
(2-3)
Спорость ю. м/сек
Рис. 2-1. Зависимость динамического давления воздуха /*д от скорости w и температуры t.

Значения абсолютной шероховатости &-103 (м) для различных типов поверхностей принимаются обычно следующими:
Стальные трубы газопроводов......................0,12
Пластинчатые и трубчатые воздухоподогреватели 0,20
Газовоздухопроводы из'’листовой стали............0,40
Стальные цельнотянутые трубы пылепроводов . . . 0,40 Пылепроводы большого диаметра сварные . . . . 0,80 Бетонные, железобетонные и кирпичные газоходы
(борова) ... ..............*	ь ♦ ч » . . . , , 2,5
30
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Приведенные данные по абсолютной шероховатости являются весьма ориентировочными и должны уточняться по мере поступления более точных данных после проведения соответствующих аэродинамических исследований.
Конфигурация газовоздушных трактов современной электростанции является довольно сложной, поэтому наибольшая часть напора затрачивается на преодоление местных сопротивлений ДЛМ-
Известно, что местные сопротивления встречаются в самых различных элементах, связанных с транспортировкой газов, паров и жидкостей. Однако газовоздуш-ныс тракты тепловых электростанций отличаются рядом особенностей, которые во многих случаях не позволяют перенести известные решения из смежных областей.
Прежде всего следует отметить сложность и разнообразие форм газовоздухопроводов и газоходов. Они связывают между собой различные элементы тепловой электростанции и поэтому зависят от выбранного оборудования и его компоновки. Близкое расположение отдельных элементов определяет их взаимовлияние друг на друга.
Следующей особенностью газовоздушных трактов являются очень большие величины сечений. Сечения газопроводов крупных ТЭС измеряются десятками квадратных метров. В связи с этим особое значение приобретают вопросы изыскания достаточно компактных элементов местных сопротивлений, обеспечивающих их размещение в заданных габаритах ТЭС.
На выбор аэродинамических форм оказывают влияние строительные требования. Так, например, внешние газоходы многих электростанций выполняются в сборном железобетоне. Применение сборного железобетона становится целесообразным при условии сокращения до минимума числа типоразмеров элементов и использования простейших их форм.
Если паропроводы, магистральные газопроводы и водопроводы выполняются, как правило, круглого сечения, то внешние газоходы выполняются прямоугольного сечения, а газовоздухопроводы выполняются как круглого, так и прямоугольного сечений в зависимости от целого ряда факторов (форма примыкающего оборудования, сложность конфигурации и т. д.).
31
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Наряду с вопросами уменьшения сопротивлений большое значение имеют дополнительные требования к газовоздушным трактам. Так, значительную роль играют вопросы борьбы с аэродинамическими пульсациями, могущими привести даже к разрушению элементов конструкций.
Для газопроводов и газоходов котельных агрегатов, работающих на твердых топливах, особое значение имеет вопрос предотвращения отложений летучей золы.
До последнего времени разработка газовоздушных трактов базировалась на использовании более или менее сходных аэродинамических схем элементов из других областей, а в случае их отсутствия — на априорных предположениях. Это привело к тому, что многие элементы оказались неудовлетворительными как с точки зрения гидравлических сопротивлений, так и других требований к газовоздушным трактам.
В настоящее время еще не получено точного решения уравнений для общего случая пространственного движения вязкой жидкости. Поэтому для нахождения рациональных форм каналов приходится в первую очередь пользоваться экспериментом.
В настоящей работе использованы некоторые положения из области аэродинамики, позволяющие сделать предварительные оценки эффективности тех или иных каналов. Эти оценки даются здесь применительно к плоской задаче движения потока при условии введения некоторых упрощающих положений. Однако эти предварительные оценки позволяют все же уменьшить количество исследований для изыскания рациональных форм, наметить направление проведения экспериментов. Поскольку предварительные оценки содержат упрощающие допущения, то окончательным критерием эффективности рассматриваемых элементов остаются данные аэродинамических исследований (на натуре или моделях).
Для газовоздушных трактов электростанций характерно турбулентное движение при Re=1054-107. Однако скорости сравнительно невысоки (Л4<0,1), вследствие чего поток рассматривается несжимаемым. Пограничный слой может быть как ламинарным, так и переходить в турбулентный.
32
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
2-2. МЕТОДЫ ИЗЫСКАНИЯ РАЦИОНАЛЬНЫХ ФОРМ ЭЛЕМЕНТОВ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
Возникновение местных потерь связано с отрывом пограничного слоя. Отрыв пограничного слоя наступает в том случае, когда параметр, определяющий его сосюяние, достигает некоюрого значения. Наибольшее распространение для оценки состояния ламинарного слоя получил формпараметр f [Л. 2-1], а для турбулентного — критерий Бури Г [Л. 2-2]. Однако для случая газовоздухопроводов
далее используется упрощенный критерий, поскольку выполнение сложных профилей стенки все равно оказывается невозможным [Л. 2-3].
Рассмотрим участок стенки s (рис. 2-2), на котором давление вне пограничного слоя возрастает от pi до р2. В соответствии с предпосылками Прандтля примем, что давление по
Рис. 2-2. Схема движения потока в пограничном слое.
нормали к стенке в пре-
делах пограничного слоя не меняется, поэтому такое же изменение давления будет иметь место внутри пограничного слоя. Это справедливо как при плоской стенке, так и при криволинейной,
когда порядок величины радиуса кривизны существенно выше, чем порядок величины толщины пограничного слоя.
уменьшается с ростом давления на некотором участке р2—Pt и
Можно предположить, что устойчивость пограничного слоя
•	v Р2 — Р\
уменьшением кинетическом энергии частиц в слое д, т. е.---------•
Для единицы объема частички, находящейся на внешней границе пограничного слоя, кинетическая энергия запишется в виде

/< =
(2-4)
Здесь ve — скорость потока на внешней границе пограничного слоя, м)сек\ р — плотность перемещаемой сре,ды, кг • сек21мк.
Допустим, что на рассматриваемом участке вдоль стенки s градиент давления dp/ds остается постоянным, тогда dp
Заменяя dp	dv&
ds	ds ’
получим окончательно:
£'к P' =-2Л, 1\
(2-5)
3 Л. А. Рихтер.	33
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ГДе Параметр устойчивости пограничного слоя
П= v8 ds ’
(2-6)
Можно показать связь этого параметра с формпараметром f и критерием Бури Г. Для этого в выражении (2-6) заменим длину пути вдоль стенки s через толщину потери импульса б ** [Л. 2-4].
Для ламинарного пограничного слоя, используя зависимость изменения толщины потери импульса по длине стенки
s = M**Re6„, получим:
n = cift где
(d**)2 dvs f = —-----— формпараметр.
Для турбулентного пограничного слоя, подставляя
s = с2$** RejJL, получим:
П = Cgf4 >
3** dva
где Г = —----Regi* — параметр Бури;
авд**
Rea** =—-——критерий Рейнольдса для пограничного слоя;
т — показатель степени в выражении параметра Бури (обычно т = 0,25);
Ci и с2 — константы;
v — коэффициент кинематической вязкости, м21сек.
Таким образом, параметр П отличается от формпараметра f и критерия Бури Г лишь постоянными коэффициентами и Съ и может быть выведен из этих критериев. Значение /7Кр, при котором наступает отрыв слоя, будет различным в зависимости от характера движения в слое. Для ламинарного пограничного слоя /7Кр=—(0,204-0,43), для турбулентного /7Кр =—‘(2,14-4-3,2), т. е. в 10 раз меньше. Это соответствует известному факту, что турбулентный слой более устойчив, чем ламинарный.
Для дальнейших расчетов можно сделать еще одно допущение. В отличие от турбинных профилей в рассматриваемом случае газоходов перед местным сопротивлением имеется довольно длинный прямой участок постоянного сечения so, в несколько раз превышающий длину пути вдоль стенок местного сопротивления sM. Тогда (рис. 2-2)
„	+ sM	do,	_ s0	/	\ до.
11 “	о.	ds v. st) д	{
Поскольку в рассматриваемом случае Sm/sq значительно меньше единицы, то этим отношением можно пренебречь. Величину входного 34
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
участка выразим через какой-либо характерный размер местного сопротивления b (например, ширину в начале или конце канала), т. е. So = ft6. Тогда вместо критерия П введем также безразмерную величину П/п:
П _ b dvs n ~ Vs ds *
(2-8)
Величина П/n удобна в том отношении, что в нее входят только величины, относящиеся к рассматриваемому элементу, независимо от длины входного участка. Чтобы найти истинное значение П в том или ином месте стенки газохода, найденную величину П!п следует помножить на какое-либо значение п в зависимости от длины входного участка.
Указанное допущение о малой величине sM/so равноценно допущению относительно малого изменения толщины пограничного 1 ди3
слоя 6** по сравнению с изменением ——в критерии Бури Г для коротких местных сопротивлений, имеющих длинный входной участок.
С помощью параметра П/n можно оценить эффективность тех или иных каналов и попытаться найти лучшие. Для решения этой задачи можно идти двумя путями: методом прямой задачи — построением потока в канале заданной формы и оценкой его эффективности, или методом обратной задачи — построением профиля канала по желаемому распределению скоростей вдоль стенки.
Наиболее полное решение выбора рациональной формы канала может быть достигнуто с помощью решения обратной задачи При этом для обтекания плоских решеток используется метод годографа скоростей. Для каналов имеются методы Г. С. Самойловича, By и др.
Изыскание решений с помощью приведенных методов связано с довольно сложными выкладками, которые вряд ли оправданны для случая выполнения газовоздухопроводов ТЭС, где применение сложных профилей практически невозможно. Поэтому далее основное внимание уделяется решению первой задачи — оценке эффективности тех или иных известных форм каналов, составленных из простейших элементов. Этим не исключается использование метода обратной задачи в тех случаях, когда оно возможно.
Для вычисления критерия П необходимо найти уравнение для потока идеальной жидкости в рассматриваемом канале. Эта задача для плоских каналов решается с помощью конформных отображений или путем электростатического моделирования процесса в электролитической ванне. Обозначим через w = <p-H’ip комплексный потенциал, а через z=x+yi— комплексную координату точки на плоскости. Тогда величина скорости определится по выражению
а выражение для П/n примет^вид: tol —I
/7 _ 6 <)t>,	Ь df dv, _ I	I
n = vs ds ds d<f ~	dtp *	(2-10)
поскольку dy/ds=ys.
3*	35
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для полей, полученных в электролитической ванне, Б. Г. Ту-вальбаевым найдено простое графическое выражение, определяющее П/г, [Л. 2-5]:
где As — длина подкасательной в любой точке кривой grad<p=/(s) по оси абсцисс, полученной с помощью ванны. Рассмотрим два примера изыскания профилей каналов, получивших широкое распространение для газовоздухопроводов ТЭС.
2-3. ВХОДНЫЕ КОЛЛЕКТОРЫ
Первым элементом воздушного тракта является входной коллектор для забора воздуха из бесконечного пространства.
В отечественных компоновках ТЭС забор воздуха осуществляется вверху котельной, и затем поток по вер-
Рис. 2-3. Применявшиеся формы коллекторов для забора воздуха из верхней части котельной. а-С-1; б, • -С-0,7.
бора воздуха, показанные на
тикальной шахте направляется к дутьевым вентиляторам, установленным на нулевой отметке. В заборном устройстве происходят одновременно сужение и поворот потока
с горизонтального направления на вертикальное.
Применявшиеся ранее формы патрубков для за-рис. 2-3, имеют высокие
коэффициенты гидравлического сопротивления. Пользуясь приведенными в § 2-2 положениями, удалось найти более эффективные формы заборных устройств.
Отобразив конформно верхнюю полуплоскость на рассматриваемый канал шириной Ь=\ (рис. 2-4,а) с помощью формулы Кристоффеля — Шварца, а затем по-
лосу шириной ni на верхнюю полуплоскость с помощью функции ew, получаем следующее выражение [Л. 2-6]:
z =	— ew)adw,
откуда, согласно формуле (2-10), получаем для параметра П/n в любой точке канала:
П	лар (р — cos ф)
-=------------------
(р« — 2pcos<|>’+ 1) 2
причем р= е*.
(2-12) выражение
(2-13)
36
www.teptota.org.ua - все для теплотехника
Исходный канал по рис. 2-4,а является неудовлетворительным. На стенке i|i = 0; cosip=l и вблизи р=! П!п =—оо, что недопустимо.

»t
VI

V A,
<5>
Рис. 2-4. Коллекторы для забора потока из верхней части котельной.
а — конформное отображение полосы на простейший входной коллектор, б — теоретическая форма коллектора с поворотом потока меньше 90°; в —то же при повороте на 90°; г —упрощенная форма коллектора с поворотом потока меньше 90°; д — то же при повороте потока на 90°.
Однако из выражения (2-13) следует, что при cosip^O П всегда положительно; поэтому, если взять за стенки любые линии тока в пределах
отрыв пограничного слоя невозможен.
Используя это обстоятельство, найдем рациональные формы для забора воздуха из верхней части котельной.
Зададимся в выражении (2-12) а = 3 и примем за стенки канала ф = 0 и ф = л/2. Тогда получим схему забора воздуха с поворотом потока на 45°, показанную на рис. 2-4,6. Уравнение внутренней стенки поворота (ф = л/2) запишется по выражению {Л. 2-6]:
г = V | - 4 » + -У-) + (т - 3f + Т Р’}' ] (2‘14>
37
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для построения входного коллектора с поворотом потока на 90° используется то же выражение (2-12) при а = 3, причем в качестве одной стенки принимается, как и раньше, линия тока ф = л/2, а в качестве второй ф = Зл/4. Профиль канала, построенный подобным образом, показан на рис. 2-4,в.
Для удобства изготовления могут приниматься упрощенные профили. На рис. 2-4 показаны такие упрощенные профили, довольно близкие к исходным теоретическим. Так, вместо теоретической схемы 2-4,6 получил применение вход с поворотом на 45° 2-4,г. Значительное применение на тепловых электростанциях получил забор воздуха с поворотом на 90°, показанный на рис. 2-4,6„ сконструированный на основе теоретической схемы 2-4,в. Этот профиль включен в рекомендации «Аэродинамического расчета котельных установок» [Л. 2-7].
Проведенные испытания показали, что коэффициент сопротивления коллектора по рис. 2-4,г составляет £ = 0,1, а по рис. 2-4,6—£=0,16. Они во много раз меньше, чем у ранее применявшихся коллекторов по рис. 2-3.
2-4. ПОВОРОТ НА 90°
Газовоздушные тракты тепловых электростанций имеют большое число поворотов. Несмотря на то, что этот элемент относится к числу достаточно исследованных, при его выполнении в конкретных компоновках нередко приходится сталкиваться с определенными трудностями.
Плавные повороты при больших радиусах скругления практически не могут быть реализованы в газовоздушных трактах, так как они нс размещаются в заданных габаритах. Дополнительные трудности возникли в связи с применением сборного железобетона для внешних газоходов. В этом случае очень сложно применять криволинейные участки. Наряду с поворотами прямоугольного и круглого сечений с сужением и расширением в газовоздушных трактах часто встречались комбинации прямоугольного сечения с круглым, полукруглым, эллиптическим и другими, для которых рекомендации отсутствовали. Из практики известно, что именно на повороте наблюдаются недопустимые отложения золы в газоходах пылеугольных ТЭС. При больших размерах сечений в некоторых случаях возникали 33
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Аэродинамические пульсации, разрушительно воздействующие на газоходы.
Рассматривая поворот на 90° как четырехугольник, два угла которых находятся в бесконечности и равны 0, угол Л = Зл/2, а В = л/2, и отобразив на него верхнюю
Рис. 2-5. Движение потока на повороте.
а — линии тока ф и потенциала скоростей <р для поворота на 90*; крестиками показаны геометрические места точек (П/л)мин; б — величины (П/л)мин для различных линий тока ф; в —вихри на повороте при движении реального газа (опытные данные).
полуплоскость с помощью формулы Кристоффеля — Шварца, а затем с помощью функции ew отобразив полосу шириной ш на полуплоскость, получим выражение
Z = V f	(2-15)
—ОО
На рис. 2-5,а представлены результаты построения линий тока и потенциалов скорости по выражению (2-15).
39
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Скорость в любой точке по выражению (2-9) получается равной:
-V" р2 + 2р cos ф + 1 г р2 — 2р cos ф + 1
(2-15а)
где, как и раньше, р = еф.
Точке А при конформном отображении на полосу соответствует до = 0, т. е. <р=0 и ф = 0. Следовательно, в этой точке р=1 и созф=1. Подставляя эти выражения в формулу (2-15а), получим vs = oo. В точке В w = ni, т. е. ф=0 и ф = л. Следовательно, в этой точке Р=1 И COS гр —— 1 И ys = 0.
Из этих соотношений следует, что простейшая схема поворота рис. 2-5,а неэффективна. В зонах после точки Л и до точки В вдоль стенок образуются зоны, где скорости падают, причем значение критерия вблизи этих точек достигает л/м = —оо (см. выражение (2-16)]. Опыт показывает, что именно в указанных местах возникают вихри при движении реальной жидкости (см. рис. 2-5,в). Гидравлические потери для такого поворота оказываются очень большими, достигая £=1,1.
Приведенное на рис. 2-5,а распределение линий тока неблагоприятно также с точки зрения отложения летучей золы на повороте. Зольные частицы, вначале равномерно распределенные по сечению, отбрасываются под действием центробежных сил к внешней стороне угла. Чем менее обтекаемой выполнена внутренняя кромка, т. е. чем меньше радиусы кривизны на повороте /?, тем большей величины в этом месте достигает скорость v и тем сильнее оказывается центробежная сила rm2IR, отбрасывающая частицы к наружной кромке поворота. Между тем из рассмотрения линий тока у наружной кромки следует, что там образуется большая застойная зона, где скорость близка к нулю. Таким образом, нерационально выполненный поворот является естественным сепаратором для летучей золы. Как видно из рассмотрения рис. 9-5, полученного с действующих электростанций, высказанные предположения об отложении золы у внешней кромки поворота полностью подтвердились. Эти отложения серьезно препятствуют длительной непрерывной эксплуатации газоходов, а следовательно, и соответствующих энергетических блоков.
Застойная зона во внешнем углу неприятна и в других отношениях. Большое пространство, в котором поток 40
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
практически не движется поступательно, может явиться причиной возникновения аэродинамических пульсаций. Образуется как бы подушка, которая может то накапливать, то выдавать в поток энергию. Вопросы аэродинамических пульсаций должны стать предметом специальных исследований.
Для того чтобы перейти к изысканию рациональной формы канала, найдем величину П/n и проанализируем изменение ее на различных линиях тока. С помощью формулы (2-10) получаем:
П	яр cos Ф (1 — р2)
Т —	JT	~5 •
(р2 + 2р cos ф + 1) 4 (р2 — 2р cos Ф + 1) 4
Из последнего выражения следует, что при изменении величины р от 0 до оо П при любом значении ф меняет свой знак и содержит участки, где 77<О, кроме линии тока ф = л/2, где /7 = 0.
Для изыскания рациональной формы поворота были найдены величины П/n вдоль различных линий тока. Для каждой линии тока имеется значение р, где отношение П/n минимально. Для этих значений р получено следующее выражение:
cos2 ф 4" ГХ Р2 ~ cos Ф + ~~ ^Р2 + 1 . = 0. (2-17)
Подставляя найденные из выражения (2-17) величины р в уравнение (2-16), получены для каждой линии тока минимальные значения (77/п)мин, показанные на рис. 2-5,6. Вдоль средней линии тока ф = л/2 (/7/п)Мин=0, а по мере приближения к стенкам ф = 0 и ф = л (П/n) мин= 00•
Предполагается выбирать за стенки канала линии тока с обеих сторон от ф = л/2, для которых (77/n)=idem (одно и то же). При этом условия отрыва на обеих стенках будут одинаковыми.
Если за стенки канала взять линии тока, расположенные близко к средней линии ф = л/2, то (/7/п)мин будет приближаться к нулю, т. е. потери будут минимальными, но габариты поворотов будут весьма велики, их трудно реализовать на ТЭС. Поэтому в зависимости от условий компоновки приходится брать линии тока, расположенные дальше от ф = л/2, но такие повороты будут более компактно.
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
В целях упрощения выполнения поворота предложен способ перехода от сложного профиля по линии тока к упрощенному по дуге окружности. Проводится окруж-
4
0	, г з
о/
Рис. 2-6 Выполнение компактного поворота на 90°. а — обе кромки по радиусам, б — наружная кромка срезана, в — оптимальное соотношение /?2 и /?| по теоретическому расчету (кривая). Прямым.и показаны предельные значения
(Коэффициенты сопротивлений £ приведены на кривой 1 рис. 2-7,0 )
ность, касающаяся трех касательных к линии тока при ф = =—оо, ф = 0 и ф'= + оо. Ее радиус определяется из формулы
/? = 3,42 0^ — 0,707/),
(2-18) где / — расстояние до рассматриваемой линии тока от внутренней кромки поворота в диагональном сечении (см. рис. 2-5). При таком способе построения диффузорность на повороте, т. е. отношение диагонального сечения на повороте к сечению до поворота 6, сохраняется таким же, как и для теоретических профилей (рис. 2-6).
Наружную кромку можно выполнять не по радиусу /?2, а срезать по касательной к окружности длиной t — = 0,828 Опытами доказано, что коэффициент сопротивления при такой замене не возрастает. Рекомендуемые соотношения при выполнении компактных поворотов приведены в табл. 2-1.
Из рассмотрения рис. 2-6,в следует, что опытные данные Нипперта и наши следуют общей тенденции теоретической кривой. Все величины наружных радиусов /?2 располагаются Между /?2=^1 и /?2 = /?1 + 1, т. е. наружные радиусы должны быть больше внутреннего,
42
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Таблица 2-1
Расчетные соотношения для поворотов на 90° С
	R3	Ri-Ri	t	V6	W'Omhh
0,25	0,32	0,07	0,25	1,40	—5,0
0,50	0,62	0,12	0,51	1,37	—3,0
1,0	1,50	0,50	1,23	1,19	— 1,0
2,0	2,80	0,80	2,30	1,08	—0,5
Примечание. Все величины даны в долях ог ширины канала Ь.
но меньше «нормального» поворота, когда они проводятся из одного центра. Это соотношение между внутренним и наружным радиусами скругления можно приближенно оценить следующей формулой:
0,8
R2 = Rt + e	(2-19)
В ряде источников, например [Л. 2-8], указывается, что для оптимального поворота имеет место соотношение
/?2 =	+ 0,6.	(2-20)
Как видно из графика, это и справедливо при = 1 4-2. При меньших /?1 /?2 приближается к /?ь а при больших — к + 1.
В заключение остановимся на новой схеме поворота, отличающегося наивысшей компактностью. Скругляющая часть внутренней кромки поворотов (рис. 2-7) располагается внутри габаритов резкого поворота и проходит через острую его кромку. До поворота выполняется конфузор, после — диффузор. Для радиусов скругления получается соотношение
_ 0,8
4-(1,27- 0,37/?,) е * ’	(2-21)
Расчет по этой формуле дает значения, очень мало отличающиеся от расчета по выражению для обычного поворота (2-19); поэтому рекомендуется пользоваться выражением (2-19) и табл. 2-1 и для рассматриваемого случая.
43
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Между коэффициентом сопротивления HoBopota по обычной схеме (рис. 2'7,а) £ и вписанного (рис. 2-7,5) имеет место следующее соотношение:
(2-22)
5 + 0,034^ (I — 0.29/?,)2 ’
Рис. 2-7. Поворот на 90° с внутренним скруглением. а — исходная схема нормального поворота; б — схема с внутренним скруглением; в — коэффициент сопротивления С; для поворота а — кривая /, для поворота б — кривая 2. Крестиками показаны опытные данные.
Коэффициенты сопротивления поворотов обоих типов представлены на рис. 2-7,в. Принципиальным отличием вписанного поворота от обычного является то свойство, что при радиусе ~0,6 его сопротивление достигает минимума и дальнейшее увеличение /?1 нецелесообразно. 44
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
2-5. ТРОЙНИКИ В ГАЗОХОДАХ
Тройники относятся к довольно распространенным, но в то же время наиболее сложным элементам газовоздушных тракторов тепловых электростанций. Сложность их расчета и проектирования состоит в том, что потери в них зависят не только от конструктивных форм и углов между потоками, но и от соотношения скоростей во всех трех ответвлениях.
В технической литературе имеется ряд работ, посвященных расчету тройников [Л. 2-8, 2-9]. Основное внимание в этих работах и «Нормативном методе аэродинамического расчета котлоагрегатов» [Л. 2-7] уделяется «классической» схеме тройника, т. е. такой, когда все кромки выполнены острыми, происходят резкие удары потоков и гидравлические потери достигают большой величины. Применительно к системам промышленной вентиляции известны рациональные формы тройников, однако они оказываются часто неприменимыми для газовоздухопроводов и внешних газоходов парогенераторов.
В настоящей работе не приводится материалов по нормальным тройникам. Здесь даются только рекомендации в части аэродинамических схем тройников, которые были нами исследованы и использованы на ряде тепловых электростанций.
Применительно к газовоздушным трактам тепловых электростанций особый интерес представляют тройники внешних газоходов на участке дымососы — дымовая труба, включая вход в дымовую трубу. По мере продвижения газов к дымовой трубе происходит объединение потоков от отдельных дымососов и заканчивается единым потоком внутри дымовой трубы. Таким образом, эти тройники относятся к типу собирающих.
Второй особенностью тройников во внешних газоходах тепловых электростанций является слияние потоков под прямым углом. В теории тройников, которая здесь не приводится, доказывается, что этот случай является неблагоприятным и гидравлические потери здесь достигают большой величины. Потому вопросы снижения потерь в этом случае являются актуальными.
Наконец, как и в других элементах, особое значение имеют компактность выполнения, отсутствие аэродинамических пульсаций, отсутствие золовых отложений и др.
Пример тройника, получившего широкое применение при выполнении внешних газоходов ТЭЦ, приведен на
45
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
рис. 2-8,а. Потоки соударяются под углом 90°, причем сечение газохода на проход остается неизменным, несмотря на изменение количества газов до и после объединения потоков. Подобная схема оказалась неблагоприятной не только из-за больших потерь, но и из-за возникновения пульсаций при соударениях потоков.
Для этого случая предлагается полное разделение потоков, исключающее соударение и выполнение поворота на 90° по одной из предложенных выше схем, как это показано на рис. 2-8,6.
Рис. 2-8. Выполнение тройников во внешних газоходах.
а — исходный нерациональный вариант; б — рекомендуемый вариант.
В некоторых компоновках ТЭЦ применяется односторонний ввод газов в дымовую трубу. Тогда перед трубой приходится устанавливать симметричный тройник, в котором объединяются два потока, идущие навстречу друг другу. Такой тройник показан на рис. 2-9,а, причем сечения всех трех ответвлений приняты одинаковыми. В конце 1962 г. по заданию Ленинградского отделения Теплоэлектропроекта были выполнены исследования на моделях, результаты которых приведены на рис. 2-9.
Коэффициент сопротивления простейшего тройника (рис. 2-9,а) составил £ = 0,49 (отнесенный к средней скорости в собирающей части).
Проведенные теоретические и опытные исследования в части поворота на 90° (см. рис. 2-7,6) позволили найти эффективное решение и для тройника. Однако поскольку в данном случае имеет место поворот с сужением, центр радиуса внутреннего скругления был расположен не по биссектрисе прямого угла, а со смещением в сторону.
Выполненные таким образом скругления внутренних кромок (рис. 2-9,6) позволили уменьшить потери в тройнике почти вдвое (с £ = 0,49 до 0,26). Установка перего-46
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
родки по схеме рис. 2-9,в, предотвращающая соударение потоков в тройнике, позволяет дополнительно существенно снизить потери (£=0,17). Однако, как и следовало ожидать, наилучшие результаты были получены при схеме рис. 2-9,г, д, когда был установлен разделяющий треугольник. При этом тройник по существу превратил
Рис. 2-9. Варианты выполнения собирающего симметричного гройника внешних газоходов из сборного железобетона.
а — £=0,49; б - £=0,26; в — £=0,17; г-£=0,15; д - £=0,14.

ся в два независимых поворота на 90° с сужением, выполненных по схеме рис. 2-7,6. Коэффициент сопротивления при этом составил £ = 0,14. Таким образом, эти мероприятия позволили сократить сопротивление тройника втрое.
Рассмотренные примеры не охватывают всех элементов, встречающихся в газовоздушных трактах. Кроме того, не рассмотрено взаимовлияние близко расположенных элементов. Указанные вопросы будут рассмотрены в соответствующих разделах книги, данные которых базируются на комплексных аэродинамических исследованиях участков газовоздушных трактов электростанций, проведенных на моделях.
47 www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Глава третья
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
3-1. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ РАСЧЕТОВ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
При разработке проектов тепловых электростанций во все больших масштабах выполняются технико-экономические расчеты их элементов. Это относится к выбору параметров пара, единичных мощностей блоков и резерва, числа регенеративных отборов и температурных напоров в них, давления в конденсаторе и др. Подобные расчеты должны выполняться и для всех элементов газовоздушных трактов.
Основной задачей технико-экономического расчета газовоздушного тракта является определение оптимальной скорости воздуха и дымовых газов в каждом его элементе. В расчете скоростей различных элементов тракта имеются как некоторые общие положения, так и специфические особенности.
Скорость газов w, с одной стороны, влияет на размеры и стоимость рассматриваемого элемента, а с другой стороны, на гидравлическое сопротивление Др и расход энергии на его преодоление.
Все элементы тракта с точки зрения расчета экономических скоростей можно подразделить на четыре группы:
1)	элементы для транспортировки воздуха и дымовых газов (воздухопроводы горячего и холодного воздуха, газопроводы, внешние газоходы);
2)	элементы парогенератора, связанные с передачей тепла от дымовых газов к воде и водяному пару (водяные экономайзеры, пароперегреватели, конвективные пучки);
3)	элементы, связанные с передачей тепла от дымовых газов к воздуху (воздухоподогреватели);
4)	элементы, связанные с выбросом дымовых газов в атмосферу (дымовые трубы).
Расчет оптимальных скоростей для элементов каждой группы имеет определенную специфику. Так, в элементах 1-й группы решаются задачи только транспортировки, в то время как движение в элементах 2-й и 3-й групп определяет процесс теплообмена с различными средами,
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
а 4-й — связано с рассеиванием вредностей в атмосфере. Эти дополнительные факторы и определяют особенности расчетов элементов той или иной группы.
Остановимся вначале на общих для газовоздушных трактов положениях, а затем на специфике расчетов тех или иных элементов.
В основу расчетов положена методика технико-экономических расчетов в энергетике. Согласно этой методике, наиболее экономичным вариантом будет го г, для которого расчетные затраты 3 будут минимальными:
3 = С + раК.	(3-1)
причем единовременные капитальные вложения складываются из
К- Кх + Кд.в + Кст» а ежегодные расходы
С = СЭн +	+ р'аЛх»
где Кх — стоимость рассматриваемого элемента газовоздушного тракта, руб.;
Лдв — стоимость двигателей, мощность которых затрачивается на преодоление сопротивления рассматриваемого элемента, руб;
Лет — стоимость установленной мощности для привода этих электродвигателей (стоимость замещаемой мощности), руб.;
Ра, Ра — расходы на амортизацию и текущий ремонт для электродвигателя и рассматриваемого элемента тракта;
ри — нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений. Для расчетов в энергетике до 1964 г. принималось рн=0,125, в настоящее время принимается рн = 0,150; CJH — ежегодные «затраты на электроэнергию.
После подстановки получаем выражение
3 = Сэн 4- р\АдВ + />н^ст 4“ Р'с.К* »	(3"2)
где суммарные ежегодные отчисления для электродвигателя рс = =Ри+ра, а для рассматриваемого элемента тракта р'с=рн+р'а.
Первые три члена выражения (3-2) пропорциональны мощности W, затрачиваемой тяго-дутьевыми машинами на преодоление сопротивления рассматриваемого элемента при нормальной нагрузке парогенератора. При этом для элементов 1, 2 и 4-й групп подсчитывается мощность, связанная с транспортировкой одного агента — воздуха Nb или газа Nr. Для элементов 3-й группы (воздухоподогревателей) следует принимать #=#в+Л^г, т. е. суммарную мощность по воздушной и газовой сторонам.
Выражая Сэн, Кдв, Кст через мощность N, получаем:
Сац = П|Л2ОэнМ; Кдв ^двЛГ 1	=	•
где п — число часов фактической работы парогенератора, ч!год\ ц — коэффициент нагрузки парогенератора за рабочий период;
Л. А. Рихтер.	49
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Р — нормативный запас по расходу, давлению и мощности тяго-дутьевых машин;
'^дв — удельная стоимость установленного киловатта двигателей тяго-дутьевых машин, руб!квт\
^ст, аэн — стоимость установленного киловатта на замещаемой электростанции, руб)квт, и себестоимость электроэнергии, руб/квт • ч.
В выражение Сэн входит множитель ц2, который соответствует современному состоянию в части регулирования тяго-дутьевых машин.
При идеальном регулировании (без потерь) потребляемая энергия пропорциональна ц3. Близкие к идеальному результаты получаются при регулировании с помощью поворотных на ходу рабочих лопаток осевых машин или любых вентиляторов при изменении скорости вращения турбопривода.
Выражение ц2 примерно соответствует регулированию гидромуфтой машин всех типов, комбинированному регулированию направляющими аппаратами и двухскоростными двигателями радиальных машин и направляющими аппаратами осевых машин. Эти способы наиболее широко распространены в настоящее время.
Регулирование аппаратами радиальных машин с загнутыми назад лопатками дает изменение мощности пропорционально ц, а шиберами |i = 1. Вследствие плохой регулировочной характеристики эти способы применять недопустимо.
Подставляя выражения Сэн, &Дв и kCT в уравнение (3-2) и вводя величину зТд — удельные расчетные затраты на тягу и дутье, руб!квт • год, получим следующее выражение
3 = зт,д/У	pfqKл ,	(3-3)
причем
5т.д =	+ (Мдв + Ря&ст) ?•	(3-4)
Величина зт д является одинаковой для расчета любого элемента данного газовоздушного тракта. Покажем практические значения этой величины для дорогого и дешевого топлив.
Примем п = 8 000 ч (простой парогенератора 1 месяц в году); ц=0,8 (за рабочий период); ра = 0,10 (рс = 0,25); Р=1,3.
Для дорогого топлива (Европейская часть СССР); «эн = = 0,005 руб!квт-ч, &ст = 90 рубает, &дв = 15 руб1квт\ тогда по выражению (3-4) зт д = 8 000 • 0,82 • 0,005+(0,25 • 15+0,15 • 90) 1,3= = 48 рубает-год. Для дешевого топлива (Сибирь); аЭн = =0,003 рубает-ч\ ксч — 7^ руб!квт\ £дв —15 руб1квт\ зт.д = = 8 000 • 0,82 • 0,003 +(0,25- 15+0,15-70)1,3 = 34 рубает-год.
Эти величины зт д будут использованы в дальнейших примерах расчета и являются харак горными для данного уровня развития энергетики.
Выражение для мощности N по газовой или воздушной сторонам запишется:
^Т.ДД 1Г - 1021)т,д1)дв 2g ’
где Ут.д — объем газа, проходящего через тяго-дутьевую машину, обеспечивающую движение потока на рассматриваемом участке газовоздушного тракта, м21сек\
50
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
/ а
где 7, Тг д — абсолютные температуры тракта и у тяго-дутьевой
£ —общий коэффицпеш сопротивления рассматриваемого участка;
w — расчетная скорость газа на рассматриваемом участке, м!сек\
п — показатель степени при скорости в выражении потерь давления на рассматриваемом участке;
у — средний удельный вес газов на рассматриваемом участке, кГ1м\
Пт д, т]Дв — эксплуатационный к. п. д. тяго-дутьевой машины на номинальном режиме парогенератора, к. п. д электро-'	привода
Введем объем газов па рассматриваемом участке V; тогда
V. „ _ V	J_,
CG газов в данном элементе машины, транспортирующей газ через рассматриваемый элемент тракта, °К;
а, ат.д — избытки воздуха в рассматриваемом элементе и у машины*
cG — коэффициент схемы, зависящий в основном от весовых соотношений воздуха, проходящего через соответствующий тракт и через машину, обеспечивающую транспортировку воздуха по данному тракту.
Удельный вес газа (воздуха) в рассматриваемой точке можно выразить следующим образом:
303 Y — ТзО^Г ,
где узэ — 1,165 — удельный вес воздуха при / = 30° С и 760 мм рт.ст; k? = Уг°/у° — отношение удельных весов газов и воздуха при нормальных условиях.
После подстановок и преобразований выражение для мощности примет вид:
N- с '	(3-5)
где	с = 1 715c^tcacG.	(3-5а)
В формуле (3-5а)	= ^т-д^дв - q = Г2/303Гт,д —температур-
ный коэффициент (рис. 3-1,6); ^а = а/ат.д — коэффициент присосов. Выражение (3-5а) для коэффициента с является наиболее общим Далее приводятся упрощения, несущественно влияющие на результаты технико-экономических расчетов.
Примем для средних условий при использовании высокоэконо-мичных радиальных или осевых машин:
д = 0,68; т]дв = 0,95; k? = 1, тогда
с = 1 100г tcac0.
4*	51
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для элементов, связанных с передачей Тепла к воде й ttapy, можно в среднем принять са = 0,8, для воздухопроводов горячего воздуха са = 0,85, для регенеративных воздухоподогревателей сл = = 0,90 и для воздухопроводов холодного воздуха, газопроводов, внешних газоходов и дымовых труб са = 1.
Тогда для отдельных элементов получим следующие значения: для воздухопроводов холодного воз чуха
с=1 100cG;
для воздухопроводов горячего воздуха
c = 930c/Cg; для газопроводов, внешних газоходов и дымовых труб (при Oyx = = 130° С)
с=1 460;
для элементов, связанных с передачей тепла к воде и пару, с=880с/;
для регенеративных воздухоподогревателей
с—\ QWct.
В случае применения наддува для газопроводов, внешних газоходов и дымовых труб
с=1 950,
а для элементов, связанных с передачей тепла к воде и пару, и для регенеративных подогревателей со стороны газового потока форму-
Рис. 3-1. Графики для определения коэффициентов Ьи и с(.
а — отношение периметров прямоугольного воздухопровода к круглому того же сечения by и зависимости от отношения сторон сечения а‘Ь, б — зависимость температурного коэффициента ct от температуры в газоходе или газопроводе /гт и у тяго-дутьевой машины /т
52
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Окончательное наиболее общее выражение ДЛЯ расчета скоростей любого элемента газовоздушного тракта, кроме воздухоподогревателя, примет следующий вид:
Vtw* -]- р'сКх = мин.	(3-6)
Для воздухоподогревателя
з-г.д ( ——— + —-— 1 -j- Р сКх = мин., (3-ба) где индексы «в» относятся к воздушному потоку, а «г»— к газовому.
Из выражений (3-6) и (3-ба) могут быть найдены формулы для экономических расчетов различных элементов газовоздушного тракта:
1)	для воздухопроводов, газопроводов и внешних газоходов,
подставляя: С =	—I-SC; п = 2; Цх=Нц,
“э
получим:
-^vf*^ + ^W + P'c#4==MHH.,	(3-7)
с \	]
где X — коэффициент трения;
I — длина рассматриваемого участка, ж;
d3 — эквивалентный диаметр, м\
— сумма коэффициентов местных потерь на рассматриваемом участке;
Н — поверхность стенок газовоздухопроводов (газоходов) на рассматриваемом участке, м2\
ц — стоимость 1 м2 стенки газовоздухопровода, включая монтаж и изоляцию, руб)м2\
2)	для элементов, связанных с передачей тепла к воде и водяному пару, получим, подставляя для случая поперечного омывания
Кх—Нц,
V>2CjWn + р'сНц = мин.,	(3-8)
где z2 — число рядов труб (при поперечном омывании)*;
* В принятой методике расчета сопротивления газового тракта для коридорных пучков принимается z2, а для шахматных z2+l (Л. 2-7]. Однако при дальнейших преобразованиях формулы (3-8) мы не будем учитывать +1, так как при значительном количестве рядов z2 эта поправка почти не влияет на выбор оптимальной скорости.
53
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
to— сопротивление одного ряда труб;
Н — поверхность нагрева, >и2;
ц — стоимость 1 м2 поверхности нагрева, включая обмуровку, обшивку и монтаж, оуб!м2\
3)	для регенеративных воздухоподогревателей, подставляя
Ц = Ъ = Кх=-Нц,
получим:
I I l/ntt'" Vrtt'" \
W 4?- + -7-4 + Р’<= мин- • (З-9)
где X — коэффициент трения набивки воздухоподогревателя;
/ — высота набивки, м\
— эквивалентный диаметр набивки, м\
ц — стоимость поверхности нагрева, руб)м2\ Н — поверхность нагрева, м2',
4)	для дымовых труб, подставляя
g=l,3; n = 2;	КХ = КТ,
получим:
^я_У1,Зш2 + р'сКт=-мин.	(3-10)
При точных расчетах учитывается также изменение самотяги с изменением высоты трубы. Тогда формула примет вид:
-^LVfl,3w2 — ДуЯ-^-) + /ЛЛт = мин., (3-11) Су	Ту
где Ду = ув—у, кг/м3-,
у — удельный вес газов в дымовой трубе, кг/м?-, Ув — удельный вес окружающего его воздуха в летний период (обычно принимают ув=1,20 при / = 20° С);
Н — высота дымовой трубы, м\
Кт — стоимость трубы.
3-2. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ГАЗОВОЗДУХОПРОВОДОВ И ВНЕШНИХ ГАЗОХОДОВ
Для газовоздухопроводов и внешних газоходов было получено выражение в форме (3-7). Решение этого уравнения требует проведения вариантных расчетов. Необхо-54
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
димо задаться несколькими значениями w, подсчитав каждый раз d3 и Я, и найти тот случай, когда выражение (3-7) будет минимальным.
Однако представляется возможным выразить все члены выражения (3-7) через w и после дифференцирования и приравнивания нулю получить уравнение для нахождения оптимальной скорости в форме (Л. 3-2]:
6тр^3 + ^2’5 =£гп,	(3-12)
где &тр = 1,1Л,
<?гп - 0,9ср'с -	.
Зт.д
Для стоимости 1 м2 поверхности газовоздухопровода можно дать следующее выражение:
Ц = (1 + Твз) бАТи. руб!м\	(3-12а)
а для внешних газоходов (железобетон, кирпич) (Л. 3-3]:
Ч =	+^шт, руб!м2. (3-126)
Здесь
б», биз, б — толщина железного листа газопровода, внешней изоляции, железобетона (кирпича), м\
Гт— отношение веса газопровода с ребрами, фланцами, сварочными швами и болтами к весу железных листов;
г — отношение объема железобетонного газохода с балками к объему стенок;
У» Уиз— удельный вес железа и изоляции, т/м3;
Физ —удорожание газопровода за счет изоляции;
d — диаметр газопровода (газохода), м. Для прямоугольного сечения принимается d3; km— стоимость листового железа для газовоздухопровода, руб!т\
^г.х — стоимость 1 м3 железобетона (кирпича), руб!м\
&шт— стоимость штукатурки, руб!м2\
Ьц — отношение периметров равновеликих пря-угольника t/np и круга [7кр. Находится по графику 3-1,а в зависимости от отношения сторон,
55
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для круглого сечения bu= 1.
Для удобства определения скорости по формуле (3-12) построен график на рис. 3-2. Для пользования этим графиком необходимо подсчитать величины с/Ьм и отношение Ьтр/Ьм. Зная эти величины, оптимальную скорость можно сразу определить на оси ординат. Значения ц, входящие в выражение для Сгп, можно принимать ориентировочно следующими (табл. 3-1).
Таблица 3-1
Стоимость 1 м2 поверхности газохода (по внутреннему обмеру)
Тип кладки газохода	ц, руб/м*
Кладка из тюбингов толщиной 5 — 0,12 м с уплотнением штукатуркой йП)Т> —0,02 м		15,1
Кладка из тюбингов толщиной 3 = 0,15 м с внутренним покрытием из кислотоупорного кирпича Зшт =0,13 м	33,5
Кладка из плит 9 = 0,07 м с внутренним покрытием из кислотоупорного кирпича Зит =0,13		30,0
Для анализа формулы (3-12) рассмотрим два частных случая:
(3-14)
Первый случай характеризует длинный прямой газопровод равного сечения, не имеющий местных сопротивлений. Для этого случая значение оптимальной скорости w достигает наибольшего значения.
Второй случай физически невозможен, так как нельзя представить себе газопровод, не имеющий потерь на трение. Однако для коротких трасс сложной конфигурации, когда- 6Тр/6м<0,01, можно пренебречь потерями на трение и считать по формуле (3-14). С другой стороны, отношение Ь^/Ьм является критерием качества выполнения проекта газовоздухопроводрв. Малая величина этого 56
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
отношения характеризует неудовлетворительную аэродинамическую проработку газовоздухопроводов.
Принципиальная разница между формулами (3-13) и (3-14) состоит в том, что допустимая скорость для случая потерь на трение зависит только от коэффициента
трения X и не зависит от газа V, в то время как при расчете по второй формуле, кроме удельных потерь £//, необходимо учитывать как Ьи, так й V.
Множитель	от-
ражает соотношение между стоимостью материала, идущего на изготовление газовоздухопровода (газохода), и стоимостью электроэнергии (включая стоимость установленного киловатта). Для районов с дешевым топливом может быть допущена большая скорость газов и воздуха. Повышение скорости можно принимать для пиковых электростанций (малые значения ц и п).
200 W 900 1500 3000 6000 10000
100
Рис. 3-2. Определение оптимальной скорости в газовоздухопрово-дах и газоходах в зависимости от И ^тр/^м.
Пунктирная линия служит для нахождения w в зависимости от с/Ьт^ для газопровода, не имеющего местных сопротивлений.
Величина ц зависит от стоимости материала и его толщины. Так, для воздухопроводов обычно применяют листовое железо толщиной 3 мм, а для газоходов 5 мм, что существенно влияет на стоимость. Коэффициент оребрения гж зависит от формы газовоздухопроводов: при
круглом сечении он меньше.
Толщина стенок может быть различной и в случае применения кирпичных и железобетонных газоходов (150 мм, 250 мм и др.).
Коэффициент с, входящий в выражение Сгп, зависит от принципиальной схемы газовоздушного тракта. Это определяется прежде всего величинами q, Cg- Коэффициенты и са практически меняются мало, хотя следует отметить, что применение новых высокоэкономичных
57
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
тяго-дутьевых машин и парогенераторов под наддувом позволяет несколько повысить скорости.
Существенное влияние на скорость оказывает температурный фактор, оцениваемый величиной ct (рис. 3-1,6). Для воздухопроводов холодного воздуха (/=30°) величина Cf=l. Для газопроводов в случае установки дымососов /гл=/т.д = 150° С Сг=1,4, а при котлах под наддувом /гп=150°С, /т.д=30° и Ct = 2. Для воздухопроводов горячего воздуха (вторичного) при /гп=400°С и /т.д 30° С величина ct достигает 5. Для расчета скоростей на трассе первичного воздуха в случае схемы с установкой вентиляторов горячего дутья при сжигании АШ имеем tra= = /тд=400°С и Сц уменьшается до 2,22. Таким образом, величина w за счет температурных факторов изменяется весьма значительно и зависит от принципиальной схемы, связанной с местом установки машины.
Еще больше с принципиальной схемой связан коэффициент cG, который можно назвать коэффициентом схемы (хотя он и не исчерпывает влияние схемы на выбор скорости). Впервые он был введен в (Л. 1-1].
Для наиболее простой схемы тяго-дутьевого тракта на каменных углях, приведенной на рис. 1-1,а на участке АВ, где движется весь поток, cG=l. На участке ВС cG = — п2, где п2— доля вторичного воздуха. Участок BD является нерасчетным, так как в нем срабатывается избыточное давление и скорость может быть принята весьма высокой.
Для более сложной схемы на топливах с низкой реакционной способностью, когда поток делится на три части (рис. 1-2,а), на участке АВ cG=l; на участке BE cG = n\+n2 и EF cG=n,3. Определяющим по сопротивлению является участок BEF. Поэтому на участках ВС и ED скорость рассчитывается на срабатывание располагаемого перепада давления.
Низкие значения cG на ряде участков той или иной схемы свидетельствуют наряду с низким т]сх о ее недостатках.
Рассмотрим величины cG для несколько улучшенной схемы тракта с ВГД. На участке EF cG=\, на участке BE cG = П1 + Пз~- Интересно отметить, что в данном случае cG>l. На участке ED срабатывается излишний напор и скорость может быть принята высокой.
58
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Наиболее сложно определить cG на участке вторичного воздуха ВС. Увеличение сопротивления на этом участке вызывает уменьшение необходимого напора вентилятора ВГД. При этом необходимо учитывать разность в температурных коэффициентах второго и третьего участков. В результате для рассматриваемого участка получаем коэффициент схемы:
Для более совершенной схемы рис. 1-2,в с разделенным воздухоподогревателем получаем: для участков АВ и EF cG = l; для участка BCcG= п „ . Таким образом, при улучшении схем происходит возрастание коэффициентов Cg и, следовательно, величин оптимальных скоростей при прочих равных условиях.
Для идеальной схемы рис. 1-2,г, очевидно, для любого потока cG = 1.
Все методики до настоящего времени не учитывали в необходимой степени влияния коэффициента схемы cG. Однако введение этого фактора не требует существенной переработки методики. При пользовании точной методикой (по рис. 3-2) никаких изменений вообще не требуется. Необходимо только правильно учесть при расчете с величину cG.
При использовании упрощенного метода в виде уже вычисленных таблиц и графиков рекомендуемых скоростей (Л. 2-7] следует вводить поправочный коэффициент. Поскольку основное сопротивление в газовоздухопрово-дах тепловых электростанций составляют местные потери, будем пользоваться выражением (3-14). Тогда поправочный коэффициент к скорости kw составит:
Cq	0,2	0,4	0,6	0,8	1,0	1,2	1,4
kw	0,53	0,69	0,81	0,92	1,0	1,08	1,14
Следующим фактором, оказывающим большое влияние на выбор скорости, является аэродинамическое совершенство элементов тракта, связанное с аэродинамическим коэффициентом 6М. Чем больше величина местных потерь £ при заданной длине газовоздухопровода, тем на меньшую скорость приходится его рассчитывать.
59
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для агрегата заданной мощности величина Ьм может меняться в 5—7 и более раз в зависимости от количества и характера местных сопротивлений. Оптимальная скорость за счет этого фактора может меняться более чем в 2 раза.
Аэродинамический коэффициент &м позволяет связать вопросы аэродинамических характеристик тракта с оптимальной скоростью. При улучшении аэродинамической проработки элементов тракта увеличивается оптимальная скорость газа, которую следует принимать на основе технико-экономического расчета для того или иного газопровода.
В настоящее время применяются газовоздухопроводы как прямоугольного, так и круглого сечений.
Если сравнивать два газовоздухопровода, имеющих одинаковую площадь сечения, то периметр прямоугольного газовоздухопровода будет в Ьи раз больше круглого. Чем более вытянут прямоугольник, тем больше Ьи (см. рис. 3-1,а).
Расход металла на прямоугольные короба по сравнению с круглыми возрастает не только за счет увеличения параметра bUt но и большой густоты оребрения, характеризуемого гж.
В некоторых случаях приходится идти на увеличение толщины листа б при устройстве прямоугольных коробов вместо круглых вследствие малой жесткости первых. Очевидно, что вес прямоугольных коробов в этих случаях еще более возрастает.
Из изложенного следует, что применение круглых газовоздухопроводов вместо прямоугольных при условии одинаковых сечений для прохода газов обеспечивает существенную экономию металла.
Для газовоздухопроводов с преобладанием местных потерь отношение скоростей для прямоугольного и круглого сечений определится по выражению
Ц’пр _ / rnP ft Y’4 Гс’кр \ ГКр U /
(3-15)
Таким образом, скорость при прямоугольных воздухопроводах следует принимать больше, чем при круглых. Так, при Гпр/гкр=1,15 и и=1 (квадратное сечение) получим а>пр/а>кр= 1,11, а при л=0,25 а’Пр/и’кр=1,21.
60
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
В нормах {Л. 2-7] при переходе от круглого сечения к прямоугольному принят в среднем коэффициент при скорости 1,1.
Указанные соображения не только не снижают выгоды от применения круглого сечения, но, наоборот, делают его еще более эффективным (Л. 1-1]. Однако во-
Рис. 3-3. Изменение расчетных затрат З/Зопт при отклонении скорости от оптимального значения.
------- местные сопротивления: -------прямые участки.
прос о применении круглого или прямоугольного сечения необходимо в каждом случае решать в зависимости от местных конкретных условий тепловой электростанции (компоновка, форма примыкающих элементов, сложность выполнения тракта и т. д.). В целом имеется тенденция более широко применять круг-пое сечение.
Остановимся на вопросе возможности кор-
ректировки полученных величин и скоростей. С точки зрения общей компоновки главного корпуса желательно иметь возможно более высокие скорости. Проанализируем, как возрастут расчетные затраты 3 по мере отклонения скорости w от оптимального значения ^опт- Для случая потерь на трение (прямые участки) выражение примет вид: 3	_
30пт 6 \ а’опт
WnT
W
(3-16)
а для случая потерь только на местные сопротивления
(3-17)
Зопт 5 \ tton,r / ~ 5 г w	'	'
Оба эти выражения построены на рис. 3-3.
Из рассмотрения графика можно заключить, что при отклонении скорости на 20—30% расчетные затраты по газопроводам возрастают лишь на 2—3%, что можно считать допустимым. Однако если принять скорость в 1,5 раза больше оптимальной, то даже для второго случая (преобладания местных потерь) общие затраты возрастают на значительную величину— 10%.
61
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
xhgcog nnhudoj
SS 34 V 31) 20 76 74 2? 20 1Я 16	14	12 Ю	Й м/сек 01 132 03 04 0.5 0.6 0.7 О.в 03 W 1.1 13
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
б)
Рис. 3-4. График для быстрого определения рекомендуемой скорости в газовоздухопроводах и внешних газоходах.
а — газовоздухопроводы (стр. 62): /—для котлов средней и большой мощности в энергосистеме, станции которых работают на дешевом топливе, 2 — то же, что /, но при топливе средней стоимости, а также для промышленных электростанций в системе; 3 — для котлов отдельных промышленных станций небольшой мощности;
б — внешние газоходы.
Выражение (3-12) и графики рис. 3-2 позволяют достаточно точно определять скорость для газовоздухопроводов и внешних газоходов. Для использования этого выражения в проектных организациях оно может быть еще более упрощено. Для расчета скоростей в газовоздухопроводах приведен график на рис. 3-4,о, а во внешних газоходах — на рис. 3-4,6.
Газовоздухопроводы и внешние газоходы разбиваются на участки, в пределах которых расход остается неизменным, а сечение изменяется не сильно.
Рассчитывается величина приведенного коэффициента сопротивления по выражению
Спр = Д+-7-/У.	(3-18)
63
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
где / — длина участка, м,
V — секундный расход газа через данный участок, м?1сек\
— суммарный коэффициент местных сопротивлений рассчитываемого участка.
При этом для металлических газопроводов и газоходов принимается постоянная Л = 0,05, а для железобетонных и кирпичных Л = 0,07.
По графикам определяются не те значения скорости, которые соответствуют минимуму расчетных затрат, а несколько больше (на 40%); получающееся при этом незначительное повышение затрат компенсируется общим удешевлением и упрощением компоновки из-за уменьшения габаритных размеров. Повышать скорости более чем на 10% от найденных по графикам не рекомендуется; уменьшение скоростей на 10—30% не приведет к повышению затрат.
Для газовоздухопроводов (рис. 3-4,а) в правом квадранте графика проведены линии, соответствующие разным температурам среды на участке t и у машины /т.д- Линии левого квадранта соответствуют различным экономическим показателям станции.
Для внешних газоходов (рис. 3-4,6) скорости определяются для двух стоимостей энергии аэн=0,003 рубает и 0,005 руб/квт-ч. При этом принимается соответственно зт.д = 25 и зт.д=42 руб!квт*год. Стоимость поверхности ц определяется по формуле (3-12,6) или приближенно по табл. 3-1.
3-3. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СКОРОСТЕЙ ДЛЯ ВОДЯНЫХ ЭКОНОМАЙЗЕРОВ, ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЕЙ И КОНВЕКТИВНЫХ ПУЧКОВ
(3-19)
Подставляя в выражение (3-8) V=fw, где f — живое сечение для прохода газов, получаем:
И (-7^ IT '+	= мин-
Поскольку _!________________!_ и ц = _2_
Н — гг nd И П k*
получаем окончательное выражение для расчета оптимальной скорости:
-1- (Соауп+1 + -А) = мин. *
(3-20)
64
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
где d, Si — наружный диаметр и шаг труб в поперечном направлении, м\
A = ,KC-^dP'e 3 я
ц
В общем.^лучае выражение для коэффициента теплопередачи имеет вид (Л. 3-4]:
 =.+^—+-.
k ' <оак + «л «2
где ак, ал — коэффициент теплоотдачи конвекцией, излучением, ккал/м2 • ч•град;
й2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к теплоносителю, ккал]м2 • ч • град;
<в — коэффициент омывания;
е — коэффициент загрязнения, м2-ч-град!ккал.
Для испарительных поверхностей и экономайзеров можно принять аг=оо, тогда
1	1	1 '
-т- = s Ч----;-•
k 1 <0“к + «л .
Полученное достаточно простое выражение (3-20), казалось бы, могло дать аналитическое решение. Однако существующая методика расчета коэффициента теплопередачи k сложна, что затрудняет получение удобной аналитической зависимости k=f(w). Поэтому в настоящее время рекомендуется проведение вариантных расчетов, которые при пользовании выражением (3-20) предельно упрощаются. Действительно, при изменении w изменяются только величины шп+1 и k, все же остальные величины оказываются неизменными. Кроме того, выра-•жение (3-20) позволяет анализировать влияние отдельных факторов на величину оптимальной скорости.
Весь второй член в скабках А является для данного элемента не зависящим от скорости w. Чем больше его величина, тем больше оптимальное значение скорости. Скорость оказывается тем большей, чем дороже поверхность ц и чем меньше затраты на тягу зт.д. С ростом коэффициента с скорость также возрастает. Особенно существенным является фактор Ct. При повышении температуры в газоходе скорость растет (рис. 3-1,6). В случае применения наддува происходит дальнейшее возрастание Ct за счет снижения /т.д.
5 л. А. Рихтер.	65
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Новым фактором по сравнению с газовоздухопрово-дами является величина . Скорость возрастает по мере уменьшения Si/d, т. е. при тесных по ширине пучках. Увеличение коэффициента потерь на один ряд £0 ведет к снижению w.
Пример. Определить оптимальную скорость для первой (холодной) ступени водяного экономайзера для парогенератора ТП-80 (£> = 420 т/ч), работающего на АШ.
Задано: d = 32 мм\ $1 = 77 мм (расположение труб шахматное); Фер=334° С (607°К); ч = 24 руб/м2-, Фд= = 130°С (403°К); р'а=0,10.
Примем согласно § 3-1 зт.д=48 руб/квт • год.
По упрощенному выражению (3-5) определяем с\
с = 880с t = 880 JXi = 2 650.
Величина А в формуле (3-20)
A = v2650	32	-0,25- 44=740.
Расчетное выражение по формуле (3-20) примет вид: -1-(^*4-740) = мин.
Для шахматных пучков п=1,73. Чтобы упростить расчеты, воспользуемся готовыми графиками для сопротивления одного ряда труб Дйь Легко показать, что
^«=4^,
причем = cscdbhTp (см. [Л.2-7]).
В данном случае у = 1,293; fer 2? —= 1,293-1,04*	=
— 0,605; Ctfid = 1;
^п^ДАгР=32,4Мгр.
Таким образом, окончательное расчетное выражение примет вид:
4" (32,4Д/ггр w 740) = мин.
6S
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На рис. 3-5 построен график, из которого следует, что при заданных значениях оптимальная скорость лежит при до = 9,2 м/сек. Для данного парогенератора была принята скорость 7,9 м/сек, что несколько ниже оптимальной. Перерасход расчетных затрат составляет 15,8/15,45 = = 1,022, т. е. 2,2%. Такое незначительное отклонение не
Рис. 3-5. Определение оптимальной скорости газов в экономайзере для двух вариантов исходных данных.
является существенным. Отклонение скорости в ту или другую сторону на 25% даст превышение расчетных затрат над оптимальными в пределах 6%.
Следует проверить полученную скорость по условиям эолового износа. В данном случае скорость 9,2 м/сек пустима, так как для АШ допускается скорость до 10,5 м/сек.
Для более дешевых энергии и стоимости установленного киловатта изменится только значение постоянного члена А. Оптимальная скорость при этом несколько возрастет.
3-4. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ СКОРОСТЕЙ В РЕГЕНЕРАТИВНЫХ ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯХ
Задача выбора скоростей для воздухоподогревателей более сложна, чем для других поверхностей нагрева парогенератора. Она сводится к нахождению минимума функции двух, независимых переменных скоростей воздуха wa и дымовых газов wrt в то время как для осталь-5*	67
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
них поверхностей нагрева имеется одна независимая переменная w.
Используя соотношения
VB = fxLwL; Vr = fxrwr; хв + хг = хп,
преобразуем выражение (3-9) к следующему виду:
н 3ТДЛ '
д d3 Н \ Св
где f — живое сечение гревателя, м2;
хп, 'Хв, хг — относительные
(3’21)
регенеративного воздухоподо-
величины живых сечений —
полезная, для прохода воздуха, газов;
/, dd — высота воздухоподогревателя, эквивалентный диаметр набивки, м.
Имея в виду, что
I F __ 1 . н_ Q
dQ 'Н — 4 ’ п— Ш ’
а также принимая (см. стр. 52)
съ = 10V ; сг = 103/,
получим после преобразований следующее выражение:

1 ( Хв<+1 k \ ct
г
Ct
4-4-1О’-^Ц-|=мин, (3-22) Зт.дА I
где Q — количество передаваемого тепла в воздухоподогревателе, ккал/ч-,
At — средний логарифмический температурный напор, °C;
п — показатель степени при скорости в формуле для гидравлического сопротивления воздухоподогревателя [Л. 2-7];
с t
V. сг— т~г
303 J  t 303 Гд
Тв, Тг, Тл— средние температуры воздуха, газов в воздухоподогревателе или рассматриваемой его части, температура газов перед дымососом, °К.
68
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Величины Q и Л/ в выражении (3-22) опущены, поскольку они не влияют на величину оптимальной скорости.
Некоторые особенности имеет определение коэффициента трения X. В (Л. 2-7] для регенеративных воздухоподогревателей приняты выражения типа
,г=д₽е~?;
в то время как для наших расчетов следует пользоваться выражением
где А — постоянная;
d3— эквивалентный диаметр, м\ v — коэффициент кинематической вязкости газа (воздуха), м2!сек\
Р = 2—п.
Для набивок, применяемых отечественными заводами, можно пользоваться следующими значениями для средних условий при Re^l,4-103:
набивки с волнистыми листами d3 = 7,8 мм. Х = 0,1;
набивки с гладкими листами d3==9,9 мм. Х = 0,09;
при этом п= 1,75 и р = 0,25.
Обратная величина коэффициента теплопередачи для регенеративного воздухоподогревателя
1 _ 1| 1 k	~ Хгаг ’
где ав, аг — коэффициенты теплоотдачи по воздушной и газовой сторонам, ккал1м2 • ч•град.
Пользуясь выражением (3-22), можно, задаваясь различными скоростями w* и wr. искать минимум функции двух переменных методом вариантных расчетов. При этом каждый раз надо находить величину коэффициента теплопередачи k и величины хв и хг. Остальные величины при вариантных подсчетах остаются неизменными.
Путем взятия частных производных по двум независимым переменным и приравнивания результатов нулю получены аналитические рцражения для определения скоростей.
69 www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для оптимального отношения скоростей q>=wB/wT выражение имеет вид: тп
Vff1
тп	1
1 + п — т су “1"
1 + v?
а для оптимальной скорости
О,
(3-23)
wr =
4-108/72	? 1 м
п + 1 —	<f>n + СУ
(3-24)
где т — показатель степени в уравнении для коэффициентов теплоотдачи;
ar = Bwm\ в	г
v = Vr/VB — отношение объемов газа и воздуха;
с —•
(3-25)
M
дЛХд
Величины хв и хг связаны с v следующим образом:
х^ =	» хг = хп — хв.
Для наиболее типичных значений т = 0,8 и п=1,75 расчетные выражения для определения оптимальных значений ср и wr примут вид:
----222-----1-----22?-------=0;	(3-23а)
1	1	СУ 1 1 + U?	'	'
'	1	\ 0,»«4
------Ь v \
—Ц---------	(3-24а)
сап rn f	4	'
или, поскольку множитель в скобках для оптимальных значений <р меняется в узких пределах 1,04—1,08, можно для w? дат-ь упрощенное выражение:
w= 16,5 М0-364.	(3-246)
70
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Расчет начинается с определения оптимального значения ф по выражению (3-23). Решение уравнения удобнее всего находить графическим путем. Задавшись несколькими значениями ф, подсчитывают величину многочлена, стоящего в левой части уравнения (3-23), и определяют точку пересечения с осью абсцисс. Для ускорения определения ф построен график рис. 3-6,а. Как видно,
Рис. 3-6. Оптимальные соотношения для регенеративных воздухоподогревателей.
а — зависимость отношения скоростей ФОпт = а,в^г от отношения объема газов к объему воздуха v—Vp/V; б — зависимость оптимальной скорости газов шг опт от величины комплекса М.
при v=l ф=1, и по мере увеличения v величина ф снижается.
Для сухих видов топлива 0=1,4—1,5, и оптимальное значение ф^0,9. Для влажных бурых углей отношение скоростей падает до ф=0,85. Таким образом, скорость воздуха должна приниматься на 10—15% ниже скорости газа.
Для определения wT по выражению (3-24,6) построен график на рис. 3-6,6.
Пр и мер. Определить оптимальные скорости для регенеративного воздухоподогревателя, парогенератора производительностью 640 т/ч, работающего на АШ.
Задано: Уг=416 м31сек\ VB=288 м31сек-, средние температуры: 0’Г=230°С; /в= 160° С; /д=100°С; /В = ЗО°С; ц = = 2,2 руб/м2-, р'а=0,10. Набивка с волнистыми листами Х=0,1; хд=0,9. Принято зт.д=48 руб!кет • год.
71
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
1.	Определение оптимального <p=wB/wr:
Л1-145-
V ~~ VB ~~ 288 — 1,40’
Ct =
= 2,03;
/_ (230 + 273)» _оол. t ~~ 303 (273 + 100) — ’ ’
2,03
2,24
= 0,91.
По графику рис. 3-6,а при v=l,45 и c=0,91 получаем фонт “ 0,88.
2.	Определение оптимальной скорости газов: Определяем значение М по выражению (3-25):
По графику рис. 3-6,6 находим wr = 10,2 м.{сек.
ОПТ
3.	Определение оптимальной скорости воздуха:
w“ =fwr =0,88-10,2 = 9,0 м.!сек. ОПТ	опт
Из выражения (3-24а) следует, что скорости газов и воздуха возрастают с увеличением М. Скорости тем больше, чем дороже поверхность нагрева воздухоподогревателя (ч), дешевле энергия и установленный киловатт зт.д, чем больше нагрев воздуха и меньше коэффициент трения поверхности воздухоподогревателя.
Если по каким-либо причинам задано дополнительное условие, то нахождение минимума функции двух независимых переменных сводится к более простому случаю нахождения функции одной независимой переменной. Это относится к случаю, когда заданы конструктивные характеристики воздухоподогревателя хг и хв, а следовательно, И ф.
Другим вариантом является ограничение величины wr по каким-либо условиям (например, износу)- Если в этом случае wTi определенное обычным путем, окажется выше по налагаемым условиям, то выбирается по-72
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
следняя величина wTt а ср определяется из выражения (т 1	\ __1
V +	+(| — '")v V+l-
----------------------------------М |	. (3-26)
(/г+1— т) ?п+~ <р’г+т-i^. (i_cv |
Расчеты по этому выражению показывают, что при уменьшении шг ниже оптимального значения ср быстро растет. Однако скорость воздуха ДОв = фШг при этом ме-
Рис. 3-7. Влияние отклонения выбранных параметров от оптимальных на возрастание расчетных затрат 3/30ПТ для регенеративных воздухоподогревателей.
а — влияние отклонения отношения скоростей Ф/Фопт; б—влияние отклонения абсолютных значений скоростей от оптикьальной ш/шопт.
няется мало. Таким образом, се можно практически оставить такой же, как для случая, когда скорость газов wr была выбрана оптимальной.
При отклонении скоростей шг и шв от оптимального значения при оптимальном значении ср расчетные затраты возрастают:
— = (^Лт (1 11 (3-27)
Зопт \	/ I 72 + 1 1Д ^’опт /	J I
По выражению (3-27) построен график на рис. 3-7,6. Как видно из графика, отклонение скорости на ±20% от оптимального значения вызывает возрастание расчетных затрат менее 5%, а потому допустимо. При отклонении скорости более 30% от оптимального значения расчетные затраты растут быстро.
На рис. 3-7,а показано возрастание расчетных затрат от отклонения отношения скоростей ср от оптимального значения. Как видно из рассмотрения графика, возрастание затрат происходит весьма медленно. Даже отклонение фопт на ±40% вызывает возрастание расчетных затрат в пределах 5%.
73
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
ТЯГО-ДУТЬЕВЫЕ МАШИНЫ И ГАЗОВОЗДУХОПРОВОДЫ
Глава четвертая
ТРЕБОВАНИЯ К ТЯГО-ДУТЬЕВЫМ МАШИНАМ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ И РЕЖИМ ИХ РАБОТЫ
4-1. ХАРАКТЕРИСТИКИ ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
На современных тепловых электростанциях применяется принудительное движение воздуха и дымовых газов. Составляют исключение только довольно крупные пиковые теплофикационные водогрейные котлы, у которых движение дымовых газов осуществляется за счет самотяги. Таким образом, тяго-дутьевые машины являются непременными элементами подавляющего большинства газовоздушных трактов электростанций.
Рациональное построение газовоздушного тракта включает вопросы выбора тяго-дутьевых машин и регулирующих устройств с учетом заданного графика нагрузки ТЭС.
Тяго-дутьевые машины электростанций должны удовлетворять следующим требованиям:
1)	высокая экономичность на номинальном режиме;
2)	высокая экономичность на частичных нагрузках в условиях заданного графика работы оборудования ТЭС;
3)	высокая надежность, обеспечивающая более длительную непрерывную работу машин, чем непрерывная работа основного оборудования блока;
4)	компактность и достаточная скорость вращения, что особенно важно при мощных блоках;
5)	умеренный шум;
6)	обеспечение условий механизированного монтажа и ремонта;
74
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
7)	умеренная стоимость тяго-дутьевых машин и приводных двигателей.
Рассмотрим в первую очередь характеристики экономичности тяго-дутьевых машин.
Важнейшим показателем экономичности работы всякого вентилятора является к. п. д. на оптимальном режиме т). При некотором расходе транспортируемого агента и соответствующем сопротивлении тракта вентилятор обеспечивает этот наивысший к. п. д. Если машина даже на оптимальном режиме будет иметь низкий к. п. д., то на других режимах, с отличными от оптимальных расходом и давлением, к. п. д. будет еще ниже.
В настоящее время в качестве тяго-дутьевых машин применяются три типа вентиляторов: радиальные (центробежные) с загнутыми вперед лопатками, радиальные с загнутыми назад лопатками и осевые. В первой половине XX века применялся в основном первый тип вентиляторов. Имея высокий коэффициент давления, они при довольно простой конструкции обеспечивают заданный напор, хотя имеют невысокую экономичность. В конце этого периода в Западной Европе широкое применение получают осевые машины, отличающиеся более высоким к. п. д. при низких значениях коэффициента давления.
Во второй половине XX века получают применение высокоэкономичные радиальные вентиляторы с сильно загнутыми назад лопатками. В качестве дымососов мощных блоков широкое распространение получают осевые машины.
Для правильного выбора тяго-дутьевых машин рассмотрим основные свойства перечисленных выше трех типов вентиляторов применительно к условиям работы электростанций.
На рис. 4-1 представлены входные и выходные треугольники скоростей для радиальных вентиляторов с лопатками, загнутыми вперед и назад, и осевых. На всех рисунках приняты следующие обозначения: с, w, и — абсолютная скорость газа, скорость газа относительно лопатки, окружная скорость рабочего колеса, м!сек.
Индексы: / — вход на лопатку, 2 — выход с лопатки, и — проекция на касательную к окружности, г — проекция на радиус, а — проекция на ось вентилятора.
В	целях единообразия обозначения углов 01 при входе и Рг при выходе у осевых и радиальных вентиляторов
75
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Рис. 4-1. Схемы рабочих колес и треугольники скоростей вентиляторов трех типов.
а — радиальное колесо с загнутыми вперед лопатками; б —радиальное колесо с загнутыми назад лопатками; в — колесо осевого вентилятора.
приняты при построении треугольников и во всех даль-нейших формулах одинаковыми (Л. 4-2].
До настоящего времени в отечественной литературе использовали другие обозначения. Поскольку применялись в основном машины с лопатками, загнутыми вперед, проще было отсчитывать угол между векторами u-i и а>2> который в данной книге будем называть р'2= = 180°—р2.
Маркировка машин до настоящего времени велась по углу р'2, а не р2. Поэтому в книге оставлены принятые 76
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
обозначения схем, — например, 0,7—37 для лопаток, загнутых вперед, и 0,7—160 для лопаток, загнутых назад. В этих обозначениях 0'2=37° и 0'2=160°. В расчетные формулы будут вводиться углы по новым обозначениям, т. е. 02= 180—37= 143° и 02= 180—160=20°
Остановимся на некоторых теоретических предпосылках, связанных с выбором типа тяго-дутьевых машин. В частности, рассмотрим следующие вопросы:
возможные коэффициенты давления;
достижимая экономичность;
изменение экономичности при регулировании.
Согласно уравнению Эйлера, теоретическое давление (без учета потерь), развиваемое вентилятором, определится по выражению
//t==P(^2^2U	(4-1)
где р — плотность перемещаемого газа, кГ • сек2 1м*.
В случае, когда закручивание потока при входе в вентилятор отсутствует, т. е. Ciu = 0, формула для теоретического давления принимает более простой вид:
Ят=ри2£2и,	(4-2)
а коэффициент давления
Лт=-4=-77"-	(4-3)
Р«2	2
Из треугольника скоростей на выходе получаем выражение для радиальных машин:
^=1-^ctg₽a,	(4-4)
для осевых машин
Я.т=1—ctgp2.	(44а)
Из приведенных выражений следует, что наибольший коэффициент давления развивают вентиляторы с лопатками, загнутыми вперед, у которых Рг>90®, ctgP2<0 а Ят>1. Именно желанием получить высокий коэффициент давления объяснялось их широкое применение в качестве тяго-дутьевых машин парогенераторов.
77
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Радиальные вентиляторы с загнутыми назад лопатками и_осевые имеют р2<90° и малый коэффициент давления /7Т<1. У осевых машин _обычно calu2>C2rlu2, поэтому при одинаковых $2 У них //т оказывается меньшим.
Известно, что вентиляторы с загнутыми назад лопатками имеют значительно более высокий к. п. д., чем с лопатками, загнутыми вперед. Является ли случайным, что машины с низким коэффициентом давления оказались более экономичными?
Из рассмотрения треугольников скоростей видно, что вектор скорости для лопаток, загнутых вперед, резко меняет свое направление, и если угол входа 01 всегда меньше 90°, то угол (02 значительно больше 90° и вектор скорости поворачивается на величину Лр = р2—Рь Поворот потока на коротком участке в пределах лопатки всегда связан со значительными гидравлическими потерями.
У вентиляторов с загнутыми назад лопатками вектор w2 почти параллелен и поворота потока почти не происходит. Этим прежде всего объясняются меньшие потери при этих колесах.
Для анализа некоторых свойств тяго-дутьевых машин необходимо знать, за счет каких факторов возникает теоретическое давление Ят. Для этого выражение (4-1) можно представить в следующей форме:
9	9	9	9	2	2
c2-cf = Р 2	+Р 2	' Р 2
(4-5)
Из выражения (4-5) следует, что давление, развиваемое вентилятором, в общем случае складывается из трех составляющих:
2	2
гг	^9 —М1
Яцб=р------2-----повышение статических давлении за счет
центробежных сил;
2	2
W, —Wcy
р----£-----возрастание статического давления за
счет падения относительной скорости при протекании потока в лопатках рабочего колеса;
г2 —г2
с2	«
р----------увеличение кинетической энергии за счет
возрастания абсолютной скорости газа за колесом по сравнению со скоростью* на входе в колесо.
78
www.tepfota.org.ua - все для теплотехника
Таким образом, общее возрастание статического давления в пределах рабочего колеса определится выражением
2	,,2	2	2
—	। Wj — w2
77 ст. т — Р 2	• ?	2
(4-6)
(4-7)
Для радиальных машин существенное значение имеет вопрос о доле напора, возникающего за счет центробежных сил. Деля выражение ЯЦб на теоретический напор по формуле (4-2), получаем для доли центробежных сил:
Яц6
Нч 2Нч
(0 =
Рис. 4-2. Зависимость доли напо-. ра, создаваемого центробежными силами о), степени реактивности колеса О и нагрузки, при которой мощность достигает максимума Pn, от коэффициента давления на оптимальном режиме
где T)l=^D1/D2.
Критерий со имеет наибольшее значение в вопросах регулирования радиальных машин. Следует также иметь в виду, что давление, получающееся за счет центробежных сил, не связано с какими-либо гидравлическими потерями.
Доля напора, развю ваемого за счет центробежных сил, как следует из выражения _(4-7), зависит от D\ и_ЯТ- У осевых машин 2)1 = 1, центробежные силы в них отсутствуют. Как следует из рис. 4-2, для радиальных машин со оказывает-- ся наибольшим _при малых значениях Ят, т. е. при назад загнутых лопатках и при малом отношении jD\.
По аналогии с рабо-
той ступени паровой турбины пени реакции, которое можно
П__f^CT.T 1
“ Ят — 1 2и2с2и
Для всех осевых вентиляторов (кроме вентиляторов с меридиальным ускорением потока) С\а = С2а- Для ра-
79
можно ввести понятие сте-представить в виде
°	2
C2“-Cj
(4-8)
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
диальных вентиляторов может быть как Cir>C2r, так и Cir<Cir, что зависит в первую очередь от формы переднего диска рабочего колеса (плоская, коническая). Однако если допустить для некоторых средних условий Cir=C2r, то<?2—с2 = е2, и, подставляя это выражение в формулу (4-8), получим:
(4-8а)
Это соотношение показано на рис. 4-2.
Для осевых вентиляторов с меридиональным ускорением потока (c2a>cia) выражение для степени реакции ступени можно привести к следующему виду:
(»«)
где m = C2alc\a — возрастание скоростей в меридиональном сечении.
При высокой степени реакции большая часть давления находится в форме статического давления и меньшая— в виде кинетической энергии, которая затем в диффузоре (кожухе) преобразуется в статическое давление. Из выражения (4-8а) следует, что степень реакции оказывается наиболее высокой у вентиляторов с низким коэффициентом давления. К таким вентиляторам относятся радиальные машины с загнутыми назад лопатками и осевые. Эти типы машин действительно отличаются наивысшим к. п. д.
Таким образом, используя приведенные здесь характеристики, можно прийти к следующим выводам о к. п.д. машин на исходном режиме (см. табл. 4-1):
радиальные машины с загнутыми вперед лопатками имеют пониженный к. п. д. по причине резкого поворота потока на лопатках Др, малой степени реакции О и малой доли напора, возникающей за счет центробежных сил со; радиальные машины с загнутыми назад лопатками имеют наивысший к. п. д. из всех известных типов вентиляторов по причине минимального угла поворота потока на лопатках др и рациональной формы профиля, высокого значения степени реакции Ф и наибольшего участия центробежных сил в создании напора ш; осевые 80
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
машины имеют высокий к. п. д., приближающийся к радиальным машинам с назад загнутыми лопатками. У них умеренный угол поворота потока на лопатках Др и наивысшая степень реакции -О'.
Центробежные силы вообще не участвуют в создании напора ((о = 0), что приводит к небольшому снижению к. п. д. по сравнению с машинами предыдущего типа.
У осевых машин с меридиональным ускорением потока несколько увеличивается Др и уменьшается 0, вследствие чего их к. п. д. не может быть выше, чем у обычных осевых машин (табл. 4-1).
Таблица 4-1
Характеристики тяго-дутьевых машин на оптимальном режиме
Тип вентилятора	К. п. д.. %	Приведенные		Удельные		Динамический напор на всасе —вс "л  %	Динамический напор на нагнетании	%
		Q	Н	быстроходность П у	диаметр колеса Dy		
Радиальные машины с загнутыми лопатками						вперед	
0,7-37	I	1 68 1	1 °’14 1	0,85 I	34 1	1,70 I	4,8 I	14,7
0,8-37	|	1 70 1	| 0,25 |	0,93 |	43 1	1,31 1	8,3 1	16,8
Радиальные машины с загнутыми лопатками						назад	
0,7-160	|	I 85	I 0,13 I	0,38 I	62 I	1,45 1	9,3 I	11,0
0,7-160-11	1	1 87 О	1 0,20 I с е в ы	0,35 | 80 | е машины		1,15 1	1 23.7 1	12,2
К-42 двухступен-	82	0,35	0,47	86	0,93	—	—
чатый							
К-42Ф одноступен-	82	0,35	0,30	120	0,82	—	—
чатый							
К-70 меридиальный	80	0,28	0,45	79	1,03	—	—
Приведенные здесь соображения отражают лишь общие тенденции в отношении экономичности на исходном режиме и не исключают появления машин несколько повышенной или пониженной экономичности в каждой из трех групп.
6 Л. А. Рихтер.	81
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
4-2. РЕЖИМ РАБОТЫ И ХАРАКТЕРИСТИКИ ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН ПРИ ПЕРЕМЕННОМ РЕЖИМЕ
Тяго-дутьевые машины электростанций работают на пониженных нагрузках по следующим причинам [Л. 4-4]:
1. Производительность парогенераторов выбирается со значительным запасом (обычно 6—‘10%) по сравнению с номинальным
03 05 О.Ь 01 0,0 0.3 1.0 нагрцзки Злокп w/wp
Рис. 4-3. Область типичных нагрузок тяго-дутьевых машин блочных электростанций.
А — рабочая точка тяго-дутьевых машин при номинальной нагрузке блока; В — исходная точка работы тяго-дутьевых машин при полностью открытых регулирующих устройствах; Д—/ и 1—2 — запасы по расходу и давлению тяго-дутьевых машин вследствие повышения паропроизводитель-ности котла над расходом пара на турбину; 2—3 — возможные запасы, заложен-
расходом пара на турбину (учитывается допуск к гарантиям, возможное ухудшение вакуума и другие факторы).
2. Тяго-дутьевые машины выбираются с запасом 5% по расходу и 10% по давлению против расчетных значений, определенных для номинальной нагрузки парогенератора.
3. Шкала типоразмеров вентиляторов и дымососов и возможные скорости вращения не являются непрерывными. Согласно ГОСТ 9725-61, для дутьевых вентиляторов принят модуль шкалы типоразмеров 1,1(2.
На рис. 4-3 показаны типичные соотношения, которые могут получиться при подборе вентиляторов и дымососов В рассматриваемом примере запас по расходу составляет 20%, а по давлению 50%. Это дает запас по мощности порядка 60—70%.
Таким образом, даже при максимальной нагрузке основного теплосилового оборудования тяго-дутьевые машины работают при пониженной производительности. Следовательно, применение экономичных спо-
ные в расчете тяго-дутьевого тракта; 3—4 и 4—5 — нормативные запасы тягодутьевых машин по расходу и давлению; 5—6 — среднее превышение давления ближайшего вентилятора (дымососа) над расчетным.
собов регулирования дымососов и вентиляторов даже при номинальной нагрузке дает значительный эффект, особенно в период после
капитального ремонта парогенератора, когда присосы минимальны, а газовый тракт не за-
грязнен.
Эффект применения регулирующих устройств увеличивается в случае уменьшения нагрузки парогенератора. Диапазон колебания
82
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
нагрузок на различных тепловых электростанциях различен. Наиболее постоянную нагрузку имеют парогенераторы базовых конденсационных электростанций, более колеблющуюся — пиковые конденсационные электростанции и теплоэлектроцентрали. Для электростанций первого типа колебания нагрузки лежат обычно в пределах 80—400%, а для второго типа 70—100%. Уменьшение нагрузки ниже 60% для парогенераторов с пылеугольными топками обычно не допускается, поскольку при этом становится трудно обеспечить устойчивое горение факела. Следует отметить, что присоединение атомных электростанций к энергетическим системам приведет к усилению колебания нагрузки на тепловых электростанциях, так как по экономическим соображениям нагрузка атомных электростанций должна быть постоянной.
Из изложенного вытекает, что область регулирования производительности тяго-дутьевых устройств лежит обычно в пределах 70—85% от максимальной производительности для электростанций с базовой нагрузкой и 60—85% для конденсационных электростанций с пиковой нагрузкой и теплоэлектроцентралей (см. рис. 4-3). Следовательно, большую часть времени вентиляторы и дымососы должны иметь пониженные расходы и давления. Поэтому применение эффективных методов регулирования с точки зрения экономии электроэнергии играет не меньшую роль, чем рациональное выполнение газовоздушного тракта.
При всей важности характеристики т] (к. п. д. на оптимальном режиме, о которой говорилось в § 4-1) она не определяет экономичности работы тяго-дутьевой машины в годовом разрезе. Кроме экономичности на оптимальном режиме, следует рассмотреть экономичность на частичных нагрузках, характеризуемую эксплуатационным к. >п. д. т)э. Между эксплуатационным к. п. д. -qa и к. п. д. на оптимальном режиме т) существует соотношение
'Пэ='П'Прег,	(4-9)
где т)рег — к. п. д. регулирования.
Зависимость для эксплуатационного к. п. д. т|э и к. п. д. регулирования т)Рег от относительного расхода воздуха H = Q/Qhcx для вентилятора 0,7-160 при регулировании осевым направляющим аппаратом представлена на рис. 4-4,6.
Кроме указанных характеристик, в практике по-прежнему находит применение непосредственно замеряемая при испытаниях характеристика— кривая сброса мощности (зависимость между потребляемой мощностью и расходом газа).
Для того чтобы получить большую общность зависимости, ее обычно строят в относительных величинах М/Мисх=/(Q/Qhcx), где Qhcx и Мисх — расход газа и .потребляемая мощность при полностью открытых регулирующих устройствах. На рис. 4-4,а дан пример такой кривой сброса мощности. Чем круче падает мощность по мере снижения нагрузки при работе на заданную сеть, тем лучше регулировочные свойства машины в комбинации с тем или иным регулирующим устройством.
Зная кривую сброса мощности, можно определить к. п. д. регулирования т)рег при квадратичной характеристике сети. Для этого из точки исходного режима проводится кубическая парабола вида
6*
МиД Мисх
Q у
Qhcx У
(4-10)
83
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Эта линия, показанная на рис. 4-4,а пунктиром, характеризует потребление мощности при идеальном способе регулирования (без потерь) при работе машины на постоянную сеть, имеющую квадратичную характеристику.
Рис. 4-4. Построение характеристик экономичности вентилятора на частичных нагрузках (на примере регулирования осевым направляющим аппаратом вентилятора 0,7-160).
а — кривая сброса мощности (пунктиром показана кривая сброса мощности при идеальном регулировании); б —эксплуатационный к. п. д. и к. п. д. регулирования; а — характеристика yVM’JJc* (пунктиром показана полезная энергия, затрачиваемая на перемещение газа); а — характеристика потерь дуу//упол.
Чтобы определить к. п. д. регулирования при некоторой производительности, надо взять отношение
7}рег = ^у~ •	(4-11)
Наряду с эксплуатационным к. п. д. т)э в качестве характеристики экономичности машины может быть предложен и другой критерий. На рис. 4-4,в построена кривая изменения отношения потребляемой мощности к полезной мощности (т. е. затрачиваемой па нагнетание газа) на исходном режиме ^/Л^сх от расхода. В каче-84
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
стве масштаба взята величина — полезная мощность на исходном режиме, определяемая по соотношению
^ = ^исх^исх.
Если известна длительность того или иного расхода газа в годовом разрезе, то, пользуясь зависимостью Л7/х ~ f(Q Qhcx), можно определить годовой расход энергии для сети с квадратичной характеристикой.
Поскольку для квадратичной сети полезная мощность меняется с расходом по кубической параболе,
уупо л
Л/ПОЛ 2’исх
Q у QhcX J
(см. пунктирную кривую на рис. 4-4,в), то разница между верхней и нижней кривыми представляет собой потери энергии, которые являются следствием потерь как на исходном режиме, так и за счет регулирования:
<_2_¥.	(4-12)
Отношение ДУ/A’JJ^ (рис. 4-4,г) является довольно удобной характеристикой экономичности той или иной установки при соответствующей нагрузке. Такой график показывает потери энергии при любой нагрузке. Предлагаемая в качестве критерия, определяющего эффективность установки, величина ДЛГ/N”™ связана с эксплуатационным к. п. д. следующим соотношением:
ДМ
лПОЛ • исх
Г—
\	/ \ QhcX у
(4-13)
Эта величина удобна тем, что, умножая ее значения на длительность той или иной нагрузки в часах и суммируя, можно получить величину непроизводительных затрат энергии в годовом разрезе. Чем меньше получаемая при этом величина, тем экономичнее принятая установка.
4-3. РЕГУЛИРОВАНИЕ ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
На выбор типа регулирующего устройства влияет ряд факторов. К числу таких факторов относятся: область колебания нагрузки, число часов работы оборудования в году, себестоимость электроэнергии, зависящая от стоимости топлива в данном районе, тип применяемого вентилятора и другие. Поэтому здесь не может быть единого решения для всех электростанций.
85
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Все регулирующие производительность устройства можно подразделить на четыре вида [Л. 4-1]:
1)	Устройства, изменяющие характеристику машин. Сюда следует отнести поворотные рабочие лопатки осевых машин. Имеются и радиальные машины с поворотными лопатками или закрылками, однако конструкция их довольно сложна. К этой же группе устройств относится диск, позволяющий менять на ходу рабочую ширину колеса вентилятора.
2)	Аэродинамические, воздействующие на воздушный (газовый) поток вне рабочего колеса вентилятора. К числу простейших, но малоэкономичных устройств этого типа относятся дроссельные шиберы, устанавливаемые в любой точке тракта. Очень большое распространение получили направляющие аппараты, устанавливаемые непосредственно к всасывающему патрубку вентилятора и закручивающие на частичных нагрузках входящий поток.
3)	Скоростные, изменяющие число оборотов вентилятора за счет изменения скорости вращения двигателя либо за счет передачи с изменяемым числом оборотов (гидромуфты, электромагнитные муфты).
4)	Смешанные способы, являющиеся комбинацией аэродинамических и скоростных. Сюда относятся двухскоростные электродвигатели в комбинации с направляющими аппаратами или шиберами.
Принципиальным отличием первых двух способов регулирования является зависимость их эффективности от типа и аэродинамических характеристик принятой схемы вентиляторов, в то время как третий способ регулирования дает одинаковый эффект для вентиляторов всех типов. Таким образом, применение регулирования с помощью изменения числа оборотов становится необходимым для тех машин, для которых другие способы оказываются малоэффективными.
В СССР широкое распространение получили аэродинамические способы регулирования вентиляторов с помощью направляющих аппаратов, устанавливаемых перед входом в вентилятор. Рассмотрим регулировочные характеристики при этих способах для вентиляторов различных типов.
Выражения (4-4) и (4-4а) для номинальной нагрузки машины можно преобразовать для частичных нагрузок. Очевидно, что при изменении режима и неизменной скорости вращения в формулах (4-4) и (4-4а) будут изме-86
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
няться прямо пропорционально относительному расходу |A=Q/Qhcx только скорости С2г и са, т. е.
j7„=l-|x-^cos₽a;	(4-14)
142
Л.т = 1 — p* cos р2-	(4-14а)
Если обозначить теоретическое давление при номинальной нагрузке (ц=1) Н“, то при некоторой нагрузке ц оно запишется по выражению
Ят=(//“—1)|х+1.	(4-15)
Тогда потребляемая мощность определится по следующему соотношению:
X = QBт + Ао = QH [(Л т” - 1) н2 + Н + W0, (4-16)
где QH, Q — коэффициент расхода при оптимальном и рассматриваемом режимах;
Лн, h 'т — коэффициент теоретического давления на оп-т _ тимальном и рассматриваемом режимах;
№, Л о — коэффициент мощности на рассматриваемом режиме и при холостом ходе (на трение диска и другие постоянные потери).
Чтобы установить характер зависимости мощности от нагрузки (кривую сброса мощности), продифференцируем по ц дважды:
-^==QHIC/<-№+i];	(4-17)
= 2QH (7?" — 1).	(4-18)
При лопатках, загнутых вперед, /л" > 1 и <?2А'/(?р.2>0, т. е. кривая мощности обращена выпуклостью вниз, а при лопатках, загнутых назад, Й? < 1 — выпуклостью вверх (см. рис. 4-5).
Поскольку у лопаток, загнутых назад, выпуклость кривой обращена кверху, представляет интерес нахождение расхода, при котором имеет место максимум потреб-
87
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ляемой мощности. Для этого приравняем выражение (4-17) нулю и получаем:
1 Ц|=--------
2(1—В»)
(4-19)
На графике рис. 4-2 показано это соотношение. Максимум мощности в рабочей области машины (в пределах р. от 0 до 1) может иметь место для тех машин, у которых Я" <0,5. При J?/” = 0,5 максимум мощности совпадает с оптимальным режимом машины (р.= 1). Этим свойством действительно обладают высокоэкономичные машины с сильно загнутыми назад профильными лопатками, как зарубежные, так и отечественные (типа 0,7-160-11), у которых близко к 0,5 (Я(н около 0,4).
У этих машин при любом изменении расхода возду-
ха электродвигатель не может перегрузиться.
У осевых машин, для которых Я” на ступень лежит в пределах 0,2—0,3, максимум мощности лежит при нагрузках 60—70% от максимальной, что подтверждается опытом.
С точки зрения регулирования аэродинамическими способом более эффективны вентиляторы с вперед за-
Рис. 4-5. Характер изменения коэффициента теоретического давления и потребляемой мощности У/№ от нагрузки при дроссельном регули-
ровании.
а —радиальные машины с загнутыми вперед лопатками; б —то же с лопатками, аагнутыми назад; в — осевые машины.
гнутыми лопатками, поскольку кривая сброса мощности обращена выпуклостью вниз, т. е. протекает при дроссельном регулировании более круто.
На эффективность регулирования с помощью направляющих аппаратов большое
влияние оказывает ве-
чина критерия со—доли напора, создавемого
88
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
центробежными силами. При регулировании с помощью направляющих аппаратов число оборотов не меняется, следовательно, и напор, создаваемый центробежными силами, остается неизменным при любой нагрузке.
Таким образом, можно заключить, что чем больше со, тем менее эффективно регулирование с помощью направляющих аппаратов.
Для обычных осевых вентиляторов (о = 0. ТГоэтому их регулирование с помощью направляющих аппаратов оказывается наиболее эффективным. У этих машин получается не только высокий к. п. д. регулирования на частичных нагрузках, но при повороте лопаток в противоположную сторону по отношению к вращению колеса удается повысить давление и расход вентилятора сверх номинального.
Из рассмотрения рис. 4-2 следует, что среди радиальных машин лучше будут регулироваться вентиляторы с более высоким коэффициентом давления при вперед загнутых лопатках, для которых со меньше 0,25—0,30.
Худшие результаты при регулировании направляющими аппаратами можно ожидать у высокоэкономичных вентиляторов с сильно загнутыми назад лопатками. Поскольку у них главная часть давления развивается за счет центробежных сил, эффективное регулирование может быть обеспечено только при изменении скорости вращения ротора.
Из рис. 4-2 также следует, что эффективность регулирования радиальных машин снижается при уменьшении относительного диаметра входа Di.
В настоящее время известен целый ряд направляющих аппаратов, которые можно разделить на осевые и тангенциальные.
Наибольшее распространение, особенно для машин одностороннего всасывания, получили осевые направляющие аппараты (ОНА) (рис. 4-6,а), состоящие из ряда секторов, поворачиваемых на различные углы с помощью общего кольца. Такие же аппараты применяются для осевых дымососов.
К осевым относятся также аппараты, состоящие только из двух створок (рис. 4-6,6). Незначительно уступая по эффективности аппарату ОНА, они отличаются простотой устройства и надежностью работы. Вследствие этого они получили применение для дутьевых вентиляторов котельных, для регулирования мельничных вентиля-
89
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
1ZZ6
в)
Рис. 4-6. Направляющие аппараты для регулирования тяго-дутьевых машин электростанций.
а — осевой аппарат: / — обечайка; 2 — створка; 3 — обтекатель; 4 — расчалка; 5 — поворотное коьлцо; 6 — рукоятка привода; 7 — рычаги; 8 — ролики; б —
двустворчатый осевой аппарат: / — створки; 2 — обечайка; 3 — рычаг нижней створки; 4 — рычаг верхней створки; 5 — винт; 6 — маховик; в — упрощенный направляющий аппарат (тангенциальный): / — створки; 2 — карман; г — цилиндрический аппарат: / — карман; 2 — сужающаяся часть кармана; 3 — торцовая часть кармана; 4 — поворотная цилиндрическая обечайка; 5 — обтека-
www.teplota.org.ua т-е1ёсе для теплотехника
торов систем пылеприготовления и систем вентиляции крупных зданий [Л. 4-8].
Тангенциальные направляющие аппараты имеют различные конструктивные решения и получили применение для дымососов двустороннего всасывания. На рис. 4-5,0 показан упрощенный тангенциальный направляющий аппарат шиберного типа (УНА), устанавливаемый в карманах дымососов. Отличаясь простотой конструкции, этот аппарат, однако, имеет худшие регулировочные характеристики, вследствие чего его применения следует избегать.
Достаточно хорошие результаты были получены для тангенциальных направляющих аппаратов с цилиндрической поворотной обечайкой (ЦНА), схема которых показана на рис. 4-5,г [Л. 4-9]. Имеются и другие типы тангенциальных направляющих аппаратов.
На рис. 4-7 приведены данные по регулированию с помощью некоторых типов аппаратов вентиляторов, имеющих лопатки, загнутые вперед (а) и назад (б). Из рассмотрения кривых следует, что регулирование с помощью направляющих аппаратов для вентиляторов с загнутыми назад лопатками менее эффективно, чем при лопатках, загнутых вперед. Лучшие результаты дает аппарат ОНА, худшие — упрощенный аппарат УНА.
В тех случаях, когда- регулирование с помощью направляющих аппаратов не дает должного эффекта, возникает необходимость регулирования путем изменения скорости вращения. Это регулирование теоретически является наилучшим для тяго-дутьевых машин любых типов. С помощью этого способа может быть достигнуто для машин идеальное регулирование, показанное на рис. 4-7 пунктиром. При обычной квадратичной характеристике тяго-дутьевых трактов (когда сопротивление тракта изменяется прямо пропорционально квадрату расхода) потребляемая мощность при таком методе регулирования изменяется прямо пропорционально кубу расхода, т. е.
Однако в действительных условиях изменение числа оборотов связано с потерями в приводном устройстве или передаче, что снижает его эффективность.
Регулирования числа оборотов можно достигнуть двумя способами:
91
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
при установке между двигателем и вентилятором особой муфты, позволяющей за счет скольжения в последней менять скорость вращения вентилятора;
при установке двигателя, позволяющего менять скорость вращения.
К первому способу относится установка гидромуфт или электромагнитной муфты. Ко второму — установка парового привода, электродвигателей постоянного тока, электродвигателей переменного тока с фазовым ротором и регулировочным реостатом и др.
Гидромуфты позволяют плавно и с умеренными потерями регулировать число оборотов вентилятора в широком диапазоне — от 97 до 20% от числа оборотов электродвигателя. Они также создают удобства при пуске, уменьшая величину пускового тока асинхронного двигателя.
К числу недостатков гидромуфт можно отнести некоторое удорожание установки и емкостное запаздывание при автоматическом регулировании.
Следует также отметить, что даже при полной нагрузке имеет место некоторое скольжение, вследствие чего число оборотов вентилятора в этом случае на 2— 3% меньше, чем числе оборотов электродвигателя. В первом приближении можно принять, что к. п. д. гидромуфты изменяется прямо пропорционально числу оборотов, т. е.
Tjper=0,98-^-.	(4-21)
F	ЛДВ
тогда кривая сброса мощности при квадратичной характеристике сети определится из соотношения
^- = 1,02	= 1 >02|х2,	(4-22)
где Пг, Идв — число оборотов в минуту гидромуфты и электродвигателя;
Т]рег—К. п. д. гидромуфты;
Nr— мощность сети, потребляемая при регулировании гидромуфтой.
Как видно из рис. 4-7, гидромуфта оказывается значительно экономичнее, чем шиберное регулирование и регулирование упрощенным аппаратом. При вентиляторах с лопатками, загнутыми назад, гидромуфта оказыва-9?
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ется эффективнее осевого аппарата уже при нагрузке менее 85%. Для вентиляторов типа 0,7—37 с лопатками, загнутыми вперед, при нагрузках более 75% эффективнее осевой аппарат, а при нагрузках менее 75% —гидромуфта.
Таким образом, в области нагрузок более 0,8 осевой аппарат почти всегда равноценен или даже более эконо
Рис. 4-7. Экспериментальные кривые сброса мощности при регулировании вентиляторов.
а -0,7-37; 6-0.7-160; / — дроссельное регулирование; 2 —упрощенный аппарат УНА; 3 — осевой аппарат ОНА; 4 — гидромуфта; 5 — двухскоростной электродвигатель с осевым направляющим аппаратом; 6 — идеальное регулирование.
мичен, чем гидромуфта. Из этого следует, что применение эффективных направляющих аппаратов для регулирования дутьевых вентиляторов, например типа ОНА, оправдывает себя при малой глубине регулирования и особенно при вентиляторах с лопатками, загнутыми вперед.
В настоящее время известно несколько типов приводных двигателей, позволяющих менять скорость вращения в широких пределах.
Применение электродвигателей постоянного тока, отличающихся хорошей регулировочной характеристикой, по ряду причин не имеет перспектив на тепловых электростанциях.
В СССР ведутся работы по асинхронным электродвигателям с применением вентильного каскада. Такие дви
93
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
гатели уже получили применение на металлургических заводах, а также для привода компрессоров на газопроводах. В настоящее время электродвигатель с вентильным каскадом установлен к дутьевому вентилятору блока мощностью 150 Мет. Дутьевой вентилятор ВДН 23X2 приводится во вращение двигателем мощностью 500 кет при 745 об]мин. На рис. 4-8,а показано изменение к. п. д. установки, включающей вентилятор с исходным к. п. д. 85% и приводной электродвигатель. На том же рисунке приведено изменение к. п. д. установки с обычным асинхронным двигателем и регулированием направляющим аппаратом ОНА.
Как видно, к. п. д. электродвигателя с вентильным каскадом оказывается значительно экономичнее не только регулирования с помощью направляющего аппарата, но и гидромуфты. Лишь в области расходов более 95% привод с вентильным каскадом на несколько процентов уступает обычному асинхронному двигателю.
Представляет интерес описанный в американской литературе (Л. 4-5] двигатель типа N—S, принципиальная схема регулирования которого представлена на рис. 4-8,6. В этом двигателе при снижении оборотов мощность отводится от ротора обратно в сеть с помощью преобразователя частоты и трансформатора, чем обеспечивается высокая экономичность его работы. Интересен тот факт, что скорость вращения в этом двигателе можно не только уменьшить, но и увеличивать сверх синхронной. При этом электроэнергия подводится к ротору.
Окончательные выводы об эффективности применения описанных выше электродвигателей с плавным регулированием скорости вращения можно будет сделать после длительного их опробования в условиях действующих электростанций.
К настоящему времени практическое применение на отечественных электростанциях получили двигатели со ступенчатым изменением скорости вращения. Они относятся к четвертому способу регулирования — смешанному; в пределах одной ступени регулирование осуществляется одним из аэродинамических способов, а при переходе с одной ступени на другую — электрическим.
Электродвигатель с двумя ступенями скорости позволяет при определенных условиях получить значительный экономический эффект, хотя сам ступенчатый принцип регулирования имеет некоторые неудобства. В табл. 4-2 94
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Электрад^игатель с разовыми роторами
электродвигатель типа N-S
1007.
Нагрузка 1007.
Нагрузка 50°/о
Нагрузка МТ/. Скорость Орошения МОоб/мин
Рис. 4-8. Регулирование тяго-дутьевых машин путем изменения скорости вращения электродвигателя.
а — изменение эксплуатационного к. п. д. вентиляторной установки (ВДН-23Х2) при различных способах регулирования: / — электродвигатель с вентильным каскадом, 2 — направляющий аппарат ОНА в комбинации с двухскоростным двигателем; 3 — гидромуфта; 4 — аппарат ОНА; б — распределение мощности для фазового электродвигателя с реостатом в цепи ротора и электродвигателя типа N—S; / — забираемая из сети энергия;
www. teplGta.vrg.veia;ece' олттеплотехника
приведены теоретически получаемая экономия для электродвигателей с различным числом оборотов и соответствующие ступени скорости.
Из таблицы следует, что для крупных вентиляторов, работающих на малых числах оборотов, отношение ступеней скорости приближается к единице, а сброс мощности и экономия электроэнергии уменьшаются. Исключение составляют электродвигатели с числом оборотов
Таблица 4-2
Соотношение ступеней для двигателей со ступенями скорости
Число оборотов двигателя (синхронное)
Отношение ступеней скорости ................
Мощность в долях от начальной после переключения на пониженные обороты...........
3 000	1 500	1 000	750	600
0,5	0,67	0,75	0,80	0,83
0,125	0,30	0,425	0,51	0,58
500
0,86
0,63
0,75
0,425
п=500 об]мин, для которых можно перейти с шести пар полюсов не на семь, а сразу на восемь, увеличив при этом расстояние между ступенями скорости.
Применение этого способа регулирования целесообразно в том случае, когда большая часть времени работы тяго-дутьевых машин будет проходить при пониженном числе оборотов. Поэтому он оказывается практически применимым для вентиляторов и дымососов с номинальной скоростью вращения не более 750 об!мин, так как при этом включение следующей ступени происходит уже при нагрузке ц = 0,8.
В случае применения электродвигателя со ступенями скорости изменение нагрузки как до, так и после переключения осуществляется аэродинамическим способом с помощью направляющего аппарата. В этой части остаются справедливыми соображения о влиянии типа вентилятора и к. п. д. аппарата на эффективность регулирования. Однако в этом случае диапазон регулирования аппаратами сокращается, и ему приходится в основном работать при нагрузках свыше 0,75—0,8 от максимальной.
96
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Следует иметь в виду, что двухскоростные двигатели имеют на исходном режиме к. п. д., примерно на 3% меньший, чем односкоростные.
На рис. 4-8,а показано также изменение к. п. д. при регулировании вентилятора двухскоростным двигателем в комплексе с осевым направляющим аппаратом.
В заключение приводятся сравнительные данные об основных способах регулирования современных радиальных и осевых тяго-дутьевых машин по данным [Л. 4-10]. На рис 4-9,а даны кривые N/N в зависимости от нагрузки для радиальных и осевых машин при регулировании производительности различными способами.
Особенно наглядны кривые суммарных потерь в вентиляторе и системе регулирования AiAf при этих же способах регулирования, представленные на рис. 4-9,6 и позволяющие сравнивать все перечисленные варианты.
Из анализа кривых видно, что для радиальных машин наи-
0,2 0,4 0,6 ОМ \1,0 0,2 0.4 0.6 ОМ Ю О/
Рис. 4-9. Сравнительные кривые эффективности регулирования радиальных и осевых машин.
а — кривые	в зависимости от про-
изводительности QIQjlc* при различных способах регулирования: / — требуемая мощность для преодоления сопротивления тракта; 2— радиальный вентилятор с направляющим аппаратом; 3 — радиальный вентилятор с двухскоростным электродвигателем; 4 — радиальный вентилятор с гидромуфтой; 5 —осевой вентилятор с направляющим аппаратом; 6 — осевой вентилятор с двухскоростным двигателем; 7 — осевой вентилятор с поворотными рабочими лопатками; б — характеристики потерь A'v/v{}cx’ Обозначения кривых те же. что ива.
7 Л. А. Рихтер.	97
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
лучшие результаты получаются при регулировании гидромуфтами, им несколько уступают двухскоростные двигатели в комбинации с направляющими аппаратами.
Для осевых машин отличные результаты получаются при регулировании с помощью поворотных на ходу лопаток. Даже при регулировании направляющими аппаратами у осевых вентиляторов в широком диапазоне регулирования получается более высокая экономичность, чем у радиальных машин при всех трех способах регулирования. На рис. 4-9 видно характерное падение потерь энергии при переходе от нагрузки 100% к нагрузке 90%.
Несмотря на наглядность, авторы проведенного сравнения [Л. 4-10] допустили некоторые неточности. Так, к. п. д. осевых и радиальных машин на исходном режиме приняты одинаковыми, также одинаковыми приняты к. п. д. односкоростных и двухскоростных двигателей. Эти уточнения внесут некоторые коррективы, не меняя общего характера зависимостей.
4-4. ТУРБОПРИВОД ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
Экономичное регулирование скорости вращения достигается при использовании в качестве приводного двигателя паровой турбины. Как известно, турбопривод нашел широкое применение в СССР для привода питательных насосов блоков на закритические параметры мощностью 300 Мет и выше. Однако до последнего времени для тяго-дутьевых машин турбопривод не получил распространения, если не считать отдельных частных решений (привод вентиляторов и дымососов электростанции Мангейм II, описанный в [Л. 1-1]).
Условиями эффективного применения турбопривода являются достаточно высокая потребляемая мощность (выше 4 000 кет) и высокая скорость вращения (более 3 000 об!мин). При этих условиях приводная турбина получается достаточно экономичной, а создание электродвигателя столь большой мощности затруднительно.
Потребляемая вентилятором мощность определяется величиной расхода и развиваемого давления. Расход воздуха увеличивается прямо пропорционально мощности блока и достигает значительных величин при создании блоков порядка 1 000 Мет и более.
Возрастание давления имеет место в случае применения парогенераторов под наддувом, когда вентилятору (воздуходувке) приходится преодолевать сопротивле-98
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ние как воздушного, так и газового трактов. Дополнительное возрастание давления происходит в случае применения специальных видов топок, например циклонных.
Возрастание давления приводит к увеличению коэффициента kn в выражении (4-25), а следовательно, и к увеличению скорости вращения машины (4-23). Дальнейшего увеличения числа оборотов, как следует из того же выражения, можно достигнуть, применяя вентиляторы по аэродинамическим схемам, имеющим высокую удельную быстроходность иуд. Как видно из табл. 4-1, наивысшей быстроходностью отличаются одноступенчатые осевые вентиляторы, применение которых для рассматриваемых случаев становится весьма перспективным. Правда, следует отметить, что даже при этих условиях скорость вращения воздуходувок не превысит 1 000—1 300 об/мин, в то время как для турбин желательно иметь скорость вращения не менее 4 000— 5 000 об/мин и поэтому необходимо применять понизительный редуктор.
Как уже указывалось выше, одним из важных преимуществ турбопривода тяго-дутьевых машин является высокоэффективное регулирование в широком диапазоне изменения скорости вращения. Так, при регулировании осевого вентилятора различными способами были получены следующие к. п. д., %:
Направляющим аппаратом.......... 61
Направляющим аппаратом с двухскоростным двигателем.............63
Гидромуфтой..................... 71,5
Поворотными лопатками на роторе . .	82
Турбоприводом .................. 84
Следует отметить, что работа турбины дутьевого вентилятора отличается от турбины питательного насоса тем, что мощность для привода вентилятора уменьшается быстрее при снижении нагрузки главной турбины блока, чем мощность, потребляемая питательным насосом. Вследствие этого турбины вентиляторов могут обеспечить работу парогенератора без постороннего источника пара в более широком диапазоне изменения нагрузок блока.
Включая турбину в отбор главной одновальной турбины с сильно загруженным выхлопом и выбрасывая пар в собственный конденсатор, удается получить в ряде слу-7*	99
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
чаев повышение тепловой экономичности блока на 0,3— 0,4%.
В случае установки пусковой котельной для турбопривода это позволяет работать вентилятору и в других случаях, независимо от работы основного блока.
Далее приводятся примеры некоторых электростанций с турбоприводом.
На электростанции Лейк-Шоо два вентилятора, потребляющие по 1 860 кет каждый, приводятся во вращение турбиной мощностью 3 720 кет. На электростанции Кенедей два вентилятора приводятся от турбины мощностью 2 760 кет. В обоих случаях между турбиной и вентилятором установлен редуктор, причем в первом случае вентиляторы расположены на одном валу, а во втором редуктор имеет два выходных конца вала. Для блока № 3 мощностью 1 150 Мет электростанции Парадайз предусматривается установка трех воздуходувок, приводящихся паровыми турбинами мощностью 8 750 кет каждая. Поскольку номинальная скорость вращения воздуходувки 1 308 об/мин, между ними установлен редуктор [Л. 4-11].
На рис. 4-10 показано включение турбопривода в тепловую схему, а на рис. 5-1 (см. ниже) компоновка этого блока. Для этой электростанции принята двухвальная турбина со скоростью вращения валов 3 600/1 800 об/мин на параметры пара: давление 247 ат, перегрев 538/538° С.
Из первого отбора высокого давления пар подается на турбонасосы. На турбопривод воздуходувок пар подается из холодной нитки промперегрева при давлении 40 ат и температуре 287° С и сбрасывается в собственные конденсаторы. Из отбора приводной турбины пар при давлении 3,5 ат направляется в калорифер, расположенный после воздуходувки, для подогрева поступающего в воздухоподогреватель воздуха. При низких нагрузках блока предусмотрена подача пара на турбопривод из главного паропровода При пуске блока снабжение паром турбопривода питательных насосов и воздуходувок осуществляется от вспомогательных парогенераторов производительностью 180 т/ч.
При пиковой нагрузке блока пар от вспомогательных парогенераторов можно использовать на турбопривод дутьевых вентиляторов. За счет уменьшения отбора от главной турбины это позволит увеличить нагрузку блока на 30 Мет. Для блока мощностью 1 300 Мет предпола-100
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Рис. 4-10. Принципиальная схема включения турбопривода воздуходувок для блока № 3 электростанции Парадайз.
1 — парогенератор; 2 — вал высокого давления; 3 — вал низкого давления; 4 — подогреватели высокого давления; 5 — подогреватели низкого давления; 6—турбопривод воздуходувки (3 шт.); 7 — редуктор (3 шт.); 8 — воздуходувка (3 шт.); 9— паровой калорифер (3 шт.); 10 — турбопривод питательного насоса; 11 — пусковой парогенератор для турбоприводов.
гается установка трех воздуходувок с турбинами мощностью 7 300 кет каждая.
В СССР для блока мощностью 1 200 Мет под наддувом предполагается также установка воздуходувок с турбоприводом, однако при другой схеме включения в тепловую схему.
4-5. НАДЕЖНОСТЬ, БЫСТРОХОДНОСТЬ И КОМПАКТНОСТЬ ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
Создание мощных энергетических блоков поставило новые требования к вспомогательному оборудованию и, в частности, к тяго-дутьевым машинам. Рассмотрим, как изменяется число оборотов и диаметры рабочих колес дутьевых вентиляторов и дымососов по мере возрастания мощности блоков.
101
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для скорости вращения п и наружного диаметра D рабочего колеса вентилятора (дымососа) можно дать следующие выражения:
п = V ?! z2 п у kn;	(4-23)
£=-7=%,	(4-24)
где —число машин на блок;
z2 — число всасывающих отверстий в одной машине;
пу — удельная быстроходность машины;
Dy — удельный диаметр машины.
Характеристики газовоздушных трактов парогенераторов в отношении скорости вращения kn и диаметра колеса машины kD определяются по выражениям:
Я0.75
(4-25)
/,0.25 ’	(4-26)
причем перепад полных давлений Но, приведенный к температуре 20° С, определится по выражению
Я0 = -ЬрЯ, кГ/ма,	(4-27)
где Q — расход газа на парогенератор, м21сек\ у — удельный вес газа,
Н — перепад полных давлений, кГ/м2.
Из выражений (4-25) и (4-26) следует, что характеристики газовоздушных трактов в отношении скорости вращения kn и диаметра машины kD зависят от расхода Q и давления Н. Давление практически мало зависит от мощности блока, в то время как расход Q находится в прямой зависимости от мощности N.
Таким образом, из выражений (4-23) и (4-24) следует, что с ростом мощности блока уменьшается скорость вращения п и увеличивается диаметр машины D. Указанная тенденция может привести к тому, что для мощных блоков потребуется установка весьма тихоходных тяго-дутьевых машин с громадными размерами ротора. Изготовление и НРМЦОновка на ТЭС таких машин, а так-102
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
же электродвигателей к ним окажутся весьма неудобными.
Для противодействия этой тенденции можно предложить несколько мероприятий. Одним из них являемся увеличение числа машин на блок. Как видно из выражений (4-23) и (4-24), при увеличении Zi возрастает число оборотов п и уменьшается диаметр машины D. Однако такой метод, получивший за последние годы распространение, нельзя признать прогрессивным. При укрупнении основного оборудования — турбины и парогенератора — на блок ставится большое число неукрупненного вспомогательного оборудования, которое в значительной мере снижает эффект от увеличения мощности блоков.
Число всасывающих отверстий z2 для осевых машин всегда равно одному, а для радиальных может быть 1 (одностороннее всасывание) или 2 (двустороннее всасывание). Все радиальные дымососы имеют двустороннее всасывание; дутьевые вентиляторы блоков мощностью менее 300 Мет выполняются с односторонним, а для большей мощности, как правило, с двусторонним всасыванием.
Основным путем получения приемлемых размеров и скорости вращения тяго-дутьевых машин крупных блоков является использование аэродинамических схем машин с высокой удельной быстроходностью пу и малым удельным диаметром £>у.
Удельная быстроходность серии машин, выполняемых по однотипной аэродинамической схеме, определяется по выражению
«У = 82^-,	(4-28)
а удельный диаметр
Ду = 0,67^р-,	(4-29)
где Q= ----------коэффициент расхода;
“4
гт	Н	. ,
Н= —9—коэффициент давления.
Р^2
До последнего времени считалось, что радиальные машины с загнутыми вперед лопатками имеют главное преимущество в высоком значении коэффициента давления Н. Действительно, это позволяет при умеренных окружных скоростях получать достаточно высокие дав-103
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ления газа. Однако из выражений (4-28) и (4-29) следует, что именно высокое значение коэффициента давления Н приводит к низкой удельной быстроходности и/» и повышает удельный диаметр £>у, что делает практически невозможным использование таких машин для блоков большой мощности.
Из рассмотрения табл. 4-1 следует, что радиальные
машины с загнутыми вперед лопатками наряду с низким
Рис. 4-11. Силы, действующие на частичку золы, находящуюся на тыльной стороне загнутой назад лопатки дымососа.
значением к. п. д. (68— 70%) характеризуются низкой удельной быстроходностью (34—43), что является не менее существенным их недостатком. Радиальные машины с загнутыми назад лопатками, отличаясь высоким к. п. д. (85—87%), имеют вдвое большую удельную быстроходность (62—80). Последнее свойство позволяет их использовать
для мощных блоков.
Из табл. 4-1 также видна перспективность применения осевых машин, которые, имея довольно высокий к. п. д. (80—85%), отличаются высокой удельной быст-
роходностью и малым удельным диаметром.
Создание блоков большой мощности потребовало особого внимания к вопросам их надежности. В настоящее время обычно выдвигается требование, чтобы надежность парогенератора обеспечивала непрерывную его работу без снижения экономичности (моторесурс) 4 000 ч. Очевидно, что вспомогательное оборудование должно иметь значительно большую надежность. Если для дутьевых вентиляторов вопрос обеспечения высокой надежности не представляет каких-либо трудностей, то
дымососы относятся к числу наименее надежных элементов газовоздушного тракта. Дымосос работает на агенте повышенной температуры, содержащей влагу и агрессивные газы (SO3), вызывающие коррозию. Главную опасность для дымососов представляют золовые частицы при работе парогенератора на твердом топливе.
Значительную опасность для ротора дымососа представляет износ эоловыми частицами, движущимися
104
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
с большими скоростями. Наибольший износ имеет место у осевых дымососов при высоких окружных скоростях (более 100 м/сек) в верхней части рабочих лопаток.
Наиболее эффективным решением в этой части является применение глубокой очистки газов от золы (см. гл. VII).
Еще большие трудности возникают при отложениях золы на лопатках. Это явление, ранее не встречавшееся в практике работы дымососов, обнаружилось при использовании высокоэкономичных аэродинамических схем с сильно загнутыми назад лопатками. Для объяснения явления рассмотрим действующие на частицу золы силы на поверхности такой лопатки (рис. 4-11). Разложим центробежную силу Р, действующую по радиусу, на нормальную N и касательную Т к поверхности лопатки. Касательная сила стремится сдвинуть частицу в направлении движения потока, однако под действием силы N возникает сила трения
F = kN,	(4-30)
где k— коэффициент трения частички золы с поверхностью лопатки. Частичка будет сталкиваться с лопатки, если T>N, или, что то же самое, угол установки лопатки по внутренней поверхности (5>атр, где угол трения определится по выражению
aTp = arctg£.	(4-31)
При сильно загнутых назад лопатках, когда угол (5 близок к нулю, отложение золы становится возможным. На тыльной стороне лопаток дымососов по схеме 0,7-160, установленных за парогенераторами, работающими на твердых топливах, наблюдались золовые отложения. Периодически накапливающаяся зола приводила к разбалансировке роторов. Особенно опасна работа дымососов с подобными лопатками в том случае, когда поток содержит много влаги, например после мокрых золоуловителей.
В настоящее время разрабатываются мероприятия по борьбе с этим явлением. Очевидно, что наиболее радикальной мерой в этом случае является применение у дымососов пылеугольных парогенераторов таких лопаток, у которых на тыльной стороне всюду соблюдается условие (J>aTp.
Желание избежать возникновения отложений явилось одним из серьезных доводов в пользу применения 105
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
в СССР осевых дымососов вместо радиальных за пылеугольными парогенераторами блоков мощностью 300 Мет и выше.
4-6. АКУСТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ И БОРЬБА С ШУМОМ
Создание мощных блоков и крупных тяго-дутьевых машин, особенно осевых дымососов, поставило остро вопросы борьбы с шумом. В некоторых случаях шум от тяго-дутьевых устройств достигал такой величины, что практически делал невозможной их эксплуатацию, создавая тяжелые условия не только для работников электростанции, но и для жителей окружающего района.
При распространении звука возникает так называемое звуковое давление. Уровень звукового давления измеряется в децибелах (дб). Чем выше уровень звукового давления, тем сильнее шум. Однако чувствительность человеческого уха определяется не только уровнем звукового давления, но и величиной частоты звука. Для одновременного учета обоих факторов — звукового давления и час-стоты — вводится понятие уровня громкости, измеряемого в фонах.
Наивысшим уровнем громкости обладают звуки в области частот 500—6 000 гц. Этот диапазон частот соответствует человеческой речи, вследствие чего шумы в этом диапазоне частот оказывают самое неприятное воздействие на человеческое ухо и затрудняют слышимость голоса. Звуковые волны в тяго-дутьевых устройствах возникают в результате периодических аэродинамических процессов, всегда сопровождающих установившуюся работу вентилятора. Колебания скорости и давления в потоке, протекающем через вентилятор, служат причиной аэродинамического шума; механические колебания элементов конструкции — причиной механического шума.
Сильный механический шум возникает в вентиляторах обычно вследствие недостатков конструктивного выполнения или монтажа движущихся частей, и его можно всегда уменьшить до настолько малой по сравнению с аэродинамическим шумом величины, что его влиянием можно пренебречь.
Причиной аэродинамического шума является образование вихрей в аэродинамическом следе за телом, обтекаемым потоком воздуха. Образование вихрей в следе тесно связано с лобовым сопротивлением тела; хорошо обтекаемые формы меньше способствуют вихреобразованию, вследствие чего при прочих равных условиях обладают меньшим уровнем шума.
Для звуковой мощности шума (количества звуковой энергии, излучаемой некоторым источником в единицу времени) справедливо следующее соотношение [Л. 4-6]:
w = k-рр	(4-32)
где k — функция геометрической формы обтекаемого элемента, направления потока и аэродинамических критериев подобия;
с — скорость звука в среде данных параметров.
Из формулы (4-32) следует, что звуковая мощность аэродинамического шума вихревого происхождения пропорциональна шестой степени скорости потока и квадрату геометрических размеров. Величина k уменьшается с уменьшением лобового сопротивления 106
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
обтекаемого тела или, что одно и то же, гидравлических потерь в условиях внутреннего течения. Уровень звуковой мощности
* =	(4-33)
где wo — уровень сравнения звуковой мощности, обычно принимаемый равным 10-13 кГ * м/сек.
Подставляя выражение (4-32) в формулу (4-33), получаем для уровня звуковой мощности следующее выражение:
е = Е + 601g и + 201g D — 6, дб;	(4-34)
здесь L — отвлеченный уровень шума. Он зависит от типа вентилятора, режима работы и физических характеристик среды.
Величина отвлеченного уровня шума L позволяет сравнивать уровни шума, развиваемые вентиляторами, имеющими одинаковые числа оборотов п при одинаковых диаметрах D. Однако сравнение шума вентиляторов различных типов при одинаковых размерах колеса и одинаковых числах оборотов является несколько искусственным. Гораздо больший практический интерес представляет сравнение шума вентиляторов различных типов, работающих на одну и ту же сеть, т. е. развивающих одинаковые давления при одинаковых расходах воздуха. Для этого вводится специальная характеристика вентилятора — критерий шумности L. Выражение для уровня звуковой мощности связано с критерием шумности следующим соотношением:
е = L + 251g Н + 101g Q + 18, дб,	(4-35)
где Н — полное давление, кГ1м2\
Q — производительность, м?1сек.
Критерий шумности L — важнейшая акустическая характеристика вентилятора. Он является функцией только шумовой характеристики вентилятора и не зависит от размеров вентилятора, сети, на которую работает, плотности перемещаемого воздуха и акустических условий. Разница критериев шумности двух вентиляторов равна разнице в уровнях силы шума, развиваемого этими вентиляторами при работе на одну и ту же сеть с одинаковой производительностью. При этом диаметры колес и числа оборотов у сравниваемых вентиляторов будут различны.
В табл. 4-3 приведены акустические параметры некоторых вентиляторов на режиме максимального к. п. д. по данным ЦАГИ.
Лучшими акустическими свойствами обладают высокоэкономичные радиальные вентиляторы с лопатками, загнутыми назад. Критерий шумности этих вентиляторов лежит в среднем на уровне 16— 18 дб, несмотря на то, что вследствие низких коэффициентов давления им приходится (работать при скоростях, значительно больших, чем у вентиляторов с лопатками, загнутыми вперед. Наряду с высокой экономичностью вентиляторов с загнутыми назад лопатками их меньшая шумность является важным аргументом в пользу широкого применения этих вентиляторов в качестве тяго-дутьевых устройств, в особенности для агрегатов большой мощности.
Радиальные вентиляторы с лопатками, загнутыми вперед, имеют критерий шумности несколько больший, чем радиальные вентиляторы с лопатками, загнутыми назад.
107
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Осевые вентиляторы обладают несколько более высоким уровнем шума — на уровне 27—33 дб, причем шум этих вентиляторов характеризуется более высокими частотами и потому более неприятен, чем шум радиальных вентиляторов. Для осевых вентиляторов большое значение имеет вопрос рационального выполнения входа.
Из выражения (4-35) следует, что величина уровня звуковой
Таблица 4-3
Акустические характеристики вентиляторов (по данным ЦАГИ)
Тип вентилятора	Наименование схемы	Аэродинамические параметры				Критерий шумности L, дб	
		Q	Н	ЛУ		на всасе	на нагнетании
Радиальные с лопатками, загнутыми назад	Ц4-70	0,23	0,46	70	0,80	16	20
Радиальные с лопатками, загнутыми вперед	Пылевой ЦАГИ	0,12	0,64	40	0,61	25	—
Осевые	К-06 0=35°	0,25	0,32	98	0,84	30	—
мощности зависит, кроме критерия шумности выбранного типа вентилятора L, от характеристики сети: давления Н и расхода воздуха или газа Q. По мере увеличения мощности парогенератора растет производительность вентиляторов и дымососов, что неизбежно приводит к возрастанию уровня звуковой мощности. Таким образом, вопросы снижения шума для крупных блоков приобретают особое значение.
Уровень звуковой мощности быстро увеличивается с возрастанием развиваемого давления Н. Следует принять возможные меры по сокращению сопротивления газовоздушного тракта.
Некоторого уменьшения шума можно достигнуть, выполняя вентилятор из нескольких ступеней давления, хотя при этом существенно возрастают его стоимость и габариты. Критерий шумности вентилятора из т ступеней давления определится по выражению
L>rn = ~Lx — \b\gmt	(4-36)
где — критерий шумности одноступенчатого вентилятора;
т — число ступеней давления.
На уровень шума существенно влияет способ регулирования производительности тяго-дутьевых машин. На рис. 4-12 представлено изменение уровня шума для дутьевого вентилятора производительностью 425 тыс. м3/ч и давлением 875 кГ/м2 к блоку 200 Мет. Из рассмотрения рисунка следует, что при регулировании направляющими аппаратами уровень шума на частичных нагрузках оказывается значительно большим, чем на расчетном режиме. Наоборот, 108
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
при регулировании изменением скорости вращения аэродинамический шум быстро снижается. Это является дополнительным аргу
ментом в пользу применения регулирования тяго-дутьевых машин путем изменения числа оборотов [Л. 4-7].
Уровень звукового давления аэродинамического шума L ока
жется меньше уровня звуковой мощь чину звукопоглощения Д£р и затухания звука в сети и глушителях Аес:
L = e — Д£р — Дес. (4-37)
Звукопоглощение помещения Д£р зависит от объема последнего и расстояния от источника шума. Значение этой поправки оказывается обычно небольшим.
Затухание звука в сети и глушителях Д8С имеет большое значение в части уменьшения шума. Затухание звука происходит как на прямых участках, так и в местах поворотов газо-воздухопроводов.
Глушители следует применять в тех случаях, когда рациональным выбором параметров и типа тягодутьевой машины и компоновкой газовоздухопроводов не удается достигнуть уровня шума, допустимого для электростанции.
Наибольшее применение имеют глушители из звукопоглощающего
вентилятора е на вели-
fl 025 0,5 0,75 f,O1J5 Нагрузка парогенератора
Рис. 4-12. Изменение уремия шума при регулировании вентилятора. / — регулирование осевым направляющим аппаратом; 2 — регулирование с помощью изменения скорости вращения.
материала, в порах которого звуковая энергия переходит в тепловую (активные глушители). Звукопоглощающий материал обычно располагается на внутренних стенках газовоздухопровода. Кроме того, применяются специальные расширительные камеры,
а также экраны.
Звукопоглощающий материал часто располагается между перфорированным стальным листом и стенкой канала. В качестве звукопоглощающего материала применяются маты из стекловолокна, шлаковаты, керамические блоки и пр.
Глава пятая
ХАРАКТЕРИСТИКИ ТРАКТОВ И ВЫБОР ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
5-1. РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТРАКТОВ
Для выбора вентилятора или дымососа необходимо знать объем воздуха (газа) V в месте установки машины, перепад полных давлений при нормальной нагрузке котла ЛНП и удельный вес перемещаемого агента у.
109
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
При выборе тяго-дутьевых машин к этим величинам вводятся коэффициенты запаса по расходу 01=1,05 и давлению 02=1,1О. Таким образом, расчетный расход определяется по выражению
'»бар
а расчетное полное давление
Яр = р2ДЯп, кГ)м\	(5-2)
где Абар — барометрическое давление, мм рт. ст.\
ДЯП — перепад полных давлений при номинальной нагрузке парогенератора, кГ1м2.
Для выбора машины необходимо развиваемое давление привести к удельному весу среды, для которой дается характеристика заводом-изготовителем:
= кГ1м\	(5-3)
где
k —Тзав	1>293 7 7б°
Y	То	зав Лбар *
здесь у, уо, Узав — удельный вес перемещаемого машиной газа, то же приведенного к номинальным условиям и удельный вес воздуха на заводской характеристике, кГ1м3\
Т — температура газа у машины;
Лав — температура газа по заводской характеристике, °К.
В настоящее время заводские характеристики строятся обычно ДЛЯ вентиляторов при /зав = 30° С (Узав=1,16 кГ/м3), а ДЛЯ ДЫМОСОСОВ /зав=100°С (узав = =0,947 кГ/м3). Ранее применялись и другие характеристики (при 20 и 200°С соответственно).
Рассмотрим типичные характеристики современных газовоздушных трактов и тенденции их изменения на ближайшее десятилетие.
Расход газа зависит в первую очередь от паропроиз-водительности парогенератора, находящейся в прямой зависимости от мощности блока. Однако в конечном итоге расход газа определяется не паропроизводитель-110
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ностью, а теплопроизводительностью. Расход тепла на 1 т перегретого пара определяется (без учета тепла продувки) по выражению
X Ю-3, Гкал/ч.
(5-4)
Здесь 1п.п, 1*п.в, /'вт.пе, *"вт.пе — энтальпии перегретого пара, питательной воды, пара при входе и выходе из вторичного перегревателя, ккал!кг\
^вт.пе —расход .пара через вторичный перегреватель, т/ч. Отношение QK.a/^ne Для наиболее распространенных параметров пара приведено в табл. 5-1. Пользуясь ею, можно быстро подсчитать теплопроизводи-тельность парогенератора, зная расход перегретого пара и параметры.
Таблица 5-1
Затраты тепла на производство 1 ш пара, Гкал/т
Рпе’ ат	'пе- ‘С	Лвт.пе’ ат	^вт.пе’ ®С	<».>' ‘с	^вт.пе^пе	^к.а^пе Гкал!т
40	450					150			0,645
100	510	—	—	215	—	0,593
100	540	—	—	215	—	0,610
140	570	—	—	230			0,604
140	570	23	570	235	0,875	0,710
255	585	37	570	260	0,840	0,670
255	565	39	570	265	0,800	0,643*
255	565	44	570	260	0,860	0,665**
Примечание.
• блок 300 Мет; ♦* блок 500 Мет.
Часовой расход воздуха перед вентилятором определится по выражению
V,.B =	Лф. (5-5)
Расход газа перед дымососом:
+	(5-6)
111
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Вводя приведенные характеристики для воздуха и газов, получаем удобные для расчетов выражения. Расход воздуха на 1 Гкал определится по формуле
V,.B/QK.a = Ю’авУ°р ~	, мЧГкал. (5-7)
В случае применения рециркуляции воздуха в воздухоподогревателе, с целью его предохранения от коррозии при влажных и сернистых топливах, объем воздуха перед дутьевым вентилятором возрастает согласно следующему соотношению:
?=Т^-=(1+г)4^-.	(5-8)
где r=~/zf ------увеличение количества (весового) воз-
вп вп ДуХа вследСтвие наличия рециркуля-
ции;
/в, /'вп, /"вп — температуры холодного воздуха, воздуха перед вентилятором после смешения с горячим, горячего воздуха после воздухоподогревателя.
Расход газа перед дымососом на 1 Гкал составит:
^-=10-(Д., + ««)Х
*‘7^.	<S-9)
Разделив выражение (5-9) на (5-7), получаем соотношение между объемом газа перед дымососом и воздуха перед дутьевым вентилятором:
/ Даг + ад \ П.	(5-10)
Vx.B у аВ ) 7х.В	'
В этих формулах В — расход топлива, кПч\
ав, ад — избытки воздуха перед дутьевым вентилятором и дымососом;
— потеря тепла от механической неполноты сгорания, %';
ijx.a —к. п- Д- котельного агрегата, °/0;
112
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
7\,в, Гд — температуры холодного воздуха, газа перед дымососом, °К;
V°, V° — теоретически необходимый для сгорания объем воздуха, теоретический объем продуктов сгорания, нм31кг\
V°p = 103	—приведенный на 1000 ккал теоретический
Фн объем воздуха, продуктов сгорания при а= 1;
V\.B, Уд— часовые объемы: воздуха перед дутьевым вентилятором, газа перед дымососом,
V0
Даг=-р£-— 1—увеличение теоретического объема газа по сравнению с теоретическим объемом воздуха, необходимым для сгорания, приведенным к нормальным условиям.
Формулы (5-7), (5-8) и (5-10) позволяют точно и быстро подсчитать объемы воздуха и газов на 1 Гкал тепла, пара, выработанного в котлоагрегате, а следовательно, и часовые объемы воздуха и газов, необходимые для выбора вентиляторов и дымососов. Для удобства подсчетов приведенный теоретический объем воздуха V°p и возрастание объема газа в результате реакций горения Даг вычислены для отечественных видов топлива и приведены в табл. 1-П, помещенной в конце книги.
Эти формулы дают представление о влиянии различных факторов на объемы воздуха и газов, подлежащих транспортировке. Состав топлива влияет на объемы воздуха и газов через величины V°p и Даг. Влияние топочного режима отражено величиной ат, которая входит в величину ав. Объем транспортируемых газов и воздуха сильно зависит от присосов воздуха по всему газовоздушному тракту парогенератора, включая систему пылеприготовления. На расход воздуха и газов также влияет экономичность работы парогенератора, что отражено величиной т)к.а. Наконец, существенное влияние на объем транспортируемой среды оказывает ее температу-ра (Гв и Тд).
Влияние состава топлива на объем воздуха, проходящего через дутьевой вентилятор, и газа — через дымосос, в формулах (5-7) и (5-10) отражается через величиям V р и Даг. Можно дать эмпирические формулы, позволяющие приближенно найти эти величины. Приведен-8 Л. А. Рихтер.	ЦЗ
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ный теоретический объем воздуха зависит в основном только от величины приведенной влажности топлива ТГпр. Для расчетов предлагается следующая формула:
V0 = 1,10 4—, нмЧтж. ккал. (5-11) где
U7np= 1 000 ор
Для объема газов важна не только величина 1Упр, но и содержание Нг и Ог, так как эти элементы определяют возрастание объема газов по сравнению с объемом воздуха при а=1. В результате обработки данных по отечественным твердым топливам получена следующая по-луэмпирическая формула:
Л«р=1,12^+°,1/^.	(5-12)
Здесь Уг—выход летучих на горячую массу топлива.
Для мазута Даг=0,075; для газа Даг=0,125. Из рассмотрения таблицы 1-П и формулы (5-11) следует, что приведенный объем воздуха для каменных углей, антрацитов, газа и мазута практически одинаков и лежит около Удр =1,10. Существенное повышение приведенного удельного объема имеет место только у весьма влажных бурых углей с И7пр> 10% и фрезерного торфа.
Возрастание объема газа по сравнению с объемом воздуха изменяется в более широких пределах. Наименьшую величину прироста объема имеют топлива, отличающиеся малым выходом летучих и малой влажностью (донецкие антрациты имеют Даг=0,04, тощие угли Даг=0,05). Несколько большую величину прироста объема имеют каменные угли (Даг=0,06—0,10) и мазут. Довольно сильно возрастает объем газа при работе на природном газе (Даг=0,12). Для бурых углей коэффициент возрастания объема газа оказывается всегда довольно высоким, причем особенно большие величины соответствуют углям высокой влажности (челябинский Даг=0,12, подмосковный Даг=0,21, александрийский Даг=0,38).
Таким образом, объем дымовых газов перед дымососом, приведенный к нормальным условиям, оказывается существенно большим.
114
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На величину объемов воздуха и газов за парогенератором, как следует из формул (5-7) и (5-8), влияет к. п. д. парогенератора (потери с уходящими газами <72, химический недожог q3, потери в окружающую среду ^5). Учитывая, что для современных парогенераторов сумма этих потерь обычно не превышает 7%, изменение расхода воздуха и газов по этой причине оказывается незначительным.
Влияние топочного устройства определяется величиной избытка воздуха на выходе топки, который лежит в пределах ат= 1,01-е-1,25. Наименьшие величины относятся к мазуту и газу, а также к каменным углям при циклонных топках; наибольшие — для бурых углей, сжигаемых в топках с молотковыми мельницами.
На работу тяго-дутьевых устройств существенно влияют присосы и перетечки воздуха в воздухоподогревателе.
На величину избытка воздуха перед дутьевым вентилятором ав влияет только утечка воздуха в воздухоподогревателе и присосы в системе пылеприготовления, которые имеют противоположный характер и практически компенсируют друг друга, так что ав~ат. Для большинства топлив ав~1,20.
Избыток воздуха перед дымососом оказывается для большинства даже современных парогенераторов значительно более высоким, чем перед дутьевым вентилятором, так как включает в себя присосы не только по парогенератору (кроме воздухоподогревателя), но и в системе Пылеприготовления. Для твердых топлив величина суммарного присоса АаПрс = ад—ав=0,254-0,30, и лишь для га$а и мазута АаПрс = 0,154-0,20. Объем газов перед дымососом по этой причине существенно возрастает по сравнению с объемом воздуха. Наличие присосов существенно осложняет работу парогенератора на частичных нагрузках, когда их относительная доля быстро растет.
Кардинальным решением в части устранения присосов является применение парогенераторов под наддувом. В этом случае Аапрс = 0.
Возрастание объема газов перед дымососами происходит также за счет повышенной температуры газов по отношению к температуре воздуха. Для парогенераторов большой мощности температура уходящих газов принимается обычно порядка 120—130° С. Только для топлив, отличающихся высокой влажностью, приходится повы-8*	115
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
шать температуру до 140—150° С. За счет температурного фактора объем газа по сравнению с объемом дутьевого воздуха возрастает в 1,3 раза, а для углей высокой влажности — в 1,5—1,6 раза.
Температура газов перед дымососом обычно мало отличается от температуры уходящих газов непосредственно за парогенератором. Однако в случае установки мокрых золоуловителей температура газов перед дымососом падает на 40—45° С, что связано с уменьшением их объема на 8—10%.
Температура воздуха, поступающего в дутьевой вентилятор, принимается для большинства топлив равной /в==30°С. Лишь на сернистых топливах требуется повышенная температура воздуха при входе в воздухоподогреватель (см. гл. I).
Проведенный анализ позволяет сделать некоторые выводы о пределах изменения объема воздуха и газов. В табл. 5-2 приведены результаты расчетов, выполнен-
Та блица 5-2
Объем воздуха перед вентилятором и газов перед дымососом
Топливо	Тип топки	Объем воздуха ^х.в/^к.а» тыс. м*1Гкал	'д- °с<	Объем дымо-] вых газов# Wk. а. тыс. м-ЦГкал
АШ, тощий уголь	Пылеугольная	1,61	125/85	2,71/2,58*
Каменные угли	я	1,50	125/85	2,62/2,30
Бурые угли 1Гпр=5	С молотковыми мельницами	1,63	130/90	2,93/2,61
Бурые угли Я7“р=13	То же	1,78	*145/105	3,50/3,12
Бурые угли «7ПР=ЗО	9»	9»	2,08	165/125	4,85/4,35
Фрезерный торф 1Г“р=25	91	91	1,86	160/120	4,26/3,82
Мазут	Камерная	1,53	120	2,49
Природный газ	99	1,53	120	2,57
* В знаменателе указаны цифры, относящиеся к случаю установки мокрых олоуловителей.
116
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ные для некоторых парогенераторов большой мощности.
Из таблицы следует, что для большинства топлив (кроме высоковлажных) объем воздуха меняется в сравнительно узких пределах (1,50—1,63 тыс. м3/Гкал). Таким образом, для парогенераторов одинаковой мощности, но сжигающих различные виды топлива, производительности дутьевых вентиляторов отличаются между собой незначительно.
Объем газов перед дымососом даже при умеренных температурах газов оказывается значительно большим, чем объем дутьевого воздуха. Величина Кд/Кх.в колеблется от 1,63 на мазуте до 2,33 на буром угле высокой влажности.
Наименьший объем газов на 1 Гкал имеют мазут и природный газ (2,49—2,57 тыс. м3). На каменных углях и антрацитах в случае установки электрофильтров объем газов оказывается несколько большим, чем для газа и мазута, а в случае применения мокрых золоуловителей— несколько меньшим.
Значительных величин достигают объемы газов для бурых углей и фрезерного торфа как за счет влаги, так и за счет высокого выхода летучих. Для бурого угля тина подмосковного Уд/С2к.а = 3,50, а для александрийского даже Уд/(2к.а = 4,85 тыс. м3!Гкал. Таким образом, производительности дымососов для парогенераторов одинаковой мощности, но работающих на различных топливах, могут отличаться почти вдвое.
В табл. 5-3 приведены сведения о характеристике газовоздушных трактов блоков мощностью от 200 до 1 000 Мет (вместо блока 1 000 Мет предполагается сооружение блока 1 200 Мет под наддувом на газе и мазуте) .
Как видно из таблицы, при увеличении мощности блока с 200 до 800 Мет расход воздуха возрастает с 780 до 2 500 тыс. м31ч, а газа —с 1 180 до 4 000 тыс. М31ч.
Сопротивление тракта, преодолеваемого дутьевым вентилятором, при уравновешенной тяге и обычных камерных топках лежит в пределах от 300 до 500 кГ1м\ а газового тракта — от 350 до 500 кГ1м2. Вследствие быстрого изменения расхода воздуха и газа и умеренного изменения напора с возрастанием мощности падает kn и возрастает kD, т. е. машины становятся тихоходными и
117
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Таблица 5-3
00
'.teplota.org.ua - все для теплотехника
Характеристики газовоздушных трактов блоков
№ варианта	Мощность блока, Мет	Уголь	Тип топки		Тракт дутьевого вентилятора					Тракт дымососа				
					Q. тыс. м*/ч	Я, кГ1м*	/, *С		kD	Q. ТЫС. М*/ч	н, кГ1м*	/, °C	*„	kD
1	200	АШ		Камерная	780	285	30			1 180	350	84		
2	300	Экибастузс-кий		То же	1 200	340	30	4,45	4,23	1 920	380	130	4,75	4,84
2а	300	АШ		а						2 060	440	130	5,11	4,83
3	500	Назаровский		•	2 000	385	45	3,92	5,24	2 8(^	р 380	140	4,0	5,80'
4	800	АШ		•	2 160*	440	30	4,07	5,30	3 680	475	105	3,87	6,42
		*			790**	500	30	7,32	3,12	1030	450	105	6,88	3,45-
5	800	Канско-Ачинский		С пережимом	2 620	500	30	4,03	5,65	4 000	500	140	4,13	6,47
6		•	с	горизонтальным циклоном	2 500	1300	30	8,45	4,35	4 000	500	140	4,13	6,47
7		9		С пережимом	2 620	950	30	6,52	4,82					
8		9	с	горизонтальным циклоном	2 500	1 750	30	10,55	4,05	—	—	—	—	—
9	1 000	АШ		Камерная	3216	890	25	5,55	5,45	—	—	—	—	—
Примечание. Для вариантов 1—6 — уровновешенная тяга, для 7—9 — наддув.
• Основной тракт.
•• Дополнительный тракт — хдя :тучая газового регулирования перегрева блока 800 Мет.
громоздкими. Существенное возрастание давления, преодолеваемого дутьевым вентилятором, происходит в случае применения наддува.(890—950 кГ1м2), топок с горизонтальным циклоном без наддува (1300 кГ]м2) и топок с горизонтальным циклоном одновременно с наддувом (1750 кГ/м2). При этом коэффициент kn для блоков мощностью 800 Мет оказывается даже большим, чем для блоков 300 Мет с обычными топками, что свидетельствует о быстроходности и компактности подобных машин.
Таким образом, применение наддува позволяет создать быстроходные и компактные машины для парогенераторов большой мощности.
5-2. ПАРОГЕНЕРАТОРЫ ПОД НАДДУВОМ
В § 1-1 были перечислены преимущества применения наддува в газовом тракте, приведшие к широкому применению подобных парогенераторов в мировой практике, особенно в США. Приведенные в § 5-1 соотношения по расчетным характеристикам трактов позволяют дать некоторые количественные оценки для применения наддува.
Затраты энергии на тягу и дутье в тепловых единицах на отпущенный киловатт-час можно записать в следующем виде: для дутьевых вентиляторов
<7в = 2 • 10 -3	’ ккал)кет  ч\ (5-13)
^э.с^в^дв ^'3 1W	'	'	'
ДЛЯ ДЫМОСОСОВ
л	'Пэ.с'Мдв
X-^j —Лоо^4 * ккал1мт-ч.	(5-14)
В случае наддува общие затраты энергии составят:
<ук=2.10->^р^_+^Ф ’	Чэ.сТвЧд.
Х-^г l0°inn^4> ккал! кет-к,	(5-15)
w f О	IVV
119
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
где Нв, Нг — сопротивление воздушного и газового трактов при уравновешенной тяге, кГ/м2;
Н'т — сопротивление газового тракта при наддуве, учитывающее ликвидацию примыкающих участков дымососов, кГ)м2\
Лэ.о Лв» Лдв —к. п. д. электростанции нетто, вентилятора, дымососа, электродвигателя.
Экономия энергии в тепловых единицах на отпущенный киловатт-час на транспортировку за счет перехода от схемы с уравновешенной тягой к наддуву составит:
Д?т.д=?в + 4д — q* ккал!квт-ч, (5-16)
где	;= 1 _ф	ТвШ'г *
* Дар И" ад Уд * *'Qb
Это выражение учитывает все причины сокращения затрат энергии на тяго-дутьевые машины при наддуве: использование тепла сжатия, сокращение объемов среды за счет уменьшения температуры в месте установки машины, ликвидации присосов, стехиометрических факторов реакции горения, а также некоторого уменьшения сопротивления газового тракта при наддуве и повышения к. п. д. вентилятора по отношению к к. п. д. дымососа.
Как будет показано далее на примере, расход энергии на дымосос сокращается в среднем почти на 2/з от исходной его величины (с учетом использования тепла сжатия).
Кроме экономии тепла на тяго-дутьевые машины при наддуве, существенно повышается к. п. д. парогенератора за счет уменьшения потерь с уходящими газами при ликвидации присосов по тракту. Если принять температуру уходящих газов неизменной для парогенераторов с присосами и без них, то экономия тепла за счет ликвидации присосов составит величину:
Д<?2 = 0,267Да---------» ккал!квт • ч. (5-17)
Здесь Да — уменьшение избытка воздуха в уходящих газах при наддуве.
В действительности при ликвидации присосов сближаются водяные эквиваленты нагреваемого воздуха и 120
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
уходящих газов, и температура уходящих газов может быть понижена и получена дополнительная экономия тепла.
Чтобы оценить эффект от применения наддува, подсчитаем экономию тепла для ГРЭС с блоками мощностью 300 Мет, работающими на газе.
Примем: ав=1,2; ад=1,4; /в=30°С; &у1С= 140°С; /7г=330 кГ1м-\ Н'г=300 кГ/м2; т)в = 0,8; т]д=0,75; г)э.с = = 0,36; т)дв = 0.95; т)м=0,95; т)нар = 0,9; Аа=0,18; т)к.а = = 0,92; <?4=0.
Определим расход энергии на привод дымососа при уравновешенной тяге по выражению (5-14):
п _9 «а-, (0,12 + 1,4) 1,1-330
^д —z-iv 0,36-0,75-0,95 А
Xg||=6,53 ккал!кет-ч.
Коэффициент, учитывающий использование тепла сжатия, по выражению (1-8),
ф = 1 — 0,36 • 0,95 • 0,95 • 0,90 = 0,71.
Экономия тепла на транспортировку газов при наддуве, по выражению (5-16),
,	л,.	1,2	303 300 0,75 А се.
S—1	0,71 0,12+1,4 Чш'ЗЗО'О.ЗО-0’65’
Д<7т.д = 0,65-6,53 = 4,25 ккал) кет-ч.
Экономия тепла за счет уменьшения избытка воздуха в уходящих газах, по выражению,.(5-17)
Д<7г = 0,267-0,18	= 17,6 ккал1квт.’Ч.
Общая экономия тепла за счет наддува составит:
Д<7Н — 4,25_|_ 17,6 = 21,85 ккал/квт-ч.
С учетом возможного понижения температуры уходящих газов при наддуве вселедствие понижения водяного эквивалента газа действительная экономия от наддува может повыситься в рассматриваемом примере до 25— 30 ккал/квт • ч.
121
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Таким образом, применение наддува обеспечивает существенное повышение экономичности электростанции даже при умеренных присосах и сопротивлениях тракта, принятых в примере.
Технико-экономические расчеты также подтверждают эффективность наддува. В табл. 5-4 приведены результаты конструктивной проработки парогенератора под наддувом производительностью 950 т/ч на донецком ГСШ, выполненного Таганрогским котельным заводом, в сравнении с таким же парогенератором, но работающим под разрежением.
Парогенератор под наддувом выполнен в двух модификациях— с среднеходовыми и шаровыми барабанными мельницами. При проработке парогенераторов под наддувом завод не только применил гаэоплотные стены из мембранных труб, но и коренным «разом изменил всю конструкцию парогенератора по сравнению с выполненной для случая работы под разрежением. Так, вместо Т-образной компоновки с турбулентными горелками парогенератора под разрежением была принята П-образ-ная компоновка с тангенциальными горелками парогенератора под наддувом. Выводы всех труб выполнены вверху, где для обеспечения большей плотности запроектирован «теплый ящик», находящийся под давлением дутьевого вентилятора. Для обеспечения малой разницы температур между соседними экранными трубами в целях предотвращения коробления и разрывов в конструкции под наддувом предусмотрен насос рециркуляции.
Как видно из рассмотрения двух последних колонок таблицы, общий вес металла парогенератора под наддувом возрастает на 9%', в основном за счет каркаса и низколегированного материала под давлением, а также возрастает объем монтажных работ. Одновременно резко (в 6 раз) падает вес обмуровки и изоляции и более чем в 2 раза затраты на нее, а также уменьшается стоимость котельно-вспомогательного оборудования (за счет дымососов). В целом капитальные затраты на парогенератор под наддувом возрастают на 5,7%.
Однако снижение эксплуатационных затрат за счет экономии топлива и электроэнергии окупает повышение капитальных затрат в 2,3 года. При этом приняты явно заниженные цифры по уменьшению присосов в парогенераторе под наддувом (всего 0,1) и, следовательно, 122
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Таблица 5-4
Сравнение экономических показателей по парогенераторам под наддувом и под разрежением
Показатели	Под наддувом		Под разрежением (шаровые барабанные мельницы)
	Среднеходовые мельницы	Шаровые барабанные мельницы	
Температура воздуха, °C 		358	358	360
Температура уходящих газов, °C . .	133	133	135
Избыток воздуха за РВП		1,3	1,3	1,4
К. п. д. котла, %		92,9	92,9	92,5
Сопротивление газового тракта, кГ/м2 Сопротивление тракта первичного воз-	280	298	367
духа, кГ/м2	 Сопротивление тракта вторичного воз-	1 333	112	207
духа, кГ/м2	 Сопротивление тракта мельничного	623	642	452
вентилятора, кГ/м2		—	1 483	1 183
Энергия на тягу и дутье, кет . . . Энергия на рециркуляционные насосы,	5 180	7 169	8619
кет		579	579	—
Вес металла парогенератора, т . . .	5 073	5 073	4 647
Вес металла под давлением, т . . .	2 105	2 105	1 839
в том числе 12X1 МФ		1523	1523	1 422
, „	.	Х18М12Т		225	225	234
Вес обмуровки и изоляции, т . . . . Заводская стоимость головного паро-	367	367	2 135
генератора, тыс. руб		3568,5	3568,5	3 220
Стоимость монтажа котла, тыс. руб. Стоимость обмуровки и изоляции,	427	427	322
тыс. руб	 Стоимость вспомогательного оборудо-	100,2	100,2	217,9
вания котла, тыс. руб		517,3	265,1	365,2
Суммарные затраты, тыс. руб. . . . Увеличение капзатрат на головной котел под наддувом, тыс. руб. . . . Суммарные эксплуатационные затраты,	4613,0	4360,8 235,7	4125,1
тыс. руб/год	 Уменьшегие эксплуатационных затрат на котел под наддувом, тыс. руб/год Срок окупаемости головного котла под наддувом, год		12284,1	12501,4 101,4 2,3	12602,8
Примечание. Паропроизводите ль ность —950 т/ч‘, давление — 255 ат\ температура пара 565/570* С.
•	123
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
заниженная в 1,5—2 раза экономия топлива в этом случае. Действительный срок окупаемости применения наддува будет еще меньшим.
Следует отметить, что реализация наддува связана с определенными трудностями, которые еще не полностью преодолены на некоторых электростанциях даже в США. В частности, это относится к некоторым котлам фирмы Комбасчен Инжинирин, установленных на электростанциях Консолидейтед Эдисон Компани (Нью-Йорк) [Л. 5-5].
Впервые крупный пылеугольный парогенератор под наддувом был введен в эксплуатацию в 1949 г. на электростанции Твин Бренч (США) к блоку мощностью 150 Мет. Процесс освоения этого парогенератора под наддувом продолжался 2 года, причем на нем были установлены резервные дымососы для возможности работы и с уравновешенной тягой. После этого в США почти все крупные парогенераторы проеювюуются для работы под наддувом.
Согласно обзору, по блокам мощностью более 500 Мет, заказанных в США в 1969 г., из общего количества 23 блоков 20 рассчитаны на наддув в топочной камере от 300 до 800 кГ/м2, при этом давление дутьевых вентиляторов составляет от 850 до 2 200 кГ1м2.
Опыт работы электростанций подтверждает приведенные данные по эффективности наддува. Так, при переводе на наддув по упомянутой электростанции Твин Бренч только за счет тяго-дутьевых машин экономия составила 6 ккал1квт*ч., а всего с учетом ликвидации присосов — 23,4 ккал/кет • ч.
В качестве примера выполнения газовоздушного тракта парогенератора под наддувом можно привести блок № 3 мощностью 1 150 Мет на электростанции Парадайз, представленный на рис. 5-1 (тепловая схема блока представлена на рис. 4-10).
Однокорпусный прямоточный парогенератор производительностью 3 630 т/ч оборудован 23 циклонами. Воздух подается в парогенератор с помощью трех воздуходувок производительностью 1 400 000 м3/ч каждая, развивающие давление 2 200 кГ/м2. Каждая воздуходувка приводится во вращение через редуктор от паровой турбины мощностью 8 650 кет. Воздух забирается из окружающей атмосферы при температуре — 4° С и нагревается 3 калорифере отборным паром приводной 124
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
турбины до 46° С. Нагрев воздуха за счет сжатия в воздуходувке составляет около 14° С. Нагретый до 310° С в трубчатом воздухоподогревателе воздух направляется к циклонам, расположенным на фронтовой и задней стенках парогенератора. Охлажденные до тем-
Рис. 5-1. Газовоздушный тракт блока № 3 электростанции Парадайз.
/ — парогенератор; 2 —трубчатый воздухоподогреватель; S— циклоны; 4 — дутьевой вентилятор; 5 — турбопривод; 6 — паровой калорифер; 7—электрофильтр; « —дымовая труба; 9 — пусковой парогенератор; 10 — дымовая труба пускового парогенератора; // — дымосос рециркуляции.
125
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
пературы 138°С газы проходят по газоходу, расположенному над воздуходувками, и поступают к электрофильтрам, оси которых расположены под углом к оси блока. Такое размещение электрофильтров позволяет разместить их в заданном размере ячейки блоков. Далее газы направляются к дымовой трубе высотой 244 м, причем оси газоходов расположены под углом 90° друг к другу.
5-3. ДУТЬЕВЫЕ ВЕНТИЛЯТОРЫ
Дутьевые вентиляторы работают на чистом воздухе невысокой температуры, поэтому на выбор аэродинамической схемы для этих машин не влияют какие-либо особые условия и можно принимать машины, отличающиеся наиболее высокой экономичностью при заданном графике работы.
До 1960 г. строились машины с загнутыми вперед лопатками по аэродинамической схеме 0,7-37, данные о которых приведены в табл. 4-1.
К числу достоинств этих машин, обеспечивших*им широкое применение в тот период, можно отнес’в^вы-сокий коэффициент давления Я = 0,854-1,0, позволяющий получать достаточно высокие напоры при умеренных окружных скоростях и, следовательно, при простых по конструкции и дешевых рабочих колесах. Регулирование производительности этих машин с помощью простейших устройств — направляющих аппаратов — обеспечивает удовлетворительную экономичность, во всяком случае, с точки зрения развития техники того периода.
Однако переход энергетики на блоки мощностью 150 и 200 Мет привел к отказу от этих типов дутьевых вентиляторов. Главными причинами явились низкий к. п. д. их на исходном режиме (т) = 67%), малая удельная быстроходность (пу = 34) и высокий удельный диаметр (Оу=1,7). При переходе на блоки еще большей мощности эти недостатки машин по схеме 0,7-37 выявились еще сильнее.
После 1956 г. в отечественной энергетике стали внедряться высокоэкономичные машины с профильными, сильно загнутыми назад лопатками. Вначале появилась схема 0,7-160, а затем ее модификация 0,7-160-11. Машины, выполненные по этим схемам, имеют следующие преимущества по сравнению со схемой 0,7-37 (см. табл. 4-1):
126
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
1)	высокий к. п. д. на исходном режиме, достигающий 85—90%. По экономичности эти машины превосходят не только все остальные типы вентиляторов, но и все известные гидравлические машины (насосы, компрессоры, турбины);
2)	возможность создания машины высокой быстроходности порядка пу = 65ч-80, т. е. примерно вдвое большей, чем при лопатках, загнутых вперед.
Это объясняется тем, что примерно при тех же значениях коэффициента расхода Q вентиляторы с лопатками, загнутыми назад, имеют малые значения коэффициента давления Я.
Как уже указывалось выше, задача создания машин высокой быстроходности является весьма актуальной именно для крупных парогенераторов, для которых характеристика kn оказывается низкой;
3)	несмотря на высокие окружные скорости, уровень шума у вентиляторов подобного типа вследствие совершенных аэродинамических форм меньше, чем у вентиляторов с загнутыми вперед лопатками. При этом вследствие малого количества лопаток на колесе в шуме этих вентиляторов преобладают низкие частоты, к которым человеческое ухо менее восприимчиво;
4)	кривая потребления мощности от нагрузки у вентиляторов с сильно загнутыми назад лопатками имеет максимум, который практически совпадает с максимумом к. п. д. Это свойство позволяет выбирать двигатель практически без запаса по мощности по отношению к мощности, потребляемой при расчетной нагрузке, в случае, если выбор электродвигателя определяется не пусковыми условиями.
Вместе с тем освоение вентиляторов с лопатками, загнутыми назад, связано с решением ряда проблем.
1.	Вследствие низких коэффициентов давления (на номинальном режиме Н = 0,354-0,40) для получения заданных давлений машины должны работать с большими окружными скоростями, чем вентиляторы с лопатками, загнутыми вперед. Высокие окружные скорости требуют применения особенно прочной конструкции рабочего колеса и тщательной его статической и динамической балансировки. При необходимости получения высоких давлений некоторые аэродинамические схемы с лопатками, загнутыми назад, вообще не могут быть выполнены.
127
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
2.	Регулировочные свойства в случае применения направляющих аппаратов у этих вентиляторов неблагоприятны. Для них становится необходимым применение комбинированных способов или регулирование скоростью вращения.
3.	Вследствие требования высокой жесткости рабочее колесо оказывается тяжелым и имеет большой маховой момент. По условиям пуска вентилятора в работу в некоторых случаях приходится устанавливать электродвигатель повышенной мощности или применять пусковые муфты.
В настоящее время отечественные заводы выпускают высокоэкономичные дутьевые вентиляторы с лопатками, загнутыми назад, по аэродинамическим схемам 0,7-160 и 0,7-160-И, разработанными Московским отделением ЦКТИ.
Аэродинамическая схема и характеристика машины 0,7-160, предложенной в 1956 г., приведены в {Л. 1-1].
Рабочее колесо состоит из шести длинных профильных лопаток, сильно отогнутых назад. Входной угол лопаток по внешнему (выпуклому) профилю составляет 160°. Внешний профиль строится по специальной кривой, внутренняя часть лопатки выполняется плоской. Лопатки отличаются очень большой длиной (L = 40) и значительной толщиной (6=15) (наружный диаметр принят за 100).
Отношение Dq)D2 = 0,715; £>i/Z>2 = 0,70.	Ж
Передняя часть колеса выполнена конической, с плавным переходом к выходному коллектору. Ширина колеса и кожуха значительно больше, чем серийных машин с лопатками, загнутыми вперед. Вентилятор характеризуется свободным кожухом с большим раскрытием: А = 60 против А = 40 для вентиляторов 0,7-37.
Из табл. 4-1 следует, что максимальный к. п. д.— 85% достигается при умеренном коэффициенте расхода (> = 0,13 и невысоком коэффициенте давления Н =0,38. При этом удельная быстроходность иу = 63, что почти вдвое выше, чем для вперед загнутых лопаток.
По этой схеме изготовляются машины ВДН-32 (вентилятор дутьевой, с загнутыми назад лопатками и диаметром колеса 3 200 мм) с рекордным диаметром колеса />2=3 200 мм. Эти машины устанавливают в качестве дутьевых вентиляторов к блокам мощностью 200 Мет 128
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
при n = 730 об/мин и к блокам мощностью 150 Мет при п = 590 об/мин.
Кроме машин ВДН-32, по той же схеме строятся машины ВДН-24, ВДН-25 и ВДН-26.
Несмотря на то, что машины 0,7-160 имеют вдвое большую быстроходность, чем 0,7-37, она недостаточна для дутьевых машин парогенераторов большой паропро-изводительности. Диаметры колес также чрезвычайно велики. Это не только осложняет их изготовление и балансировку, но и вызывает повышенные величины махового момента GD2 и требует завышенной мощности двигателя по условиям пуска.
В целях преодоления указанных трудностей в Московском отделении ЦКТИ была создана видоизмененная модель 0,7-160-11, отличающаяся большой быстроходностью.
Схема 0,7-160-П, показанная на рис. 5-2, существенно отличается от 0,7-160.
Прежде всего у этой схемы отношение Z>i/Z>2=0,75» число лопаток увеличено с 6 до 12, а каждая лопатка короче (L = 30). Характер лопатки — внешний выпуклый и плоский внутренний — сохранен, однако построение внешнего профиля упрощено. Оно выполняется по радиусу /? = 50.
Повышения быстроходности удалось достигнуть за счет создания весьма просторного кожуха при неизменной ширине рабочего класса. Ширина кожуха увеличена с В = 50 до В = 60, а степень раскрытия доведена до А = = 80 против Л = 60. Таким образом, у данной машины достигнута весьма высокая быстроходность и умеренные габариты ротора за счет создания громоздкого кожуха.
Для уменьшения потерь в осевом направляющем аппарате последний устанавливают в расширяющейся части конического входного коллектора.
Для экономичности машин важно соблюдение минимального радиального зазора между коллектором и передним коническим диском рабочего колеса. В данной схеме он принят 6 = 0,25.
Применение высокоэкономичных машин позволило значительно повысить требования как в отношении исходного к. п. д., так и в отношении минимального допустимого значения к. п. д. при выборе машины. По ГОСТ 5308-60 к. п. д. на исходном режиме при открытом осе-9 Л. А. Рихтер.	129
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Типоразмеры
Рис. 5-2. Вентиляторы высокой экономичности для парогенераторов, а — аэродинамическая схема и характеристика вентилятора 0,7-160-11; б —поле характеристик при /-30* С.
вом подводе определен в 85%, а допустимый при выборе с учетом регулирования 70%.
Для покрытия поля параметров парогенераторов производительностью от 20 до 640 т/ч с помощью схемы 0,7-160-П разработана серия вентиляторов с № 10 по № 25. В основу выбора диаметров положен ряд чисел /?20, в котором каждое последующее число получается путем умножения предыдущего на коэффициент 1,12, т. е. 10; 11,2; 12,5; 14; 16; 18; 20; 22,4; 25. Как видно из рис. 5-1,6, покрыть полностью поле параметров только этими машинами не удается, вследствие чего наряду со схемой 0,7-160-П используется схема 0,7-160-Пу с узким колесом и кожухом (5г=15; В = 50). У этой схемы понижена быстроходность до нужной величины (иу=65), однако при этом к. п. д. новой схемы снизился до 82% против 87%' у исходной.
Схема 0,7-160-И по сравнению со схемой 0,7-160 позволяет выпускать более быстроходные машины с меньшим диаметром рабочего колеса, что особенно важно для парогенераторов большой мощности.
Пользуясь рис. 5-2,5, можно выбрать вентилятор по известным параметрам для парогенераторов от 20 до 640 т/ч.
В текущей пятилетке (1966—1970 гг.) основное внимание уделяется освоению блоков на закритические параметры пара (240 ат, 560/565°С). При этом в широких масштабах вводятся блоки мощностью 300 Мет, а также осваиваются блоки мощностью 500 и 800 Мет, Эти блоки также могут быть обеспечены вентиляторами по схеме 0,7-160-П. В табл. 5-5 приведены данные по дутьевым вентиляторам упомянутых блоков. Данные по характеристикам трактов этих блоков приведены в табл. 5-3.
Для блоков мощностью 300 Мет был впервые в нашей энергетике применен вентилятор двойного всасывания ВДН-24Х2П. На парогенератор производительностью 950 т/ч устанавливают два вентилятора, обеспечивающие расход воздуха 600 тыс. м3/ч каждый и давление до 360 кГ/м2. Для их привода устанавливаются двухскоростные двигатели со скоростью вращения п — = 740/590 об/мин мощностью 800 кет. В карманах вентилятора размещены осевые направляющие аппараты.
Для блоков 500 Мет была принята установка четырех дутьевых вентиляторов, что, как будет показано 9*	131
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
дальше, нельзя считать оптимальным решением. Ввиду усложнения компоновки машин двустороннего всасывания к установке приняты машины одностороннего всасывания ВДН-28-П с двигателем 740/590 об!мин. Для блока 800 Мет ввиду принятой схемы газового регулирования перегрева пара газовый и воздушный тракты
Таблица 5-5
Дутьевые вентиляторы к блокам ТЭС
№ варианта	Мощность блока, Мвт\	Топливо (уголь)	Тип топки	Аэродинамическая схема	Диаметр колеса, м	Число оборотов, об! мин	Количество на блок	Примечание
1	200	ЛШ	Камерная	0,7-160	3,2	590/490	2	
2	300	Экиба-стузский	•	0,7-130-II	2,4	740/590	2	Двустороннего всасывания
3	500	Назаре в-СК11Й	а	0,7-169-П	2,8	740/590	4	
4	8Э0	АШ	9	0,7-160-П 0,7-169-П	2,8 2,8	740/590 740/590	4 2	Основные Дополнительные
5	890	Канско-Ачинский	С пережимом	0,7-160-П	2,2	989/740	4	Двустороннего всасывания
6	890	Канско-Ачинский	С горизонтальным циклоном	0.5-35-8П6	2,95	980/740	4	Двустороннего всасывания
7	800	9	С пережимом	0.5-35-8П6	2,85	989/740	4	То же
8	800	я	С горизонтальным циклоном	0.5-35-8П6	2,4	1 480	4	•	9
9	1 000	АШ	Камерный	0.5-35-8П6	3,5 —	740/590 Г	4	• •
Примечание. Для вариантов 1—5 — уравновеигенная тяга, для 7—9 —над дув.
оказались разделенными на две части. При этом на блок выбрано 6 вентиляторов — 4 основных и 2 дополнительных. Ввиду того что давления трактов не сильно отличаются между собой, все вентиляторы приняты одинаковыми и такими же, что и для блоков мощностью 500 Мет — т. е. ВДН-28-П.
132
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для блоков мощностью 800 Мет на канско-ачинских углях при уравновешенной тяге предусматривается установка четырех дутьевых вентиляторов типа ВДН-22Х2П двойного всасывания; при скорости вращения 980/740 об/мин каждый вентилятор при расходе 655 тыс. м2/ч и давлении 500 кГ/м2 потребляет мощность 1 100 кет. Конструктивная схема этого вентилятора представлена на рис. 5-3.
Рис. 5-3. Вентилятор для блока мощностью 800 Мет при уравновешенной тяге (габаритные размеры).
В ближайшее время предполагается создание парогенераторов под наддувом. Для этого потребуются машины, которые смогут создать значительно более высокие давления при тех же расходах воздуха. Еще более высокие давления потребуются в случае применения топок с горизонтальными циклонами.
При существующих схемах с загнутыми назад лопатками типов 0,7-160 и 0,7-160-П пришлось бы применять окружные скорости, превышающие 150 м/сек, на что данные профили не рассчитаны. Кроме того, требуются машины существенно меньшей удельной быстроходности порядка иу=40 ч-60. В этом отношении представляет интерес предложенная Московским отделением ЦКТИ аэродинамическая схема 0,5-35-8П6 (0,5 — отношение диаметра входа к диаметру рабочего колеса, 35° — угол установки лопатки, 8 профильных лопаток типа 6). Как видно из рассмотрения аэродинамической схемы рис. 5-4,а, передний диск выполнен плоским, расстояние между дисками значительно уменьшено (6=10). Наружная сторона лопатки выполнена по радиусу, внутренняя— плоская. Машина имеет максимальный к. п. д. со всасывающим карманом и направляющим аппаратом '4 = 84,5% при <2 = 0,057, /7=0,33 и иу = 45. Следует отметить, что эти характеристики отнесены к диаметру
133
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Рис. 5-4. Вентиляторы для парогенераторов под наддувом и с циклонными топками.
а — аэродинамическая схема вентилятора 0.5-35-8П6; б — компоновочные размеры вентиляторов по схеме 0.5-35-8П6 для парогенераторов на закритические параметры (см. табл 5-7)
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
диска, а не к наружному диаметру лопаток, который составляет 0,875£>2-
В табл. 5-6 и 5-7 приведены данные по применению этой схемы к блокам 800—1 000 Мет. Во всех случаях, когда по условиям получения необходимого давления применяются эти машины, они приняты двойного всасывания при установке четырех штук на каждый парогенератор.
Для блоков мощностью 800 Мет для уравновешенной тяги при топке с горизонтальными циклонами и для наддува при обычной камерной топке с пережимом принимается скорость вращения п=980/740 при диаметрах по рабочим лопаткам соответственно 2,95 и 2,85 м. При этом окружная скорость составляет около 150 м!сек. Схема подобных вентиляторов приведена на рис. 5-4,6, характеристика в табл. 5-6, а размеры — в табл. 5-7.
В случае применения для блоков 800 Мет горизонтальных циклонов одновременно с наддувом приходится идти на скорость вращения п=1 480 об!мин. При этом окружная скорость достигает 190 м!сек, и установка двухскоростных двигателей становится нецелесообразной ввиду большой разницы в ближайших ступенях оборотов (см. табл. 4-2). Вопрос регулирования производительности в случае применения электропривода остается открытым.
Таблица 5-6
Характеристики дутьевых вентиляторов для парогенераторов блоков 800 Мып под наддувом и с циклонными топками
Типоразмер	П, Об/MUH	Заданные параметры			N, кет	h. %
		t, *С	Q> тыс. м*/ч	н. кГ!м*		
ВДН23Х8П	1 480	30	625	1 300	2 700	82
ВДН24Х8П	1 480	30	625	1 750	3 550	84
ВДН28,5X811	980	30	625	950	2 050	83
В настоящее время принимаются меры к укрупнению дутьевых вентиляторов и уменьшению числа машин на блок. Так, для однокорпусных парогенераторов блоков мощностью 500 Мет предполагается в дальнейшем установка двух машин при расходе воздуха каждой 860 тыс. м3/ч и давлениехМ 480 кГ1м2 (экибастузский уголь), Для однокорпусного парогенератора блока
135
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Основные размеры дутьевых вентиляторов, характе
Типоразмер	А	Б	в	Г	Д	Е	Ж
ВДН23ХЗП	4 500	3 550	840	2 400	2 300	3 750	1 680
ВДН24Х8П	4 700	3 700	875	2 500	2 400	3 900	1 750
ВДН28,5ХВП	5 450	4(300	1 020	2 900	2 850	4 500	2 030
мощностью 800 Мет — три вентилятора той же производительности. Для блока мощностью 1 200 Мет на мазуте под наддувом предполагается установка четырех воздуходувок производительностью 1 020 тыс. м3/ч и давлением 800 кГ1м2.
Указанным параметрам для блоков 500 и 800 Мет без наддува удовлетворяют осевые дымососы типа ДО-31,5. Поэтому наряду с радиальными типами машин становится актуальным вопрос о применении в качестве дутьевых вентиляторов мощных парогенераторов осевььх типов машин, рассматриваемых в § 5-4.
Представляет интерес опыт применения машин для парогенераторов под наддувом в США. Для блоков мощностью до 800 Мет включительно устанавливается, как правило, по две воздуходувки и лишь при более крупных блоках применяются три машины. Самая большая по производительности воздуходувка устанавливается на электростанции Биг Сенди к блоку 800 Мет— 1 433 тыс. м3/ч при умеренном давлении 903 кГ[м2. Самая большая по развиваемому давлению и потребляемой мощности — уже упомянутая выше воздуходувка с турбоприводом блока № 3 электростанции Парадайз (расход 1 397 тыс. м31ч, давление 2 235 кГ/м2, мощность привода 8 650 кет).
5-4. дымососы
Создание дымососов для блоков большой мощности связано с серьезными трудностями. Эти трудности возрастают при пылеугольных топках, когда по причине отложения золы на лопатках применение радиальных машин с сильно загнутыми назад лопатками оказывается недопустимым. К этому следует добавить огромные объемы газов, значительно большие, чем для дутьевых вентиляторов, и агрессивность газов к металлу.
136
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Таблица 5-7
ристики которых приведены в табл. 5-6
3	и	К	л	М	н	о	П	Р	С
1 680	670	1 340	770	2 280	1 560	1 920	2 540	865	960
1 750	700	1 400	800	2 380	1 630	2 000	2 750	900	1 000
2 030	810	1 620	930	2 760	1 890	2 320	3 200	1 040	1 160
Для блоков мощностью до 200 Мет включительно на пылеугольных топливах по-прежнему применяются в основном дымососы с загнутыми вперед лопатками по схемам 0,7-37 и 0,8-37. В частности, для блоков мощностью 150 и 200 Мет применяется дымосос Д25х2Шу, выполненный по схеме 0,8-37. Схема 0,8-37 отличается от схемы 0,7-37 не только увеличенным диаметром входа, но и значительно более широкими рабочим колесом и кожухом. Эти изменения позволили существенно уменьшить удельный диаметр колеса Dy с 1,7 до 1,27 и несколько повысить быстроходность машины с пу = 34 до Пу=45 при практически той же экономичности. Увеличение отношения DJD2 уменьшило долю центробежных сил в создании напора со и этим улучшило регулировочную кривую при использовании направляющих аппаратов.
Машины Д25х2Шу, характеристика которых приведена в [Л. 1-1], обеспечивает блоки 150 и 200 Мет при установке двух дымососов на парогенератор. Они также используются для блоков 800 Мет в качестве дополнительных дымососов для регулирования перегрева.
Применение малоэкономичных машин с низким к. п.д. порядка 67% на исходном режиме нельзя считать нормальным для современного уровня развития техники. К тому же эти машины имеют низкую удельную быстроходность, что делает их использование практически невозможным для крупных блоков.
Наиболее легко вопрос решается для газомазутных парогенераторов всех мощностей, где могут быть надежно применены высокоэкономичные схемы с загнутыми назад лопатками, например 0,7-16011. Изыскание схем с загнутыми назад лопатками, отличающихся высоким к. п. д. при полной гарантии отсутствия золовых отложений, является важной проблемой.
137
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
В настоящее время в качестве дымососов крупных блоков все большее применение получают осевые машины, основными преимуществами которых являются:
1)	отсутствие золовых отложений на лопатках, что гарантирует высокую надежность при работе на запыленном потоке;
2)	высокие коэффициены расхода (2=0,304-0,35 и малые коэффициенты давления Н = 0,204-0,30 (на ступень) позволяют получить машины с довольно высокой быстроходностью (пу=120) и умеренной величиной диаметра (Оу = 0,9). Для дымососов установок мощных блоков, которые характеризуются большими расходами при умеренных давлениях, это свойство является особенно ценным;
3)	высокая экономичность на оптимальном режиме. Максимальный к. п. д. современных осевых машин достигает 80—87, что намного выше, чем у радиальных машин с лопатками, загнутыми вперед, и лишь на несколько процентов уступает лучшим радиальным машинам с лопатками, загнутыми назад;
4)	хорошие регулировочные характеристики, обеспечивающие поддержание высокого эксплуатационного к. п. д. в широком диапазоне изменения нагрузок.
Для этих машин оказывается конструктивно возможным применение поворотных на ходу рабочих лопаток, обеспечивающих регулирование практически без потерь в широком диапазоне изменения нагрузок.
Хорошие результаты также получаются при применении обычных осевых направляющих аппаратов, что объясняется отсутствием центробежных сил (<о = 0) в создании развиваемого вентилятором напора. В отличие от радиальных машин аппараты позволяют регулировать расход не только в сторону уменьшения нагрузки, но и в сторону ее увеличения. Это позволяет выбирать наивысшую экономичность машины при наиболее характерной нагрузке парогенератора, а не при номинальной, как у радиальных машин.
Указанные свойства делают нецелесообразным использование более сложных способов для регулирования осевых машин (электродвигатели с переменной скоростью вращения, гидромуфты и др.).
Вместе с тем применение осевых машин связано с определенными трудностями.
138
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Вследствие низких коэффициентов давления приходится идти на высокие окружные скорости, что удорожает конструкцию, увеличивает золовой износ. У этих машин чаще, чем у радиальных, имеют место случаи возникновения недопустимых шумов. Характеристика почти всех осевых машин при низких расходах имеет разрывной характер. Машины оказываются весьма чувствительными к радиальному зазору (между рабочими лопатками и кожухом). Увеличение этого зазора при эксплуатации приводит к падению развиваемого давления и экономичности. При умеренных радиальных размерах машины имеют сильно развитые осевые и длинные валы, особенно при двухступенчатой схеме.
В целом можно заключить, что осевые машины являются перспективными в качестве дымососов новых тепловых электростанций с крупными блоками. В § 5-3 говорилось о том, что осевые машины имеют определенные перспективы и в качестве вентиляторов мощных парогенераторов.
В основу выпускаемых в СССР дымососов положена аэродинамическая схема ЦАГИ К-42.
На рис. 5-5,а представлена аэродинамическая схема двухступенчатого осевого дымососа ДО-31,5, выполненная по схеме К-42Ф. В процессе освоения дымососа и необходимости получения различных характеристик схема подвергалась некоторым изменениям, и здесь показан один из последних вариантов, обеспечивающих получение повышенных напоров для блоков мощностью 300 Мет.
Дымосос состоит из всасывающего кармана с плавным переходом к цилиндрической части, входного направляющего аппарата, первого рабочего колеса, промежуточного направляющего аппарата, второго рабочего колеса, спрямляющего аппарата и диффузора. Регулирование производительности осуществляется одновременным поворотом закрылков обоих направляющих аппаратов на одинаковый угол. Направляющие аппараты могут закручивать газы по ходу и против хода рабочих колес, вследствие чего регулирование производительности может происходить как в сторону уменьшения, так и ^сторону увеличения от оптимального режима. В перв^рчальной схеме дымосос имел толщину втулки 5=0,6, и на каждом колесе устанавливалось по z=16 рабочих лопаток при угле установки Ок=46°.
139
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
кГ/м2
1500КвП
ЮОО
500
°300 400 500 500 ТОО 800 300 ИХ) П80 Ш ВООмУч 6/
направляющий аппарат 1-й ступени; 5 — рабочие лопатки
1-й ступени; 6 — поворотный направляющий аппарат 2-й ступени; 7 — рабочие лопатки 2-й ступени;
8 — спрямляющий аппарат; 9 — диффузор;
стика f-100е С 490 об!мин
Ф — угол лопатки ляющ^го
б — характери-дымюсоса при и л— Здесь установки направ-аппарата
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для получения повышенных напоров (см. табл. 5-8) было предложено колесо с 18 обуженными клиновидными лопатками. Скорость вращения принята 495об/лшк, при которой окружная скорость лежит в пределах 80 м/сек. На новом кЪлесе угол установки лопаток увеличен до 56° *. Исходная модель имеет к. п. д. 80%, обуженные лопатки и увеличенный угол установки порядка 75%. Однако, учитывая, что в натуре к. п. д. оказывается выше, чем на модели, можно ожидать к. п. д. порядка 79%.
Характеристика дымососа при /=100° С представлена на рис. 5-5,6. Дымосос ДО-31,5 был разработан первоначально для блока мощностью 300 Мет при скорости вращения п = 495 об/мин и установке двух машин на блок.
С появлением блоков мощностью 500 и 800 Мет была проведена модернизация дымососа ДО-31,5. Скорость вращения его была повышена до 590 об/мин, а угол установки лопаток уменьшен до 0^=40°. При этом на блок 500 Мет устанавливается 4 машины; такое же количество машин диаметром 3,15 м используется в качестве основных, для блоков мощностью 800 Мет с газовым регулированием перегрева (см. табл. 5-8, составленную применительно к характеристикам трактов табл. 5-3).
Для блоков мощностью 800 Мет без газового регулирования используют дымососы по схеме К-42Ф (нескользко модернизированной) при исходном угле установки лопаток '0к=46°. При этом устанавливаются 4 машины диаметром 3,15 м. При скорости вращения 590 об/мин и температуре газов 140°С он развивает производительность 1 000 тыс. м3/ч при давлении 500 кГ/м2 и мощности двигателя 2 480 кет.
За границей (ЧССР, ГДР, ФРГ) довольно широкое распространение получили осевые машины с меридиональным ускорением потока. Эти машины отличаются простотой конструкции и позволяют в одной ступени получить достаточно большой коэффициент давления.
В настоящее время ЦАГИ разработана схема машины с меридиональным ускорением типа К-70, показанная на рис. 5-6. Особенностью машин с меридиональным ус
* После натурЖх испытаний дымососа угол установки лопаток был уменьшен с 56 до 51° с одновременным увеличением к. п. д.
141
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
корением является применение утолщающейся втулки рабочего колеса, вследствие чего поток газа приобретает ускорение в меридиональном направлении.
Из выражения (4-8,6) следует, что по мере возрастания скоростей в меридиональном* направлении т происходит уменьшение степени реакции ступени Ф. Предельным случаем меридионально ускоренной машины является чисто активное колесо, когда Ф = 0. В этом случае давления до и после колеса равны между собой.
Таблица 5-8
Дымососы к блокам на закритические параметры
№ варианта	Мощность блока, Мет	Топливо (уголь)	Аэродинамическая схема	Диаметр колеса, м	и 2о з Ч о. < у о <-® \о чэ S' о о	Количество на блок	Примечание
1	200	АШ	0,8-37	2,5	495	2	
2	300	Экибастуз-ский	К-42 0=46°	3,15	495	2	
2а	300	АШ	К-42 0=56*	3,15	495	2	Клиновидные обуженные лопатки
3	500	Назаровский	К-42 »=40*	2,90	590	4	
4	800	АШ	К-42 0=40° 25Х2Ш	3,15 2,50	590 590	4 2	Основные Дополнительные
5,6	800	Канско-Ачинский	К-42 0=46*	3,15	590	4	
Примечание. $ — угол установки рабочей лопатки.
В [Л. 1-1] было показано, что высокий коэффициент давления у этих машин объясняется не меридиональным ускорением, а более изогнутой лопаткой, у которой угол 02 приближается к 90°. Возможность значительного увеличения угла поворота потока A0 = 02—₽i у этих машин объясняется малой степенью реакции колеса Ф, т. е. малым возрастанием статического давления в пределах лопатки. При большом возрастании давления на колесе 142
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
и большом угле поворота на лопатках возникли бы высокие гидравлические потери.
Машины с меридиональным ускорением потока, кроме повышенного коэффициента давления, отличаются пониженной чувствительностью к радиальному зазору. Это
Рис. 5-6. Дымосос с меридиональным ускорением потока МК-70.
а — аэродинамическая схема; / — всасывающий карман; 2 — вал; 3 — обтекатель; 4 — поворотный направляющий аппарат, 5 — рабочее колесо с утолщающейся втулкой; 6 — спрямляющий аппарат; 7 — диффузор; б — характеристика.
объясняется тем, что при малом значении степени реакции # обратное перетекание потока через зазор будет незначительным.
Вследствие малой величины реакции основная часть напора за колесом получается в форме динамического
143
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
напора; его превращение в статическое давление в диффузоре связано с потерями. По этой причине к. п. д. вентилятора с меридиональным ускорением потока может оказаться несколько меньшим, чем у обычной осевой машины.
Возможность получения повышенного коэффициента давления сделало актуальным вопрос создания одноступенчатого дымососа с меридиональным ускорением вместо двухступенчатых осевых машин К-42, применяемых в настоящее время. Этим целям отвечает схема К-70, представленная на рис. 5-6.
Как видно из рассмотрения рисунка, на оптимальном режиме получен т) = 81%1 при коэффициенте давления Я=0,3 и достаточно высоком коэффициенте давления ^ = 0,45. При противокрутке направляющего аппарата получаются еще более высокие коэффициенты Q и Н при несколько пониженном к. п. д.
Недостатком этой машины является близкое расположение зоны неустойчивой работы от зоны наивысших к. п. д. Для обеспечения надежной и достаточно экономичной работы дымососа необходимо разработать схему, у которой зона наивысших к. п. д. отстоит дальше от зоны неустойчивой работы. Требуется также проверка акустических характеристик этих машин.
Значительный интерес представляют машины, у которых не только втулка, но и кожух имеют коническую форму. Такие машины относятся уже к классу не чисто осевых, а диагональных с меридиональным ускорением. В них за счет разности диаметров на входе и выходе возникают центробежные силы (см. 1-й член в уравнении (4-5)], которые отсутствуют в обычных осевых вентиляторах.
Так же как и для дутьевых вентиляторов, предусматривается в дальнейшем уменьшение числа дымососов до двух на однокорпусные парогенераторы для блоков мощностью 500 Мет и уменьшение числа дымососов до трех для блоков мощностью 800 Мет. Производительность таких дымососов достигнет 1 500 тыс. м3/ч (эки-бастузский уголь блока 500 Мет) и 1 700 тыс. м3/ч (ГСШ, блок 800 Мет); давление, приведенное к температуре 100° С, составит 380—400 кГ/м2.
Для английских блоков мощностью 500 Мет также устанавливаются два дымососа.
144
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Глава шестая
КОМПОНОВКА ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН И ГАЗОВОЗДУХОПРОВОДЫ
6-1. ТРЕБОВАНИЯ К КОМПОНОВКЕ ГАЗОВОЗДУШНЫХ ТРАКТОВ
До последнего времени вопросам компоновки вспомогательного оборудования, относящегося к газовоздушным трактам, не уделялось должного внимания. Тягодутьевые машины, воздухоподогреватели, золоуловители и другие элементы тракта часто устанавливались там, где оставалось свободное место при компоновке парогенератора, без учета того, насколько сложными окажутся подводящие и отводящие газовоздухопроводы. При таких компоновках эксплуатация оборудования оказывалась неудобной, газовоздухопроводы имели высокое гидравлическое сопротивление, а в ряде случаев являлись причиной ненадежной и неэффективной работы основного и вспомогательного оборудования.
Так, неудачная компоновка тяго-дутьевых машин приводила не только к большим потерям энергии, но и в некоторых случаях к нарушению нормальной работы осевых дымососов. Нерациональное расположение регенеративных воздухоподогревателей на одной электростанции привело к перекосу потока в экономайзерной шахте и повышенному износу хвостовых поверхностей парогенератора.
Нерациональная компоновка электрофильтров вызывает неравномерное распределение потока в них и снижает степень улавливания золы. Известны примеры, когда, несмотря на ничтожное сопротивление самого электрофильтра, на примыкающих участках газопроводов тратился напор более 100 кГ/м2 и дымососы по этой причине не могли обеспечить транспортировку расчетного количества газа.
На сопротивление внешних* газоходов и надежность их работы существенное влияние оказывают взаиморасположение дымососов и дымовой трубы, отметка ввода газоходов в трубу. При неудачной компоновке возникают не только повышенные гидравлические потери, но и, в случае работы на угольном топливе, золовые отложения. Условиями надежной и экономичной работы элементов газовоздушного тракта являются:
Ю Л. А. Рихтер.	145
www.teplota.org.ua - все для ггТеплотехника
1)	выбор компоновки парогенератора и всего вспомогательного оборудования, позволяющего скомпоновать простой и рациональный газовоздушный тракт;
2)	рациональное размещение на ранней стадии проектирования всего оборудования, связанного с газовоздушным трактом;
3)	сокращение до минимума числа вспомогательного оборудования, устанавливаемого на блок;
4)	кратность количества вспомогательного оборудования;
5)	рациональное аэродинамическое выполнение элементов газовоздушного тракта при заданной компоновке.
Часто при проработке газовоздушного тракта обращали внимание только на пятое условие, не выполнив предыдущие четыре. Естественно, что только выполнение всего комплекса мероприятий может обеспечить создание рациональных газовоздушных трактов.
Вопросам компоновки и аэродинамического выполнения элементов тракта -посвящены главы 6, 7 и 9. Ниже приводятся некоторые примеры рациональной компоновки трактов в целом отдельных ТЭС.
Достаточной простотой отличается газовоздушный тракт блока № 3 электростанции Парадайз (рис. 5-1). Поток от воздуходувок на одном и том же уровне проходит трубчатый воздухоподогреватель и двумя воздухопроводами подводится с боков к топке. Тракт уходящих газов расположен над воздушным трактом, и потому потоки газа и воздуха не мешают друг другу. Принятое минимальное количество воздуходувок для столь мощного блока — три, а в связи с применением наддува дымососы отсутствуют вовсе, что предельно упрощает газовый тракт.
На выполнение газовоздушного тракта существенно влияет компоновка регенеративных воздухоподогревателей. В гл. 7 приведена компоновка воздухоподогревателя под опускной шахтой парогенератора (рис. 7-9). Воздухоподогреватель поднят на такую высоту, что газы после него сразу попадают в электрофильтр, а воздуходувки расположены непосредственно под воздухоподогревателями. На блок мощностью 900 Мет установлено всего три воздухоподогревателя и такое же число воздуходувок.
146
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
В тех случаях, когда воздухоподогреватели не размещаются под шахтой парогенератора, на ряде электростанций США применяется горизонтальное расположение оси вращения регенеративного воздухоподогревателя. При такой компоновке воздухопроводы и газопроводы оказываются весьма простыми и способствуют хорошему распределению газового потока как в конвективной шахте парогенератора, так и в электрофильтре.
Примеры компоновок и аэродинамического выполнения элементов газовоздушных трактов приводятся далее.
6-2. ВЛИЯНИЕ ПРИМЫКАЮЩИХ УЧАСТКОВ НА РАБОТУ
ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
некоторое сопротивление, но
Рис. 6-1. Радиальный вентилятор с примыкающими участками.
/ — примыкающий участок на всасе; 2 — направляющий аппарат;
3 — рабочее колесо вентилятора;
4 — кожух вентилятора; 5 — примыкающий участок на нагнетании.
Участки газовоздухопроводов, расположенные в непосредственной близости от вентиляторов и дымососов (рис. 6-1), имеют особое значение в системе газовоздушного тракта. Элементы, установленные на всасе, имеют не толь и оказывают влияние на движение потока в рабочем колесе вентилятора и тем самым могут изменять развиваемое давление и к. п. д. Наоборот, сопротивление диффузора, расположенного на вентиляторе, зависит от поля скоростей в выходном патрубке вентилятора. Скорости в примыкающих участках не могут выбираться конструктором газовоздушного тракта, так как определяются аэродинамической схемой и режимом работы тяго-дутьевой машины. Эти скорости значительно превосходят скорости, принимаемые в остальных элементах газовоздушнэго тракта, вследствие чего потери напора могут достигать весьма значительных величин.
Неудачное выполнение примыкающих участков может привести не только к высоким гидравлическим потерям, но и к возникновению пульсаций и в отдельных случаях даже к раз
рушению рабочих колес, что наблюдалось на некоторых осевых дымососах.
Из изложенного следует, что необходимо уделять серьезное внимание разработке примыкающих участков и рассматривать эти участки в неразрывной связи с характеристиками применяемых тягодутьевых машин.
10»	147

www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Исследование примыкающих участков должно проводиться вместе с заданной тяго-дутьевой машиной (или ее моделью). При этом снимаются характеристики машины с различными примыкающими участками, а не производится определение гидравлических сопротивлений, как это делается для остальных элементов тракта. Вместе с тем удобно рассматривать примыкающие участки как некоторые дополнительные гидравлические сопротивления.
Если вентилятор при расходе Q развивает без примыкающих участков давление /7, то, за вычетом сопротивлений этих участков на всасе Нвс и нагнетании Нв, полезно используемая часть давления упадет до величины Нп. Выражая все величины в долях от полного давления вентилятора при данном расходе 77, получим:
Un — 1 -- Нъс -- Ни — 1 -- ^ВсТ/д.Вс - £н#Д.Н»	(6-1)
где	_
Нв = Нп/Н\ 77д.вс = Яд.рс//7; 77д >н = 77д.н/77;
/7д.вс, 77д.н— динамические давления во входном и выходном патрубках вентилятора, кГ/м2\
$вс» £н — условные коэффициенты местных сопротивлений примыкающих участков.
'Можно показать, что Яд вс и Яд.н связаны с аэродинамическими характеристиками вентилятора и, в частности, с удельным диаметром Яу:
—	0,11.	/С
Z/a^C = -^-d4.
0,06 1
Яд.н —	’	(6’3)
где	_	_	_
7?0 = D0/D2; B = B/D2\ C = C/D2\
Яг, Do — наружный диаметр рабочего колеса вентилятора, узкой части коллектора;
В, С — размеры выходного сечения патрубка вентилятора.
Напомним, что D? определяется характеристиками Q и Н по выражению (4-29).
Из соотношений (6-2), (6-3) следует, что чем компактнее вентилятор, тем больше влияние примыкающих участков. Таким образом, решение задачи создания компактных и быстроходных тягодутьевых машин для крупных блоков связано с повышением скоростей в примыкающих участках и при прочих равных условиях вызовет в них повышенные потери энергии.
Указанное можно проиллюстрировать с помощью двух последних вертикальных граф табл. 4-1.	_
Старые машины 0,7-37 отличаются малой величиной Ядвс = = 0,048. Следовательно, даже при неблагоприятных всасывающих карманах, имеющих ?вс='1,0, потери напора не превысят 4,8% от развиваемого давления. При переходе к схеме 0,8-37 для дымососов (например, Д-25х2Шу) и к вентиляторам 0,7-160 потери на всасе повышаются вдвое при тех же карманах. И наконец, у компактных машин высокой быстроходности 07-160-П ЯДфВС = 0,237, т. е. в 5 раз больше, чем для машин 0,7-37. Для этих машин вопрос рационального оформления всасывающего кармана становится 148
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
особенно важным, так как при нерациональном выполнении потери в нем могут достигнуть 20% от развиваемого вентилятором давления.
Динамическое давление на нагнетании для различных _типов машин колеблется в сравнительно узких пределах — Яд н = = 0,114-0,17, хотя и составляет весьма значительную величину._
Отсутствие закономерности между типом машины и Яд н объясняется тем, что с уменьшением удельного диаметра машин увеличиваются габариты кожуха и выходного его отверстия при том же диаметре колеса, чем и достигаются умеренные динамические давления на выходе даже у вентилятора 0,7-160-П.
6-3. ПРИМЫКАЮЩИЕ УЧАСТКИ ПЕРЕД ВЕНТИЛЯТОРАМИ
Для машин двойного всасывания карманы являются неотъемлемой частью самой машины и поставляются заводом. При машинах одностороннего всасывания входной участок разрабатывается организацией, проектирующей газовоздухопроводы.
Наиболее распространенной компоновкой всасывающего тракта на отечественных электростанциях является забор воздуха вверху котельной с установкой вентилятора на нулевой отметке. При переходе от вертикальной шахты к горизонтальному входу в непосредственной близости от всасывающего отверстия вентилятора (направляющего аппарата) устраивают поворот воздухопровода на 90°, выполняемый в форме всасывающего кармана.
Всасывающий карман (рис. 6-1) имеет входное сечение в виде прямоугольника со сторонами а и b и выходное сечение в форме круга диаметром Dq. Наиболее правильным считать за Do минимальное сечение входного коллектора вентилятора (в том случае, когда он выполнен коническим).
С аэродинамической точки зрения рассматриваемый элемент представляет собой поворот на 90° с сужением. Теоретическое решение задачи в данном случае затруднено тем, что одновременно с поворотом происходит изменение прямоугольного сечения на круглое.
На рис. 6-2 приведены варианты всасывающих карманов, применявшихся ранее на ряде парогенераторов. На рис. 6-2,а показана схема кармана дутьевого вентилятора парогенератора 67-СП с установленным в нем упрощенным направляющим аппаратом УНА. Как следует из гл. 4, применение УНА для дутьевого вентилятора одностороннего всасывания нецелесообразно и его следует заменять более эффективными аппаратами ОНА
149
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
или ЦНА. Коэффициент условного сопротивления на всасе по схеме рис. 6-2,а достигает £вс=1,0. Для схем, приведенных на рис. 6-2,6 и в, коэффициент £вс достигает еще больших величин—1,2 и 1,5 соответственно, что объясняется наличием поворотов непосредственно перед направляющим аппаратом.
В основу построения рационального всасывающего кармана (рис. 6-3,а) была положена одна из найден
Рис. 6-2. Ранее применявшиеся схемы примыкающих участков на всасе дутьевых вентиляторов.
а — для парогенератора ТП-170 (D—170 т/ч); б —для парогенератора 67СП (0—230 т/ч); в —для парогенератора ТП-80 (D—420 т/ч).

ных схем плоского компактного поворота, затем были найдены пространственные геометрические формы, которые наиболее близко соответствовали этому решению.
Внутренняя кромка кармана выполнена ломаной, с углами излома 30°. Непосредственно перед направляющим аппаратом вентилятора предусмотрен конус с углом раскрытия на сторону 30°. Следующий элемент представляет собой цилиндрическую поверхность с наклонной осью; она выполняется на половине окружности (с внутренней стороны поворота). Внешняя часть поворота в соответствии со схемой рис. 2-6,6 имеет срез кромки. Этот срез не только уменьшает сопротивление кармана, но и предотвращает пульсацию потока.
Коэффициент сопротивления кармана составил =0,3, что значительно ниже, чем у применявшихся ранее схем.
В случаях стесненных компоновок, когда размещение кармана (по рис. 6-3,а) оказывается невозможным, предлагается карман по схеме рис. 6-3,6, в котором выступающая часть уменьшена с 0,5 до 0,2 0.
150
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
При той же форме перехода к вентилятору площадь сечения и отношение сторон alb можно менять. Для высокоэкономичных компактных вентиляторов котлоагрегатов большой мощности, характеризуемых Оуд<1,5, следует в целях уменьшения потерь применять карманы с большим отношением сечений 1=/ш//вс.
0,25Л25 О,^ЦВ5
б)
Рис. 6-3. Рекомендуемые схемы всасывающих карманов.
а — нормальный всасывающий карман; б —карман для стесненных условий компоновки; в — наклонный карман.
151
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
В связи с тем, что регулирование упрощенными направляющими аппаратами в карманах является неэффективным, осевые направляющие аппараты стали применяться и при двустороннем всасывании. В этом случае применение кармана по рис. 6-3,6 становится целесообразным. Барнаульский котельный завод изготавливает дымососы двустороннего всасывания по схеме, близкой к приведенной. Такие карманы не только снизили сопротивление, но и улучшили регулировочную характеристику машины с осевым направляющим аппаратом.
Кроме всасывающих карманов, в которых поток поворачивается на 90°, была создана аэродинамическая схема кармана с меньшим углом поворота. На рис. 6-3,в показан наклонный карман, в котором поток поворачивает на 75°. При этом удалось достигнуть значительного дальнейшего снижения сопротивления до £вс=0,1. В настоящее время такой карман применяется перед вентиляторами горячего дутья, хотя он может рекомендоваться и для дутьевых вентиляторов, когда это возможно по условиям компоновки.
Таким образом, в части конструирования всасывающих карманов можно сделать следующие общие рекомендации:
1.	Важной характеристикой карманов является отношение 1 = /ш//вс. Для машин _с ЯДвс<0,07 достаточно ограничиться f=j_,5; при 0,07<Яд.Вс<0,15 следует иметь *=1,7—2,0; при Яд.вс>0,15 следует рекомендовать *>2,0. С повышением величины i потери в кармане снижаются, однако габариты карманов увеличиваются.
2.	Отношение сторон входного сечения кармана незначительно влияет на сопротивление последнего. Наилучшее соотношение лежит в пределах а!Ь= /2 — 7з-
3.	Большое влияние на сопротивление кармана оказывает величина угла поворота потока вблизи вентилятора. Обычно карманы выполняют при повороте потока на 90°, однако в случае возможности этот угол целесообразно уменьшить.
6-4. ПРИМЫКАЮЩИЕ УЧАСТКИ ЗА ВЕНТИЛЯТОРАМИ
Поток газа после вентилятора имеет характер, определяемый аэродинамической схемой машины. Поскольку скорость в выходном сечении оказывается значитель-152
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
но большей, чем это допускается в газовоздухопроводах, то ее необходимо с минимальными потерями понизить до рекомендуемых значений. Этого можно достигнуть, установив за вентилятором достаточно эффективный диффузор. Выполнение поворота сразу же вентилятором недопустимо, так как связано с большими потерями, хотя такие решения и применены на ряде ТЭС.
Рис. 6-4. Ранее применявшиеся схемы примыкающих участков на нагнетании.
а — установка вентилятора ВД-10-14.5 к котлу ТП-230 (D-230 т/ч); б —установка вентилятора ВДН-24Х2П к котлу ТПП-110 (D-950 т/ч).
На рис. 6-4,а показана установка вентилятора ВД-10-14,5 на отметке обслуживания парогенератора ТП-230 (£> = 230 т/ч). Сразу за вентилятором выполнен резкий поворот на 90°, а затем диффузор с очень большим углом раскрытия. При такой компоновке £н=1, т. е. весь динамический напор вентилятора теряется полностью. По испытаниям на ТЭС, проведенным ОРГРЭС, потери за вентилятором достигли 80 кГ1м2.
Такие же недостатки были допущены в более позднем проекте при установке дутьевых вентиляторов ВДН-24х2П к парогенератору ТПП-10 (£) = 950 т/ч). Здесь коэффициент сопротивления достигает также
15
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
£н=1, что приводит к потере более 10% от развиваемого вентилятором давления (рис. 6-4,6).
Таким образом, непременным условием компоновки тяго-дутьевых машин является установка непосредственно к нагнетательному патрубку диффузора, в котором динамическое давление потока после вентилятора с минимальными потерями превращается в статическое давление.
Вопросам конструирования и расчета диффузоров посвящен ряд экспериментальных и теоретических работ (А. Гибсон, К. Петерс, И. Е. Идельчик, М. Е. Дейч и А. Е. Зарянкин и др.). В настоящей работе рассматриваются только некоторые специфические вопросы расчета и конструирования диффузоров как примыкающих участков тяго-дутьевых машин.
Кроме особенностей структуры потока при входе в диффузор, установленный за вентилятором, следует отметить сложность геометрических форм таких диффузоров (изменение формы поперечного сечения по высоте диффузора) и требования компактного выполнения.
Для характеристики диффузоров в настоящее время применяются два параметра — отношение сечений / и угол раскрытия а. Эти параметры, достаточно удобные для диффузоров правильных форм (например, конических, пирамидальных), оказались неудобны для сложных диффузоров, устанавливаемых после вентиляторов. Так, входное сечение диффузора, соответствующее выходному сечению вентилятора, имеет обычно форму вытянутого прямоугольника, а выходное — квадратное, прямоугольное, с другим отношением сторон и даже круглое. Если через ось такого диффузора провести несколько плоскостей, то в каждом сечении угол раскрытия а будет иным, а в некоторых плоскостях он может быть отрицательным (сужение). Таким образом, второй параметр — угол раскрытия а — становится неопределенным.
Для того чтобы найти определяющий параметр для этого типа диффузоров, предлагается следующий метод. Для правильного пирамидального диффузора, в основаниях которого имеются квадраты, между наименьшим углом раскрытия а, сечениями f и fQ и длиной I имеет место соотношение
ГГ^+2/tgJL
154
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
или
tg-AAA’ (64)
где	— безразмерная длина диффузора.
Из соотношения (6-4) следует, что в качестве одного из параметров диффузора можно брать либо угол раскрытия а, либо безразмерную длину I. Эти величины при заданном / однозначно определяют друг друга. Таким образом, если имеется зависимость £д от а при известном /, ее можно пересчитать в зависимость £д от I и наоборот.
Параметр I при конструировании диффузоров ТЭС удобнее, чем а, так как является габаритной величиной, заданной компоновкой оборудования. С другой стороны, этим параметром можно пользоваться при диффузорах с любыми очертаниями нижнего и верхнего оснований, когда величина угла раскрытия а становится неопределенной. Если в случае квадратного сечения диффузора Уf определяет сторону квадрата, то в случае произвольной формы поперечного сечения V f представляет собой сторону равновеликого квадрата. Таким образом, любой диффузор можно заменить пирамидальным диффузором той же высоты с квадратными основаниями тех же площадей, что и у исходного. Градиенты давления в исходном и новом диффузорах останутся теми же.
Предложенные характеристики позволяют найти некоторые зависимости между углами раскрытия диффузоров различных типов, имеющих примерно одинаковые коэффициенты гидравлического сопротивления. Сравним пирамидальный, конический и плоский диффузоры, имеющие одинаковые отношения сечений J. Согласно изложенному выше, их коэффициенты сопротивления £ будут одинаковы, если будет одинакова величина Z. При этом условии можно получить следующие соотношения между углами раскрытия этих трех типов диффузоров, имеющих примерно равные £:
tg ак = 1,13 tgan;	(6-5)
tgana=K«(r7-|-l)tg«n,	(6-6)
где ап, ак, апл — углы раскрытия пирамидального (симметричного), конического и плоского диффузоров; п =
155
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
= а/Ь — соотношение сторон для плоского диффузора в начальном сечении. Так, при отношении сечений / = 2 пирамидальному диффузору с углом раскрытия 20° соответствует конический с углом раскрытия 22° и плоский с углом 41°. Все они имеют примерно одинаковую величину t
Сопоставление полученных соотношений с опытами ЦАГИ по испытанию плоских и конических диффузоров показало, что опытные и расчетные данные почти сходятся.
До последнего времени опытные данные по испытанию диффузоров за вентиляторами отсутствовали, что приводило к серьезным ошибкам.
Впервые исследования сопротивления диффузоров за вентиляторами были выполнены в ЦАГИ И. Л. Локшиным и А. X. Газирбековой (Л. 6-1]. До проведения этих работ в «Нормах аэродинамического расчета» [Л. 2-7] принималось, что при угле раскрытия менее 40° сопротивление является «пренебрежимо малым». Работами ЦАГИ было показано, что потери в диффузорах за вентиляторами оказываются не меньшими, а большими, чем у таких же изолированных диффузоров (табл. 6-1).
Таблица 6-1
Сравнение потерь в диффузорах, установленных в отдалении от вентилятора и непосредственно за вентилятором, при / = f/f0 = 2
Тип диффузора	Плоский			Пирамидальный		
Угол раскрытия	10*	20*	30*	10*	20*	30*
Коэффициент сопротивления для диффузора по трассе £ 		0,08	0,095	0,19	0,13	0,20	0,25
То же для диффузора за вентилятором К' 		0,08	0,10	0,25	0,17	0,32	0,42
Отношение &/К		1,00	1,06	1,31	1,30	1,60	1,80
Для построения универсального графика сопротивления диффузоров за тяго-дутьевыми машинами, а также для проверки некоторых теоретических положений были использованы упомянутые опыты и проведены исследования на кафедре ТЭС МЭИ применительно к модели вентилятора с загнутыми назад лопатками по схеме 0,7-160. Как известно, эта схема с некоторыми вариация-156
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ми положена в основу всех дутьевых вентиляторов новых парогенераторов.
Проведенные опыты с учетом данных ЦАГИ позволили построить единый график для расчета сопротивлений диффузоров за вентиляторами, приведенный на рис. 6-5. Он справедлив для диффузоров любой формы (плоских, с раскрытием в любой из плоскостей, пирамидальных, с переходом с прямоугольного сечения на круг-
Рис. 6-5. Коэффициенты сопротивления диффузоров за тягодутьевыми машинами.
лое и др.). Определяющими параметрами для расчета диффузоров приняты здесь не углы раскрытия, а предложенные величины 7 и I.
При конструировании диффузоров за тяго-дутьевыми машинами коэффициент ? следует стремиться ограничить величиной порядка 0,1. Только в случае стесненных габаритов приходится устанавливать диффузоры с £=0,2.
Приведенные материалы не охватывают всего комплекса вопросов, относящихся к разработке диффузоров. В них проанализированы только простейшие диффузоры с прямыми стенками, получившие наибольшее практическое применение на ТЭС.
К настоящему времени известно большое количество предложений по снижению коэффициентов сопротивлений коротких диффузоров. Еще Гибсон предложил диффузоры с криволинейным очертанием стенок по уравне-
157
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
нию dp/dl=const. Известны предложения ЦАГИ в части применения ступенчатых диффузоров, диффузоров с рифленой поверхностью стенок и др. Наконец, следует отметить исследования И. Е. Идельчика по диффузорам с направляющими вставками, имеющими определенные перспективы при работе на чистом воздухе.
Представляют интерес также работы В. Кмоничка по применению цилиндрических вставок для уменьшения сопротивления диффузоров.
6-5. ТРАКТ ХОЛОДНОГО ВОЗДУХА
Тракт холодного воздуха состоит из заборного устройства, опускной шахты, примыкающих участков к дутьевым вентиляторам и подвода воздуха к воздухоподогревателю.
Схемы коллекторов для забора воздуха из верхней части котельной рассмотрены в § 2-3. Здесь же остановимся на выполнении опускной шахты к дутьевым вентиляторам, установленным, как правило, на нулевой отметке.
Обычно опускную шахту совмещают со строительными конструкциями. К трехстенной конструкции, образованной задней стенкой котельной и строительными колоннами, крепятся лишь с одной стороны металлические щиты. Такая конструкция является удобной в компоновочном отношении и дешевой. Однако совмещение всасывающих воздуховодов дутьевых вентиляторов со строительными конструкциями приводит к тому, что в ряде случаев отдельные балки попадают внутрь всасывающей шахты и увеличивают этим аэродинамическое сопротивление.
На рис. 6-6,а представлен всасывающий воздуховод парогенератора ПК-39 производительностью 950 т/ч. Сопротивление такой шахты составляет £=5,87 при отношении площадей сечения, занимаемого металлоконструкциями, к сечению шахты /м/Лп=0,3 и расстоянии металлоконструкций от задней стенки 1=350 мм. При расходе воздуха через шахту 117,5 М31сек скорость потока ш = = 7 м!сек, потеря давления составит АЯ=19,7 кГ1м2.
Отнесение металлоконструкций от стенки шахты в глубь потока на величину /=700 мм увеличивает сопротивление до £ = 8,45. Целесообразным является отъединение блочных связей щитами (рис. 6-6,а), хотя в данном случае уменьшается сечение шахты и увели-158
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
чивается скорость потока (рекомендуемый вариянт)-В этом случае коэффициент сопротивления составив = 0,25, а потеря давления в шахте будет в 10 раз меньше; экономия энергии на привод тяго-дутьевых м#шин при скорости воздушного потока в шахте ш=11,5 М/сек составит на блок мощностью 300 Мвт — 380 тыс. кет • ч/год.
На рис. 6-6,6 показана всасывающая шахта дутьевого вентилятора парогенератора паропроизводительностью 950 т/ч типовой универсальной ГРЭС мощностыо 2 400 Мвт.
Рис. 6-G Всасывающие короба, совмещенные со строительными кон‘ струкциями и пронизываемые балками (блоки 300 Мвт). а — короб, пронизываемый металлическими связями; б — короб, пронизываемый железобетонными балками.
159
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Рис. 6-7. Установка дутьевого вентилятора к парогенератору ТП-80 направление выемки а — первоначальный заввдской вариант; б — окончатель-щий карман; 3 — осевой направляющий аппарат; 4 — вой канал воздухоподогревателя; 7 — рекомен-

160
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
(штрих-пунктирный круг показывает
ротора при ремонте).
ный вариант: / — короб забора воздуха; 2 — всасываю-зентилятор; 5 — диффузор за вентилятором; 6 — кольце-дуемое очертание канала.
11 Л. А. Рихтер.
161
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Пронизывающие шахту железобетонные балки строительных конструкций увеличивают сопротивление до £=1,94 по сравнению с сопротивлением шахты £тр = 0,12 при отсутствии балок; при этом балки занимают по ширине сечения /б//ш = 0,25. При расходе воздуха через шахту 182 мг/сек скорость потока w= 12,1 м/сек, потеря давления в шахте Д//=17 кГ/м2.
Для уменьшения сопротивления всасывающей шахты рекомендуется обшивка балок листовым железом с целью придания им обтекаемой формы (рис. 6-6,в). Сопротивление в этом случае снизится до £ = 0,68.
Рекомендуется также увеличение сечения шахты и понижение скорости потока до 8 м/сек;, это дает снижение величины потери давления до Д// = 2,5 кГ/м2.
Годовая экономия электроэнергии при таком выполнении составит на блок 300 Мет 480 тыс. квт-ч/еод.
Шахта в нижней части обычно переходит в металлический воздухопровод для подвода воздуха к дутьевым вентиляторам, устанавливаемым вне здания. Далее располагаются примыкающие участки дутьевых вентиляторов, рассмотренные в § 6-3 и 6-4. На рис. 6-7 представлены варианты установок дутьевых вентиляторов к парогенератору ТП-80 (0 = 420 т/ч).
В первоначальной заводской компоновке (рис. 6-7,а) предусматривалась установка всасывающего кармана простейшей формы, имеющего высокое гидравлическое сопротивление 22,8 кГ/м2. Однако после соответствующей проработки в окончательной компоновке был принят карман, показанный на рис. 6-7,6, соответствующий ранее найденной схеме рис. 6-3,6. Наряду с улучшением аэродинамической формы было увеличено его входное сечение. Указанные мероприятия позволили понизить сопротивление кармана до 4,8 кГ/м2.
Как видно из рассмотрения рис. 6-6, примыкающие участки с нагнетательной стороны в заводской компоновке были выполнены неудачно, что объясняется принятым углом разворота улитки 120°. При этом за вентилятором предусматривалась установка короткого диффузора, затем— резкий поворот на 90° с расширением и еще поворот на 30° в противоположную сторону. Далее, при переходе к кольцевому сечению воздухоподогревателя, поток в горизонтальной плоскости делал два поворота на 90° в противоположные стороны (см. план на рис. 6-7,а).
Щ2
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
В окончательной компоновке по согласованию с Барнаульским котельным заводом был принят другой угол разворота улитки вентилятора — 160° вместо 120°. При этом было изменено место расположения съемной части улитки для выемки ротора (см. рис. 6-7,6). Это позволило установить диффузор достаточной длины и ликвидировать повороты в вертикальной плоскости на 90° и 30°. Благодаря небольшому перемещению вентилятора в сторону от оси котла удалось полностью ликвидировать оба поворота на 90° в горизонтальной плоскости. Эти мероприятия позволили сократить потери в примыкающих к вентилятору участках нагнетательного тракта с 21,4 до 4,1 кГ)м2.
Рассмотренный пример позволяет заключить, насколько важно правильно выбрать место установки дутьевого вентилятора и угол разворота кожуха.
6-6. ТРАКТ ГОРЯЧЕНО ВОЗДУХА
В тракте горячего воздуха1 содержится большое количество элементов местных сопротивлений: поворотов с изменением сечения, тройников, коллекторов, переходов сечений с прямоугольного на круглое и обратно. Эти элементы в отдельности уже рассматривались в гл. 2; здесь же остановимся на некоторых типичных узлах.
Тройники и коллекторы являются наиболее сложными элементами газовоздухопроводов, так как величина сопротивления зависит не только от формы, но и от соотношения скоростей в ответвлениях.
На рис. 6-8,а показано нерациональное выполнение нижней части участка горячего воздуха котла ТП-100. Путем среза под углом 45° внутренней кромки цилиндра и внешней части короба (рис. 6-8,6) коэффициент сопротивления, отнесенный к динамическому давлению в ответвлении, упал с £=1 до £=0,4. Одновременно уменьшен диаметр ответвления на мельницы до 1 100 мм за счет повышения скорости до ш = 40 м!сек, так как избыточный напор в ответвлении составляет 90 кГ!м2.
На рис. 6-8,в показан более сложный узел раздачи для блока мощностью 300 Мет на экибастузском угле. В вертикальном стояке до узла раздачи установлена труба Вентури для подачи импульса по расходу воздуха на систему автоматического управления горением. Это привело к появлению в нижней части сложного раздаточного узла, распределяющего поток на три части: к верх-11*	163
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
нему и нижнему ярусам горелок и на вентилятор горячего дутья.
Наибольшее сопротивление имеет поворот потока на 180° к верхнему ярусу горелок.
Рис. 6-8. Узел раздачи горячего воздуха.
а — исходный вариант для блока мощностью 200 Мвт на АШ; б — рекомендуемый вариант блока мощностью 200 Мвт; в — исходный вариант для блока мощностью 300 Мвт на экибастузском угле; / — стояк горячего воздуха; 2 — труба Вентури; г — рекомендуемый вариант блока мощностью 300 Мвт.
На рис. 6-8,в представлен исходный вариант выполнения узла. При такой схеме сопротивление поворота на 180° составит £=9,92. Важной характеристикой, оказывающей большое влияние на сопротивление поворота, является расстояние I. Увеличение этого размера от 1 = = 2 200 мм до Z=3 100 мм, допустимое по условиям установки трубы Вентури, дает снижение сопротивления до £=4,55.
Однако исходная конфигурация раздаточного узла является нерациональной.
164
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На рис. 6-8,г показано рекомендуемое выполнение раздаточного узла. Увеличение размера I до 3 100 мм, выполнение утолщения короба в месте раздачи воздуха и установка двустороннего обтекателя обеспечивают снижение коэффициента сопротивления поворота на 180° до
Рис. 6-9. Подвод воздуха к В ГД № 20. а — исходный вариант; б — рекомендуемый вариант.
5=1,19. Изменение конфигурации входа в короб подачи горячего воздуха к вентилятору горячего дутья и нижнему ярусу горелок способствует снижению сопротивлений соответственно до 5=0,44 и 5=0,06.
Подвод и отвод воздуха у вентилятора горячего дутья (ВГД) должны выполняться с использованием предложенных схем выполнения примыкающих участков (§ 6-2
165
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
и 6-3). Однако до сих пор еще встречаются нерациональные решения, повышающие сопротивление тракта ВГД.
Неудачно выполнен подвод воздуха в ВГД № 20 котла ТП-100 (£> = 640 т/ч). Воздухопровод круглого сечения делает перед самым карманом резкий поворот на 90°, а при входе в вентилятор — на 90° в противополож-
Рис. 6-10. Раздающий коллектор горячего воздуха.
а — исходный вариант; б — рекомендуемый вариант.
ную сторону (рис. 6-9,а). Отношение f/fBc=l,5 — имеет минимальную величину. Коэффициент сопротивления участка на всасе составляет £вс=1,9, а абсолютная потеря Явс = 45кГ/л2 (при /=400°С).
На рис. 6-9,6 показана рекомендуемая форма всасывающего кармана, окончательно принятая в проекте. Вместо вертикального принят наклонный карман под углом 15° к вертикали. Нижняя его часть выполнена по рис. 6-3,в. В верхней части принята цилиндрическая форма со срезом внешней кромки поворота. Сопряжение подводящего воздухопровода с карманом выполнено по 166
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
боковой поверхности цилиндра, ось которого наклонена под 30°.
Сечение кармана увеличено до fш/f вс = 1,73. При этом £вс = 0,32, а Явс=7,5 кГ]м2, т. е. потери уменьшились на 37,5 кГ/ж2.
Характерными элементами этого тракта горячего дутья являются коллекторы первичного воздуха. Для котла ТП-100 подвод воздуха к коллектору выполнен снизу по двум трубам d=1 600 мм от вентиляторов ВГД-20. Коллектор принят квадратного сечения 1 800Х Х1 800, что следует признать рациональным (рис. 6-10).
С целью уменьшения сопротивления на подводящих трубах в окончательном варианте предусмотрены цилиндрические односторонние диффузоры под углом 30° (рис. 6-10,6).
Общий коэффициент сопротивления коллектора, отнесенный к скорости в подводящих трубах, уменьшается при этом с £=2,2 до 1,1, или по абсолютной величине с 30 до 15 кГ/м2.
6-7. ГАЗОПРОВОДЫ
Длина газопроводов за парогенераторами в большой степени зависит от принятой компоновки и типа воздухоподогревателя. Короткие газопроводы получаются при П-образной компоновке и расположении фронта пароге-нератбра со стороны машинного зала.
У парогенераторов с Т-образной компоновкой, например ТП-100, имеются две конвективные шахты, располагаемые по бокам котла. Газ собирается с каждой стороны от двух регенеративных воздухоподогревателей (см. рис. 6-11). Затем потоки с обеих сторон парогенератора собираются в общем коллекторе, из которого газ раздается по скрубберам.
На рис. 6-11,а показан первоначальный вариант выполнения газопроводов после регенеративных воздухоподогревателей (для одной стороны парогенератора ТП-100). Повороты в вертикальной плоскости выполнены нерационально (£1-2= 1,2; ДЛ1_2=6,1 кГ)м2).
Неудачно выполнено сопряжение газовоздухопрово-дов от двух воздухоподогревателей: ударяющий сверху поток 1'—Г увеличивает потери потока 1—1 (£2-з=1,13; ДЛ2-з=6,8 кГ/м2). Одновременно происходит «забивание» потока 1—1 потоков 1'—1', вследствие чего расход газа
167
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
по газопроводу 1—1 оказывается меньшим, чем по газопроводу Г—
На рис. 6-11,6 показан окончательный вариант газопровода по нашим рекомендациям. Скругление внутренней кромки поворотов и срез внешней позволили снизить сопротивление до £i_2 = 0,35 и A/ii-2=l,8. Устройство раз-
"иии
Рис. 6-11. Газопроводы за парогенератором ТП-100.
в — газопроводы за РВП — исходный вариант; б —то же, рекомендуемый вариант; в — коллектор перед золоуловителями МП-ВТИ — исходный вариант; г — то же, рекомендуемый вариант.
деляющей стенки, исключающей удар потоков, позволи-ло уменьшить сопротивление до £2-з = 0,33 и Д/г2_3=2,0. Таким образом, общее сопротивление снизилось с 12,9 до 3,8 кГ1м2, или в 3,4 раза. Это позволило рекомендовать на основе технико-экономических расчетов увеличение скоростей на 25% с одновременным уменьшением сечений против первоначально принятых.
На рис. 6-11,в показана половина коллектора, в который поступают уходящие газы после регенеративных воздухоподогревателей парогенератора ТП-100 (D= 168
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
= 640 т/ч) и далее распределяются по мокрым золоуловителям типа МП-ВТИ. Здесь неудачно сделан подвод газа в виде резкого поворота на 90°, коллектор — посто-
янного сечения, не вполне удовлетворительно выполнены сопряжения с отводами. Коэффициент сопротивления коллектора, отнесенный к динамическому давлению в газопроводе перед коллектором, составляет £=1,45 (Д/г = = 8,7 кПм2).
Рекомендуе т с я скругление внутренней кромки при входе в коллектор, срез внешнего угла, выполнение коллектора с некоторым сужением и плавными отводами к скрубберам (рис. 6-11,г). При этом £=0,6 и АЛ = 3,6 кПм2. Учитывая полученный эффект, целесообразно повысить скорость на 30%, сократив соответственно поперечные размеры газопроводов.
Рис. 6-12. Газопроводы между электрофильтрами и осевыми дымососами блоков мощностью 300 Мет на экибастуз-ском угле.
Важное значение имеет правильное выполнение газопроводов между электрофильтрами и дымососами, поскольку этот участок влияет на равномерность отсоса газа от корпусов электрофильтра и на вход газов в дымосос. Вопрос обеспечения равномерного распределения потока между корпусами электрофильтра будет рассмотрен в гл. 7. Подвод газа к дымососу влияет не только на характеристики машины, как об этом было сказано 169
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
в § 6-2, но и при неблагоприятных условиях может привести к ее разрушению. Особенно важна проработка примыкающих участков на всасе для осевых машин, отличающихся повышенной чувствительностью к неравно-
Рис. 6-13. Газопроводы за дымососами.
а —дымосос парогенератора ТП-80; б — дымосос парогенератора ТП-100.
мерному подводу потока.
На рис. 6-12 представлена компоновка газопроводов между электрофильтрами и осевыми дымососами ДО-31,5 для блока мощностью 300 Мвт. Газопроводы после корпусов электрофильтров объединяются общим коллектором, откуда направляются двумя коробами к всасывающему карману осевого дымососа (показана половина блока). В результате исследования данной компоновки на моделях было установлено, что она является удовлетворительной как с точки зрения равномерного отсоса газов от корпусов электрофильтра, так и в части подвода газов к дымососам. Общий коэффициент сопротивления всего тракта,отнесенный к сечению ци
линдрического корпуса дымососа, составил £=1,20, что является все же несколько завышенным. Потери напора составили 40 кПм2 и при температуре газов '&=114°С и скорости, отнесенной к сечению корпуса дымососа, ш = = 27,7 м!сек,. Как будет показано в гл. 7, выполнение общих коллекторов как до, так и после электрофильтров является нежелательным, поэтому компоновку по рис. 6-12 для новых электростанций применять не рекомендуется.
У радиальных дымососов, поскольку они имеют двусторонний всас, карманы являются неотъемлемой ча-170
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
стью и относятся к заводской поставке. За дымососами, располагаемыми на открытом воздухе, удается установить диффузор достаточной длины, в котором динамический напор превращается в статический с умеренными потерями. Вследствие малой величины скорости в конце диффузора выполнение примыкающего к нему тракта несущественно сказывается на общем сопротивлении.
На рис. 6-13,а показан примыкающий участок за дымососом Д-21,5X2 ('парогенератор ТП-80, 0 = 420 т/ч), выполненный в виде довольно длинного диффузора с последующим поворотом при НИЗКИХ скоростях. £диф = 0,2, а вместе с поворотом на 50° £н = 0,24. При принятой скорости в выходном сечении улитки дымососа w = 40 м/сек и О'= 85° С A/iH = 20 кГ/м2,
На рис. 6-13,6 показан примыкающий участок за дымососом Д25х2Шу (парогенератор ТП-100, Z> = 640 т/ч). В данном случае диффузор оказался недостаточно длинным, £ДПф = 0,27; £п = 0,35, а общие потери при w = = 40 м/сек и О'=85° С составляют АЛП=29 кГ/м2, что следует признать несколько завышенным.
После диффузоров дымососов располагаются внешние газоходы, по которым газы транспортируются до дымовых труб. Поскольку эти элементы тесно связаны с дымовыми трубами, они Рассматриваются в гл. 9.
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
ТРАКТ УХОДЯЩИХ ГАЗОВ
Глава седьмая
КОМПОНОВКА ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕЙ
7-1. ТИПЫ ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕЙ И ИХ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Чтобы выделить из газового потока частицы пыли, необходимо заставить их двигаться с некоторой относительной скоростью по направлению, не совпадающему с движением газа. Поэтому в основу классификации золоуловителей могут быть положены основные силы, которые в процессе улавливания действуют на частицы золы, заставляя их выделяться из газового потока. Применяемые в настоящее время золоуловители можно разбить на следующие основные группы:
а)	Сухие инерционные золоуловители, в которых взвешенные частицы отделяются от газа при помощи инерционных или центробежных сил. К этой группе относятся циклоны (Ц), батарейные циклоны (БЦ) и прямоточные батарейные циклоны (ПБЦ).
б)	Мокрые золоуловители, в которых взвешенные частицы отделяются от газа путем промывки или орошения их водой, или путем улавливания частиц на водяной пленке. К этой группе относятся центробежные скрубберы (ЦС) и мокрые прутковые золоуловители (МП), орошаемые скрубберы с насадкой и пенные золоуловители.
в)	Электрофильтры, в которых взвешенные частицы золы отделяются от газа под действием электрических сил. Это вертикальные пластинчатые электрофильтры (ДВП) и горизонтальные (ДГП, ДГПН, ПГЗ и ПГДС)
1 Обозначения электрофильтров не вполне систематизированы. Однако здесь: Д — дымовой, П — пластинчатый, Г — горизонтальный, Н — для наружной установки, 3 — золоуловитель, С — С-образный электрод.
172
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
г)	Комбинированные золоуловители, в которых используются различные методы очистки. Обычно они составлены из двух аппаратов ранее перечисленных групп (например, БЦ-ПГД).
Данная классификация является несколько условной, так как отделение взвешенных частиц в любом золоуловителе происходит почти всегда под действием нескольких сил.
Выбор типа золоуловителя производится с учетом необходимого коэффициента очистки, а также ряда других факторов, о которых будет сказано далее.
Сухие инерционные золоуловители применяются главным образом для парогенераторов малой и средней мощности, особенно при слоевом сжигании. Это объясняется невысокой степенью очистки (т)зу = 70—86%) и преимущественным улавливанием крупных фракций, характерных для слоевых топок.
Вследствие улучшения степени очистки газов при уменьшении диаметра циклонов наибольшее распространение получили батарейные циклоны (ВЦ).
В мощных парогенераторах ВЦ иногда применяют в качестве первой степени комбинированных золоуловителей на многозольных топливах. На рис. 7-1,а показан батарейный циклон с клинообразной газораспределительной камерой.
В качестве первой ступени перед горизонтальными электрофильтрами нашли применение батарейные циклоны с прямоточными элементами (ПБЦ). В прямоточном элементе (рис. 7-1,6) имеется закручивающая розетка. Частицы золы отбрасываются к поверхности корпуса и, скользя по ней, отводятся из элемента.
Существующие конструкции прямоточных батарейных циклонов работают пока недостаточно эффективно ввиду затруднений с отводом золы. Организация отсоса части газов вместе с золой увеличивает коэффициент очистки.
В настоящее время имеется тенденция отказа от комбинированных золоуловителей. Это объясняется, как уже упоминалось, низкой эффективностью работы предвклю-ченных циклонных золоуловителей, а также весьма интенсивным их износом.
Вопросы распределения потока по элементам батарейных циклонов и комбинированных золоуловителей будут рассмотрены дальше.
173 www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Более высокую степень улавливания (т|зу = 80—90%) обеспечивают мокрые золоуловители, применяющиеся для некоторых парогенераторов паропроизводитель-
А-А
Рис. 7-1. Циклонные золоуловители.
о —батарейный циклон: / — входной патрубок; 2 — корпус циклонного элемента; 3 — выходная труба циклонного элемента; 4 — трубные доски; 5 — выходной патрубок; б — горизонтальный прямоточный циклонный элемент: / — входная труба; 2 —выхлопная труба; 3 — розетка; 4 — шайба; 5 — корпус.
ностью до 640 т/ч (блоки 200 Мет). Получили применение две разновидности: центробежные скрубберы и мокрые прутковые аппараты ВТИ. На рис. 7-2 приведена схема аппарата МП-ВТИ. Эти золоуловители имеют компактные размеры и значительно дешевле электро-174
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
фильтров (0,7 руб/квт против 4—5 руб)квт для электрофильтра) .
Мокрые золоуловители имен ское сопротивление 60—90 кГ)м-стать в процессе эксплуатации решеток. С увеличением диаметра корпуса происходит некоторое снижение их степени улавливания. Увлажнение и снижение температуры газа на 40—60° С	способствуют
выпадению золы в дымососах, газоходах и нижней части дымовой трубы (см. § 9-2). Одновременно при этом ухудшается рассеивание вредностей, выходящих из дымовых труб в атмосферу (см. § 8-1).
Применение мокрых золоуловителей оказывается невозможным на топливах, содержащих значительное количество веществ, способных к схватыванию в водном растворе (в частности, свободную окись кальция). По этой причине их не следует применять для канско-ачинских, среднеазиатских и богословских углей. При сжигании сернистых топлив с Snp>0,3 % образуется агрессивная среда, вследствие чего их
it высокое гидравличе-;, которое может возра-вследствие забивания
Рис. 7-2. Мокрый прутковый золоуловитель МП-ВТИ.
1 — корпус, 2 — входной патрубок; 3 — оросительные сопла; 4 — смывные сопла, 5 — гидрозатвор; 6 — прутковая решетка; 7 — оросительные форсунки.
не рекомендуется приме-
нять для углей типа подмосковных и кизеловских.
Основной причиной, по которой мокрые золоуловители не могут применяться для электростанций большой мощности, является невозможность получения высокой степени улавливания золы — 98—99,5%, которая необ
ходима в этом случае.
175
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Рис. 7-3. Дымовой горизонтальный пластинчатый двухсекционный трехпольный электрофильтр ДГП-42-3.
/ — тяга подвески и встряхивания коронирующих электродов; 2 — коронирующие электроды; 3 — осадительные электроды; 4 — плоские газораспределительные решетки; 5 — корпус; 6 — малая изоляторная коробка; 7 — большая изоляторная коробка; 8 — пылевой бункер, 9 — тяга встряхивания осадительных электродов; /0 — встряхивающее устройство осадительных электродов;
11 — люк; 12 — устье бункера.
По изложенным причинам основное применение для крупных электростанций получили горизонтальные пластинчатые электрофильтры, которые могут обеспечить весьма высокую степень очистки газов от золы (т)3.у = = 99-4-99,5%) при ничтожных гидравлических сопротив-ниях и без снижения температуры и увлажнения дымовых газов. На рис. 7-3 представлен чертеж двухсекционного трехпольного горизонтального пластинчатого электрофильтра ДГП-42-3 с площадью для прохода газов 42 м2.
Эффективность работы электрофильтров зависит от большого количества факторов. Среди них следует отмстить свойства золы, физико-химические характеристики поступающего газа, форму и расположение электродов, систему встряхивания и отвода золы, напряженность поля и другие факторы (Л. 7-1].
Нашими работами показано [Л. 7-2, 7-3], что большое влияние на эффективность золоулавливания оказывает при прочих равных условиях равномерность распределения потока по сечению электрофильтра и между отдельными его корпусами. Это определяется общей компоновкой электрофильтра, выполнением подводящих и отводящих газоходов и газораспределительных решеток и относится к вопросам разработки газовоздушных трактов ТЭС.
7-2. ВЛИЯНИЕ РАВНОМЕРНОСТИ ПОТОКА НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕЙ
В отличие от других элементов газового тракта в золоуловителях движение потока подчинено задаче обеспечения наиболее эффективного отделения твердых частиц золы уноса от уходящих газов. Поэтому если при компоновке воздухопроводов наиболее важными являются вопросы уменьшения гидравлических сопротивлений, то в рассматриваемом случае решающее значение имеет вопрос распределения потока между корпусами золоуловителя и структура потока внутри каждого корпуса. Вопросы выбора скоростей в золоуловителях определяются не технико-экономическими расчетами, а условиями, обеспечивающими наилучшее отделение твердых частиц от газа.
Рассмотрим связь между аэродинамическими характеристиками потока и эффективностью работы золоуло-12 Л. А. Рихтер.	177
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
вителей, тем более что этот вопрос не получил до настоящего времени достаточного освещения в литературе. Под степенью улавливания золоуловителя понимается
бвх - С/ВыХ	1 \
<3^----’
где GBX — количество золы на входе в золоуловитель, ке/ч;
Свых — количество золы на выходе из золоуловителя, кг/ч.
Удобно применять также величину проскока через золоуловитель:
£3.7= 1	^з.у— Свх •	(7-1а)
Для расчета проскока в электрофильтрах обычно используется формула Дейча [Л. 7-10], которую можно привести к следующему виду: %
е3.у = е	(7-2)
где т — время пребывания частиц в золоуловителе, сек\ Тос — время, в течение которого частица достигнет по-
верхности осаждения, сек.
Формула (7-2) может быть использована и для золоуловителей других типов.
Формулу (7-2) нельзя считать теоретически обоснованной. В [Л. 7-10] для нее приводится вывод, однако не-
Рис. 7-4. Характер зависимости проскока золы через электрофильтр сэ м от 1времени пребывания газов т.
/ — по опытным статистическим данным, 2 — теоретическая зависимость.
которые предпосылки, которые при этом делаются, нельзя признать достаточно обоснованными. Скорее ее следует рассматривать как первое приближение, отражающее опытный материал по данным испытания некоторых электрофильтров. Так, на рис. 7-4 построены кривая 1 зависимости проскока частиц отвре-менени пребывания т
178
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для современных электрофильтров по опытным данным и теоретическая кривая 2 по выражению (7-2). Кривая / построена по данным, полученным для различных типов электрофильтров, работающих на различных топливах, поэтому она носит статистический характер и не претендует на точность. Однако она удовлетворительно отражает общую тенденцию снижения проскока от времени пребывания. Из рассмотрения кривой следует, что для снижения проскока с до величины меньше 0,01 (т)э.ф = 99%) следует обеспечить время пребывания частицы не менее 8—10 сек.
В табл. 7-1 приведены данные некоторых зарубежных фирм по электрофильтрам применительно к блоку 500 Мет на экибастузском угле. Как видно, для получения к. п. д. т]э.ф = 99—99,5% время пребывания частиц лежит в среднем в пределах 8—13 сек.
Таблица 7-1
Данные по электрофильтрам иностранных фирм для улавливания золы экибастузских углей за парогенератором мощностью 500 Мет
Фирма
Показатели
Вальтер
Свен-'ка Флект Фабрик
Лурги
К. п. д.электрофильтра
Число полей .........
Длина поля I, м ... .
Скорость w, м(сек . . .
Высота электрода, м .
Время пребывания т, сек
99
3
4,6
1,2
12
11,5
9),5 3
4,6
1 ,0
12
13,8
99	99	99,5
3	4	3
3,6	3,2	4,0
1,78 1,49	1,51
9	10	9
6,0	8,6	7,8
99,5
4
3,6
1,35 10
10,7
99
2
5,8
1,40
10,75 10,7
99,5 3
4,8
1,40
10,75
13,3
Между временем пребывания и объемом электрофильтра имеется прямая зависимость:
V=Qt, л3,
где V — объем электрофильтра, м3\
Q — расход газов через электрофильтр, м31сек.
Таким образом, чтобы получить глубокую золоочи-стку, необходимо развивать объем электрофильтра. Если при объеме электрофильтра V\ проскок составлял Су, то при увеличении объема до коэффициент проскоса будет равным:
сг = с\^'.	(7-3)
12*	179
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Так, если При объеме 1Л проскок составил 0,1, то при удвоении объема электрофильтра V2 = 2Vi проскок уменьшится до
с2 = 0,12 = 0,01.
Таким образом, увеличение к. п. д. электрофильтра с т]э.ф = 90% до т]э.ф = 99% требует удвоения капитальных затрат на золоочистку. При увеличении объема электрофильтра осложняются также условия его размещения в ячейке блока.
Из выражения (7-3) можно получить формулу, позволяющую решать вопрос, насколько следует увеличить объем, чтобы понизить проскок от до с2:
=	м\	(7-4)
1 lg Ci	v 1
Для пластинчатых золоуловителей, к которым относятся электрофильтры (см. рис. 7-5,а),
где woc — скорость дрейфа частицы к осадительной поверхности, м!сек\
w — скорость газа в золоуловителе, м)сек\
L — длина элемента вдоль потока газа, м\
Н — расстояние между электродами, перпендикулярное движению газа, м.
Выражение (7-2) для пластинчатых золоуловителей примет вид:
woe L
сэ.ф=е w н .	(7-5)
Для циклонных золоуловителей (рис. 7-5,tf)
где d, do — наружный и внутренний диаметры циклона. Тогда для проскока в циклонном золоуловителе выражение (7-2) примет вид:
- — р
сц=е w ,	(7-6)
где Р — j —геометрическая характеристика циклона.
При do = O (отсутствие центральной трубы) р = л. 180
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Из рассмотрения выражений (7-5) и (7-6) следует,
что как для пластинчатого золоуловителя, так и для цилиндрического величина проскока зависит при задан
1	♦
zzzzzzz^zzzzzzz
ных геометрических соотношениях от отношения скорости дрейфа частички шос к скорости газового потока w. Этим и определяется большое влияние аэродинамических факторов на эффективность работы золоуловителей.
Из сопоставления выражений (7-5) и (7-6) следует,
что при одинаковых отношениях скоростей wQdw более эффективными могут быть плоские золоуловители, так как множитель р в формуле (7-4) находится в пределах от 3 до 6, в то время как отношение L/H в плоских золоуловителях может составлять от 20 до 100.
Выражения (7-5) и (7-6) носят формальный харак-
Ъзобый А 1 лоток**
Рис. 7-5. Принципиальные схемы золоуловителей.
а — схема канала электрофильтра: / — осадительный электрод. 2 — ко-ронирующий электрод; б — схем.а циклонного золоуловителя.
тер. Для раскрытия действительного характера зависимости величины проскоса от аэродинамических факторов следует найти выражение для скорости дрейфа частицы
шос в зависимости от основных характеристик золоуловителя.
Движение частицы к осадительной поверхности происходит под влиянием силы F, а противодействует ее движению сила сопротивления газовой среды Гс. Эти силы направлены в противоположные стороны и при установившемся движении равны друг другу.
Для электрофильтра, где движение 'происходит под действием электростатических зарядов, для силы F можно дать -следующее приближенное выражение:
F = AE2d\,
(7-7)
где Е — напряженность поля, в/м\
d4 — диаметр частицы, м\
А — коэффициент, зависящий от диэлектрических характеристик среды.
181
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для центробежных золоуловителей, где дрейф частицы к осадительному электроду осуществляется за счет центробежных сил,
где уч — удельный вес частицы, кг!м?\
g = 9,8 м1сек1 2.
Сила сопротивления газовой среды движению частиц диаметром от 2 до 50 мкм подчиняется закону Стокса и для обоих золоуловителей будет иметь одинаковое выражение:
Fc = 3r^d4w4f кг,	(7-9)
где ц— коэффициент динамической вязкости, кГ*сек/м2.
Приравнивая соответственно F и Fc для каждого из золоуловителей и подставляя в выражения (7-5) и (7-6), получаем окончательные выражения для электрофильтров:
1
(7-10)
1 Зли» Я
ГДО k— AE*d4L ’
ДЛЯ циклонных
где
золоуловителей c^e~k'w,	(7-11)
1 *
Коэффициенты k и k\ характеризуют влияние неаэродинамических факторов на проскок золы в электрофильтрах и циклонных золоуловителях. Для электрофильтров золоулавливание ухудшается по мере увеличения температуры и расстояния между электродами и улучшается с увеличением напряженности поля и длины (числа) полей и диаметра частицы (в заданных пределах). Для циклонных золоуловителей имеется аналогичная зависимость от температуры; эффективность улавливания увеличивается с возрастанием диаметра и удельного веса частицы и падает с увеличением диаметра циклона.
Наибольший интерес представляет зависимость от скорости газов, показанная на рис. 7-6,а как для элек-182
www.teplota.огд.иа - все для теплотехника
рофильтров, так и для циклонных золоуловителей. Из рассмотрения рисунка следует, что кривые имеют противоположный характер: с увеличением скорости потока проскок золы у электрофильтров растет, а у циклонных золоуловителей падает.
а—общий характер зависимости: / — электрофильтры; 2— циклонные золоуловители; б — зависимость для электрофильтра- / — данные испытания; 2 — теоретическая кривая.
На кривой 1 рис. 7-6,6 показана зависимость между скоростью газов w >и проскоком с, полученная при испытаниях одного электрофильтра. Как видно, по мере увеличения скорости потока проскок быстро растет.
Поскольку между скоростью w и временем пребывания т имеется зависимость
L т——, W
то увеличение скорости w для данного электрофильтра равноценно уменьшению времени пребывания частицы т. Однако время пребывания т является более полной характеристикой электрофильтра, так как она учитывает и длину полей L.
Вместе с тем следует иметь в виду, что не всегда повышение скорости w можно компенсировать увеличением длины поля L, так как при высоких скоростях может иметь место значительный вторичный унос уловленных частиц, недостаточно учитываемых формулами. Как следует из табл. 7-1, для получения степени улавливания
183
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
электрофильтра порядка 99—99,5% применяют умеренные скорости — от 1 до 1,78 м!сек. Гидравлическое сопротивление электрофильтра при этих скоростях ничтожно (меньше 1 кГ/л£2).
Из кривой на рис. 7-6,а следует, что достаточно эффективной работы циклонного золоуловителя можно достигнуть при высоких скоростях газа — более 20 м/сек. При этом сопротивление их будет всегда значительным (более 50 кГ/м2).
Из соотношений (7-10) и (7-11) можно также вывести характеристики, связанные с вопросами влияния равномерности распределения потока на эффективность работы золоуловителей.
Если при равномерном распределении потока проскок через золоуловитель составлял ср, то при неравномерном потоке проскок определится по выражению
J cwdF
F
wdF
F
(М2)
где w — скорость в рассматриваемом участке сечения золоуловителя;
с — проскок на рассматриваемом участке золоуловителя.
Прежде всего следует решить вопрос, увеличится ли проскок при неравномерном распределении потока по сравнению с равномерным. Теоретически можно доказать, что проскок через золоуловитель возрастет в том случае, когда выпуклость кривой, построенной по подынтегральной функции cw. будет направлена вниз. В этом случае возрастание проскока за счет увеличения скорости одной части оказывается большим, чем уменьшение проскока за счет уменьшения скорости в другой части золоуловителя. Для решения этого вопроса надо взять вторую производную от функции CW по скорости W и определить ее знак. В результате получаем для электрофильтра:
(7-13)
184
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
для циклонного золоуловителя
d4ea^W} - 2) Ke~k‘w.	(7-14
Таким образом, для электрофильтров выражение (7-13) всегда положительно, вследствие чего неравномерность распределения потока всегда приводит к возрастанию уноса частиц. Особенно это явление проявляется при малых значениях скорости w.
Для циклонных золоуловителей выражение (7-12) может быть как положительным, так и отрицательным. При	что соответствует с3.у<0,135, выражение
(7-14) оказывается положительным и повышение равномерности распределения потока по циклонам приводит, как и для электрофильтров, к снижению проскока. Однако при /?1^<2 и с3.у>0,135 повышение равномерности распределения не дает сокращения проскока.
Из изложенного вытекает, что получение равномерного распределения потока очень важно для электрофильтров и менее существенно для циклонов.
Таким образом, пока наибольшее применение в энергетике имели циклонные золоуловители (батарейные циклоны, мокрые скрубберы, мокрые прутковые золоуловители), вопрос равномерной раздачи не имел особого значения для эффективности их работы. Кроме того, эти устройства, работая при высоких скоростях, имеют большие гидравлические сопротивления, что заставляет газ автоматически распределяться достаточно равномерно.
С широким применением электрофильтров задача распределения потока стала в ряд важнейших проблем. Но именно в случае применения электрофильтров это оказывается наиболее трудным по следующим причинам. Гидравлическое сопротивление электрофильтра ничтожно и поэтому не способствует автоматическому выравниванию потока по корпусам, как это имеет место в циклонах. Кроме того, вследствие малых скоростей в электрофильтрах непосредственно перед ними устанавливается диффузор с очень большой степенью раскрытия. Как уже было указано в гл. 2, в таких диффузорах происходит отрыв потока, и поле скоростей при входе в корпус электрофильтра оказывается неравномерным.
185
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Проведенный анализ позволяет оценить важность равномерного распределения потока для других типов золоуловителей.
Для мокрых золоуловителей, использующих циклоны (ЦС-ВТИ и МП-ВТИ), вопрос равномерного распределения по аппаратам не имеет особого значения, так же как и для батарейных циклонов, тем более что вследствие значительных гидравлических сопротивлений оно достигается автоматически.
Для комбинированных золоуловителей типа БЦ-элек-трофильтр вопрос равномерного распределения потока в электрофильтре имеет такое же большое значение, как и для электрофильтров без батарейных циклонов. Наличие предвключенных батарейных циклонов с гидравлическим сопротивлением как бы заменяет газораспределительную решетку электрофильтра и способствует более равномерному потоку в последнем. Является важным рациональное сопряжение потока, выходящего из батарейных циклонов с электрофильтром.
Для разработки мероприятий по улучшению аэродинамических характеристик потока в электрофильтре ниже предлагаются критерии равномерности потока, связанные с эффективностью его работы.
7-3. КРИТЕРИИ РАВНОМЕРНОСТИ ПОТОКА ДЛЯ ОДНОКОРПУСНЫХ И МНОГОКОРПУСНЫХ ЭЛЕКТРОФИЛЬТРОВ
При равномерном потоке в электрофильтре проскок через него определяется по выражению (7-10). Если в электрофильтр стало поступать то же количество газа, но при неравномерном поле, то проскок через него можно определить по выражению (7-12).
Этим выражением неудобно пользоваться по той причине, что величина k, как это следует из формулы (7-10), зависит от многих неаэродинамических факторов (напряженности поля Е, диаметра частиц d4i диэлектрической постоянной 8, формы электродов и др.) и при том же распределении скоростей для каждого k ее придется вычислять заново.
Для нахождения аэродинамической характеристики поля, не зависящей от величины k, применим следующий упрощенный способ (Л. 7-2]. Заменим кривую 1 рис. 7-6,а прямой, проходящей через ср:
__1_
c~^=A + Bw.	(7-15)
186
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Здесь ср — проскок при равномерном поле скоростей;
А и В — коэффициенты.
Подставляя выражение (7-15) в формулу (7-12), получаем:
J w2dF
<ь = А -|- В —у--.
I wdF
F
Выражение
J w2dF
“7-----~ “’у
I wdF
F
имеет размерность скорости, которую надо подставить в формулу (7-10), чтобы получить проскок в электрофильтре при неравномерном поле. Введем отношение
Г J wdF12
.	(7-16)
F I w*dF
причем	•
С wdF ;
тогда выражение для уноса из электрофильтра при неравномерном поле скоростей
1	т
~ kw	kwn	т	’
с=е у=е	(7-17)
Величину т можно назвать степенью использования объема электрофильтра. Она показывает, во сколько раз необходимо увеличить объем (сечение) электрофильтра при неравномерном потоке по сравнению с равномерным полем скоростей, чтобы в обоих случаях иметь одинаковый коэффициент очистки.
В табл. 7-2 приводится зависимость степени уноса с от степени использования объема т при различных исходных величинах ср.
Из таблицы следует, что с понижением степени заполнения объема быстро возрастает унос. Так, при умень-
137
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
шении т на 0,1 унос возрастает в среднем в 1,5 раза, на 0,2 — возрастает в 1,52 = 2,25 и т. д. Далее будут рассмотрены способы повышения равномерности потока внутри корпуса электрофильтра.
Таблица 7-2
Зависимость уноса с от степени использования объема электрофильтра т и уноса при равномерном потоке ср
т
ср	0,95	0,9	0,8	0,7	0,6	0,5	0,4
0,01	0,0126	0,0158	0,0252	0,0395	0,0632	0,100	0,1585
0,02	0,0240	0,0297	0,0462	0,0684	0,0996	0,1462	0,2150
0,03	0,0355	0,0426	0,0603	0,0857	0,1216	0,1725	0,2460
0,04	0,0468	0,0552	0,0745	0,1054	0,1460	0,2010	0,2760
Как следует из изложенного ранее, расчет с3.у с помощью характеристики т является приближенным по сравнению с выражением (7-12). Как уже указывалось при выводе формулы (7-17), участок кривой заменяется прямой. Увеличение проскока за счет неравномерности потока по формуле (7-17) дает несколько заниженные значения по сравнению с формулой (7-12). Учитывая приближенный характер исходной формулы расчета электрофильтра Дейча, можно считать, что такое приближение является достаточным для расчета проскока.
Ю. Г. Козловым предложено уточненное выражение для определения проскока с помощью коэффициента т и поправочного коэффициента X.
В заключение отметим, что критерий т является не единственным критерием равномерности потока. Иногда используют в качестве такого критерия отношение максимальной «в данном сечении скорости шмаКс к средней по сечению доСр. Однако такая характеристика не связана непосредственно с уравнениями осаждения золы в электрофильтре и потому в значительной мере случайна. В общем имеется тенденция с приближением т к единице также приближения к единице отношения ^макс/^ср, хотя между этими характеристиками нег однозначной зависимости.
В связи с установкой нескольких параллельных корпусов на парогенератор возникает необходимость оценить влияние неравномерности раздачи между корпуса-188
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ми при нормальной эксплуатации и отключении одного или нескольких корпусов [Л. 7-3].
Вначале рассмотрим частный случай параллельной работы двух одинаковых корпусов электрофильтров. Используя выражение (7-16], общую характеристику равномерности запишем в виде
(7-18)
где и w2— скорости в различных точках сечения первого и второго корпусов.
Принимая поля скоростей обоих корпусов подобными (т. е. /п1 = т2=/п) и пропорциональными соответствующим расходам q\ и q2, можно записать для сходственных точек:
(7-19)
где ^t = 2Qt/Q; ^a = 2Q2/Q;
Qi и Q2 — расходы газов через соответствующие корпуса электрофильтров;
Q — общий расход газов через электрофильтры.
Подставляя а>2 из выражения (7-19) в формулу (7-18), получим:
ЛГ = /Пф,	(7-20)
где коэффициент равномерности распределения потока
между корпусами (<7i + ?2)2
? . 2(</? + $ ’
(7-21)
В общем случае для нескольких корпусов коэффициент распределения потока
(?| + Ч------------+ <?п)2
п + <72 + • • • + <7д)
(7-22)
где
7п—nQn/Q.
189
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Приведенное выражение позволяет также решить вопрос об изменении степени улавливания электрофильтра при отключении одного или нескольких корпусов. Для этого достаточно соответствующее q принять равным нулю. Если распределение потока между электрофильтрами равномерное, т. е. q\ = q2 = ... =qn=\, то по выражению (7-22) можно подсчитать коэффициент распределения при отключении одного или нескольких электрофильтров:
(7-23)
где Праб — число электрофильтров, оставшихся в работе.
Таким образом, величина уноса при учете неравномерности поля скоростей внутри электрофильтра /и и неравномерности раздачи потока между электрофильтрами ф равна:
Ск = <	(7-24)
При расчете можно пользоваться табл. 7-1, подставляя вместо т величину Л4 = тф.
Для общего случая установки п параллельно работающих корпусов электрофильтров с неравномерным распределением потока в каждом корпусе (Qi=#Q2) и произвольным распределением потока в каждом корпусе (т^т2) уравнение для уноса частиц примет вид:
т,	тп
' +••• + ?” cv4n )•	<7’25)
Это выражение является самым общим и позволяет вычислить унос частиц через электрофильтр при любом распределении расходов между корпусами и любой неравномерности в каждом корпусе.
7-4. КОМПОНОВКА ЭЛЕКТРОФИЛЬТРОВ И ВЫПОЛНЕНИЕ ПРИМЫКАЮЩИХ УЧАСТКОВ ГАЗОПРОВОДОВ
Из изложенного выше следует значение равномерного распределения газов внутри каждого корпуса и между корпусами электрофильтра. Проведенные нами исследования ряда компоновок электрофильтров показали, что 190
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
распределение потока внутри каждого корпуса определяется в основном подводящими газопроводами, в то время как распределение потока между корпусами — главным образом отводящими газопроводами. Применение многокорпусных электрофильтров определяется желанием отключить отдельные корпуса при работающем блоке для производства ревизии и ремонта. Вследствие этого до и после каждого корпуса обычно устанавливаются шиберы. Следует отметить, что установка таких шиберов не оправдывает себя в эксплуатации, и многие электростанции отказываются от их использования. В ряде стран, как, например, в ГДР, применяются однокорпусные конструкции на целый блок или его половину без каких-либо отключающих устройств.
На рис. 7-7,а представлена простейшая схема подвода газов для парогенераторов умеренных мощностей (в данном случае для парогенератора ПК-10 паропро-изводительностью 230 т/«/). Подобная схема типична для парогенераторов мощностью до 950 т/ч (блоки до 300 Мвт).
Газ после конвективной шахты направляется горизонтальными газопроводами сечением 1,5X2 м к диффузору, расположенному под углом 60° к горизонту. В конце диффузора сечение возрастает до 3,5X5,7 м, т. е. почти в 7 раз. При этом имеют место по два резких поворота как в вертикальной, так и в горизонтальной плоскостях.
При подобной конфигурации газопроводов поток при входе в электрофильтр получается весьма неравномерным и степень улавливания золы в электрофильтре окажется очень низкой.
Вопросы выравнивания потока относятся к сложным разделам аэродинамики. Выравнивание достигается обычно с помощью равномерно рассредоточенного по сечению сопротивления (решетки), устанавливаемого перед входом в тот или иной аппарат. Набегающий поток растекается по решетке и обеспечивает более равномерное заполнение по сечению расположенного за ним аппарата. Работами Л. Р. Коллера [Л. 7-4], а затем Г. И. Таганова (Л. 7-5] показано, что при регулярной неравномерности решетка для получения наилучшей равномерности должна иметь сопротивление £р=2, причем этот коэффициент относится к полному сечению газопровода непосредственно перед решеткой.
191
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
и поворотов распредели-
Работами И Идельчика [Л. 7-6] (НИИОГАЗ) было показано что ДЛ* слУчая нерегулярной неравномерности после диффузор^ с большнм раскрытием ” -------------
целесообразно увеличивать сопротивление тельных решеток сверх с,р
_ - ^омпойовка газопроводов электрофильтра ДГП-42-2.
^ИС " яНт: — подводящие газоходы; 2 — газораспределительные а — исходный ваР”* электрофильтра; 4 — общий соединительный короб; 5 — решетки; 3 — корпу дымососа; б — рекомендуемое газораспределительное примыкающие Учас*0Одящие газоходы; 2 — поворотный участок; 3 — верти-устройство: / — пор элементы для поворота потока; 5 — газораспределитель-кальный короб; 4 решетка; 6 — срез в верхней части короба.
192
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Учитывая изложенное в исходном варианте газорйс^ пределительных устройств рассматриваемой компоновки, НИИОГАЗ применяет две решетки с коэффициентом сопротивления £р=23 каждая. Решетки представляют собой перфорированные (дырчатые) листы с живым сечением / = 0,32.
Исследование компоновки электрофильтра на рис. 7-7,а па моделях показало, что при столь сложной и неудачной конфигурации газопроводов даже при установке двух упомянутых решеток равномерность в корпусах электрофильтра получается недостаточной (рис. 7-8,а). Так, для корпуса I степень заполнения составляет mi=0,53, а для корпуса // т2 = 0,78. Поток, растекаясь по решеткам, остается направленным по оси диффузора и проходит вверху электрофильтра, в то время как низ остается незаполненным и в некоторой его части образуются потоки, направленные навстречу общему движению газа.
Если принять, что при равномерном потоке проскок золы через электрофильтр составил ср=0,02, то расчет по формуле (7-25) при соответствующих тх и т2 дает с=0,08, т. е. увеличение проскока в 4 раза (снижение степени улавливания золоуловителя с 98 до 92%).
Для дальнейшего выравнивания полей скоростей в электрофильтрах МЭИ было предложено в 1966 г. [Л.7-3] новое устройство подвода газов к электрофильтру (рис. 7-7,6). Принципиальным отличием предложенной схемы является ликвидация диффузора перед электрофильтром. Горизонтальный газопровод плавно поворачивает на 90° вверх и по вертикальному коробу сечением 1,6X2,5 м поднимается ко входу в электрофильтр, где поворачивает снова на 90°. При этом сечение после поворота остается почти неизменным, хотя при постоянной ширине газохода 2,5 м высота его возрастает с 1,6 до 4,3 м. Это достигается за счет установки сразу за поворотом специального распределительного устройства, занимающего около 2/з сечения. Верхняя часть вертикального газопровода срезана, что обеспечивает поддержание неизменной скорости по мерс ответвления газов в электрофильтр.
Распределительное устройство представляет собой систему горизонтальных пустотельных вставок, имеющих треугольное сечение. Поток, ударяясь о нижние горизонтальные стенки вставок, меняет свое направление на го-13 Л. А. Рихтер.	193
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
рпзонтальНое и в виде горизонтальных плоских струй поступает к обычной перфорированной решетке, где полностью разравнивается.
Грани балок выполнены наклонными — при входе под 15° к горизонту, при выходе под 60°. Такие углы обеспечивают ссыпание золы, если она выпадет на балках.
IQ I
Рис. 7 8 Поля скоростей в сечениях электрофильтра ио рис 7-7 а - исходный вариант, б — рекомендуемый вариант.
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Кроме того, наклон на входе обеспечивает лучшую аэродинамику подвода потока.
Таким образом, из двух решеток при входе в электрофильтр (рис. 7-7,а) сохраняется только вторая (рис. 7-7,6), а вместо первой устанавливается предлагаемое устройство. В рассматриваемом случае была сохранена решетка повышенного сопротивления НИИОГАЗ (£р=23, / = 0,32), однако последующими работами было показано, что ее сопротивление целесообразно сильно уменьшить (£р=2—4), соответственно увеличив живое сечение. Степени использования объема корпусов электрофильтров при предложенном устройстве резко возросли и составили mi = m2=0,97 (рис. 7-8,6).
На данной компоновке исследовался также вопрос распределения потока между корпусами электрофильтра. Было обнаружено, что в исходном варианте поток между корпусами распределялся неравномерно: в корпус / поступало *71 = 0,89, а в корпус II *72= 1,11, т. с. во второй корпус поступало приблизительно на 20% больше газа. Было доказано, что это происходило вследствие забивания потока из корпуса / (рис. 7-7,а) потоком из корпуса II в выходном коллекторе 5. Установка отделяющего потоки шибера // в выходном коллекторе (т. е. разделение коллектора 5 на отдельные участки) сделала распределение потока по корпусам электрофильтра практически одинаковым.
Комплекс перечисленных мероприятий по выравниванию потока внутри корпусов и распределения потока между корпусами позволили снизить расчетный проскок с с 0,08 до 0,023, т. е. в 3,5 раза.
7-5. КОМПОНОВКА ЭЛЕКТРОФИЛЬТРОВ СВЕРХМОЩНЫХ БЛОКОВ
По мере роста мощности блока ширина его строительной ячейки, определяемая шириной парогенератора, растет примерно пропорционально У N (N— мощность блока), в то время как ширина электрофильтра при заданной предельной высоте электрода возрастает прямо пропорционально N.
В табл. 7-3 представлена ширина электрофильтра при скорости газов 1,5 м/сек и высоте электрода 7,5 м.
Из рассмотрения табл. 7-3 следует, что электрофильтры блоков мощностью свыше 300 Мвт не размещаются в ячейке блока при высоте электрода 7,5 м.
13*	195
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для решения этой проблемы могут быть рассмотрены следующие варианты:
1.	Применение другого размещения электрофильтров в горизонтальной плоскости, например с расположением осей электрофильтров под углом к осп блока.
Таблица 7-3
Ширина ячейки блока и необходимая ширина электрофильтра для блоков различной мощности
Мощност ь блока, Мет	Прон шодшельиость парогенератора, т/ч	Ширина ячейки блока, м	Ширина электрофильтров, м
200	G40	30	30
300	950	48	52
500	1 700	48 60*	90
800	2 600	72/96*	135
1 000	3 200	96/120*	170
* Вариант компоновки блока.
2.	Расположение электрофильтров в два яруса по высоте.
3.	Повышение скорости движения газов в электрофильтре до 2—3 м/сек без снижения эффективности работы, если возможность этого будет доказана.
На рис. 7-9 представлена компоновка электрофильтров блока мощностью 900 Мет электростанции Кистоун. До нее в 1965 г. был введен такой же блок электростанции Булл Ран. При ширине строительной ячейки 94 м электрофильтры па этой ТЭС при повышенной высоте электрода располагались, как обычно, в ряд с осями, параллельными оси блока. На электростанции Кистоун ячейка была уменьшена до 60 м, и единственно возможным способом стало двустороннее расположение электрофильтров с осями под углом 70° к оси блока, как это показано на рис. 7-9.
Газы из-под трех регенеративных воздухоподогревателей распределяются на две части, проходят соответственно через левый и правый корпусы электрофильтра и с двух противоположных сторон вводятся газоходами в дымовую трубу. Движение газов происходит на всем протяжении в одной горизонтальной плоскости, что устраняет перекосы в вертикальной плоскости.
Близкое к указанному решение принято для трех блоков электростанции Парадайз. Из рассмотрения рис. 5-1 196
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
видно, что электрофильтр состоит также из двух корпусов, оси которых развернуты влево и вправо от оси блока на 35°. Ширина строительной ячейки блока № 3 мощностью 1 150 Мет принята равной 100 м.
Для отечественных блоков мощностью 800 Мет и выше возможно также применение подобных компоновок.
Рис. 7-9. Компоновка электрофильтров блока № 1 электростанции Кистоун.
/ — парогенератор; 2 — регенеративный воздухоподогреватель, 3 — воздуходувка; 4 — корпусы электрофильтра; 5 — дымовая труба.
197
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для отечественных блоков мощностью 500 Мвт обычное размещение электрофильтров станет возможным в случае освоения электродов высотой 12—15 м, которое связано с определенными трудностями, главным образом технологического характера.
Рис. 7-10. Компоновка двухъярусного электрофильтра блока мощностью 500 Мвт.
/ — здание котельной; 2 — конвективная шахта парогенератора; 3 — плоские газораспределительные решетки; 4 — верхний ярус электрофильтров; 5 — помещение преобразовательной подстанции; 6 — подводящий газопровод электрофильтров нижнего яруса; 7 — отводящий газопровод электрофильтров верхнего яруса; 8 — труба Вентури; 9 — нижний ярус электрофильтров; 10 — собирающий коллектор; // — дымосос ДО-31,6.
В настоящее время для первого блока мощностью 500 Мвт сооружен двухъярусный трехпольный электрофильтр типа ПГДС-3-70, компоновка которого представлена на рис. 7-10. Электрофильтр имеет С-образные осадительные электроды с игольчатыми коронирующими. Питание осуществляется от агрегатов с селеновыми выпрямителями с устройствами автоматического поддержания оптимального режима. Парогенератор работает на сушонке назаровского угля, что создает для работы электрофильтров дополнительные трудности, вызванные 198
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
малым содержанием влаги в дымовых газах. Газы после парогенератора направляются в 8 корпусов верхнего яруса и 8 корпусов нижнего яруса. Далее газы, выходя из коллектора, распределяются по четырем осевым дымососам типа ДО-31,5. Электрофильтр представляет собой громоздкое сооружение высотой 37,5 м. Учитывая суровые климатические условия расположения электростанции, электрофильтр вместе с воздушным подогревателем парогенератора размещается в отдельном закрытом помещении с пролетом 42 м и отметкой низа ферм 48,5 м.
Как было показано, большое влияние на эффективность работы электрофильтра оказывает распределение газов как внутри каждого корпуса, так и между корпусами. Особую сложность вопрос распределения потока приобретает при двухъярусной компоновке. Очевидно, что применение такой компоновки окажется целесообразным только в том случае, если будет достигнуто достаточно равномерное распределение газов между верхними и нижними ярусами.
Таблица 7-4
Характеристика работы секций электрофильтра ПГДС-3-70 по испытаниям модели (исходный вариант)
Величина	Секция электрофильтра				Всего
	1в	2в	1н	2н	
Расход Q, тыс. м\ч, ...	218	195	179,5	187,5	780
Относительный расход q . . Характеристика неравномер-	1,12	1,00	0,92	0,96	0,20*
ности т		0,88	0,85	0,72	0,75	
Величина уноса с 		0,0475	0,0363	0,0402	0,450	0,423
♦ Наибольшая разность расходов.
Испытания модели исходного (проектного) варианта, выполненные в МЭИ, показали, что распределение потока как между секциями, так и внутри секций электрофильтров имеет значительную неравномерность. Результаты исследований этого варианта сведены в табл. 7-4.
Из таблицы видно, что наибольшая разность расходов наблюдается между первой верхней и первой нижней секциями и составляет 20%. Как было указано вы-
199
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ine, при наличии собирающего коллектора после электро* фильтров основное влияние на распределение потока по секциям оказывают выходные газопроводы. В данном случае поток из верхнего корпуса, соударяясь в общем коробе с потоком нижнего корпуса, создает ему дополнительное сопротивление, и расход через нижний корпус уменьшается. Установка в общем коробе перегородок, разделяющих сходящиеся от корпусов потоки, приводит к выравниванию расходов. Наилучшее распределение расходов достигается при установке наклонной вставки (рис. 7-11,а), разделяющей потоки верхних и нижних корпусов, и вертикальной стенки, разделяющей потоки верхних корпусов. Необходимость вертикальной стенки объясняется тем, что опускные выходные газоходы сходятся в месте входа в общий короб, образуя V-образную компоновку. Наличие разделяющей перегородки обеспечивает более плавное слияние потоков.
Распределение потока внутри секций электрофильтров также отличается значительной неравномерностью.
Из табл. 7-4 видно, что наихудшее распределение потока наблюдается в нижних корпусах, где поток перед газораспределительными решетками поворачивают на 90°. Общая величина уноса золовых частиц через все корпуса, рассчитанная по формуле (7-25), с = 0,0423, против уноса при равномерном потоке ср = 0,020.
Таким образом, за счет влияния аэродинамических факторов относительное увеличение проскока золовых частиц в сравнении с равномерным распределением
~ СР. 100 = 1120, Ср	1 и
Сопротивление участка газового тракта от воздухоподогревателя до дымососа в исходном варианте составит при номинальном расходе дымовых газов с температурой 130° С 23 кГ/м2.
Анализ результатов проведенных опытов свидетельствует о необходимости отработки конструкций подводящих участков, особенно для нижних корпусов, и проверки правильности выбора газораспределительных устройств.
При наличии прямого участка перед диффузором электрофильтров можно с помощью двух плоских газораспределительных решеток добиться удовлетворительного распределения потока внутри корпуса. Поэтому для верхних корпусов при сохранении конфигурации подвода 200
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
было проведено исследование выравнивающего действия решеток с живым сечением 0,33; 0,40; 0,44; 0,50.
Результаты этих исследований показывают, что в данной компоновке подвода лучшие результаты достигаются при установке двух плоских решеток с живым сечением /=0,44. При этом распределение потока внутри корпуса существенно улучшается в сравнении с исходным вариантом при установке двух решеток /=0,33.
Как было показано выше, при повороте потока перед газораспределительным устройством плоские решетки не обеспечивают равномерного распределения, так как не могут изменить направления потока. Поэтому для распределения газов в нижних секциях необходимо перед плоской решеткой создать такие условия, чтобы поток двигался перпендикулярно плоскости решетки и имел малую неравномерность. Поэтому опускной короб выполняется сечением 1 500X4 000 мм, что обеспечивает перед поворотом равномерное распределение газов по ширине корпуса. Скос задней стенки короба и объемные вставки в месте поворота перед входом в электрофильтр способствуют равномерному распределению потока по высоте корпуса и создают условия для поворота. Во входном сечении устанавливается плоская решетка, завершающая распределение потока (рис. 7-11,6).
Трапециевидная форма вставок вызвана необходимостью повышения скорости газов для ликвидации возможности золовых отложений. Проведенные испытания на моделях показали, что при нагрузках парогенератора от 70% До номинальной отложений не будет. Однако при меньших нагрузках, пусках и остановах отложения возможны. Поэтому необходима установка сдувающих устройств, работающих на сжатом воздухе 10 ат.
Чтобы выяснить оптимальное значение коэффициента сопротивления плоской решетки, были проведены исследования решеток различного живого сечения при указанном выполнении подвода. Лучшие результаты достигаются при решетках с большим живым сечением. Эти экспериментальные данные подтверждают теоретические выводы Г. И. Таганова [Л. 7-5] и А. Р. Коллера [Л. 7-4] о том, что при небольшой регулярной неравномерности решетка с коэффициентом сопротивления £р=2 (/=0,6) может обеспечить выравнивание потока.
Результаты испытаний данного варианта сведены в табл. 7-5,
201
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Элемент ъ
Рис. 71. Рекомендуемое выполнение элементов двухъярусного электрофильтра.
а — собирающий коллектор: / — наклонная вставка; 2 — вертикальная стенка;
3 — горизонтальная стенка, б — газораспределительное устройство нижних секций: / — объемные элементы; 2 — плоская решетка, f=0,44.
202
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Таблица 7-5
Характеристика работы секций электрофильтра ПГДС-3-70 по испытаниям на модели (рекомендуемый вариант)
Величина	Секции электрофильтра				Всего
	1в	2в	1н	2н	
Расход Q, тыс. м*/ч . .	190	189	201	200	780
Относительный расход q Характеристика равно-	0,975	0,97	1,03	1,025	0,06*
мерности т		0,945	0,960	0,994	0,993	
Величина уноса с ... .	0,0212	0,0202	0,0236	0,023	0,0220
* Наибольшая разность расходов.
Общая величина уноса с=0,022, а ухудшение эффективности за счет влияния аэродинамических факторов в рекомендуемом варианте составит:
.	0,022 — 0,02 1ЛП 1Пп/
Д^рек=----о^2----100 =
По данным исследований, потеря напора на участке от воздухоподогревателя до дымососа в рекомендуемом варианте выполнения примыкающих участков и газораспределения электрофильтров составит 10 кГ/м2.
Глава восьмая
ДЫМОВЫЕ ТРУБЫ
8-1. РАССЕИВАНИЕ ВРЕДНОСТЕЙ В АТМОСФЕРЕ
В связи с сооружением крупных тепловых электростанций в последние годы повысился интерес к вопросам проектирования и эксплуатации дымовых труб большой высоты.
(По мере укрупнения электростанций возрастает количество сернистого ангидрида и летучей золы, выбрасываемых в атмосферу через дымовые трубы. Если золу
203
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
можно достаточно эффективно улавливать, то проблема сероулавливания (или обессеривания топлива) пока не может считаться решенной. Поэтому на сернистых топливах для борьбы с повышенной вредностью используется рассеивание SO2 в атмосфере путем сооружения высоких дымовых труб [Л. 8-19].
Стоимость труб быстро возрастает с увеличением высоты. Так, например, если строительство труб высотой 180 м и диаметром устья 8 м стоит 500 тыс. руб., то при высоте 250 м ее стоимость при том же диаметре возрастает до 1 650—2 000 тыс. руб., а при высоте 320 м — до 6—8 млн. руб.
Капитальные затраты, связанные с возведением высоких дымовых труб, оказываются настолько значительными, что существенно увеличивают стоимость установленного киловатта электростанции.
Используя зависимости для расчета концентраций вредностей, а также данные Теплопроекта по стоимостям дымовых труб, можно предложить следующее выражение для ориентировочного расчета удельных капиталовложений на сооружение железобетонной трубы на 1 кет установленной мощности электростанции:
k — А |/(SnP;V)n, рубает,	(8-1)
где N — мощность электростанции, Гвт\ z— число труб на электростанции;
5пр — приведенное содержание серы (см. табл. П-1 в конце книги);
п — показатель степени в формуле зависимости капитальных затрат от высоты труб h. Для железобетонных труб в пределах от 180 до 300 м можно принимать /г = 3;
А — коэффициент. Для высоких железобетонных труб можно принимать ориентировочно А = = 1,84.
Из выражения (8-1) следует, что стоимость дымовых труб, отнесенная к одному киловатту установленной мощности, быстро растет с увеличением мощности ТЭС, в то время как стоимость остальных составляющих киловатта снижается. Уже при мощности ГРЭС 2 400 Мет при Njz=Qfi Гет (600 Мет) и SnP=0,41 (тощий уголь) удельная стоимость дымовых труб достигает & = 3 руб/кет. 204
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Та же величина остается для АШ, несмотря на меньшую Snp, так как по условиям стандартизации приходится применять те же трубы высотой 250 л/, что и для тощего угля. При мощности ГРЭС 4—4,5 Гвт удельная стоимость на сернистых топливах превысит 5—6 рубает.
Сокращения затрат на дымовые трубы можно достигнуть, увеличивая мощность блоков, подключаемых к одной трубе. Так, если вместо двух блоков по 300 Мвт на одну трубу присоединить четыре таких блока (Nfz= = 1,2 Гвт), то затраты на трубы, отнесенные к 1 кет установленной мощности, уменьшатся вдвое.
Для реализации этого мероприятия необходимо обеспечить высокую надежность всех элементов, так как любая авария в газоходах или самой трубе приведет к выходу из строя большой мощности. Наибольшую опасность при эксплуатации рассматриваемого тракта представляют разрушение ствола дымовой трубы за счет коррозионного воздействия агрессивной среды и золовые отложения в газоходах и цоколе трубы.
Вопросам повышения надежности работы внешних газоходов и дымовых труб будет уделено основное внимание при дальнейшем изложении.
Остановимся на вопросе выбора количества и высоты дымовых труб на электростанции.
Для расчета дымовых труб наибольшее значение имеют величины секундных выбросов вредностей, которые определяются по следующим выражениям:
выброс SO2
Мьо =5,565*5, г/сек-,	(8-2)
выброс золы
/ ор \
А4з-=2,78( Др 4-у, г/сек, (8-3)
где ДМ— рабочая зольность топлива, %;
— содержание серы на рабочую массу, °/0;
В—расход топлива на электростанции, т/ч;
qx —механический недожог, °/0;
Q’j—низшая теплота сгорания, ккал/кг;
аун — доля золы, уносимая из парогенератора;
£3.у— коэффициент проскока золы через золоуловитель.
205 www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Доля золы Яун, уносимая из парогенератора, зависит от способа сжигания и может быть оценена ориентировочно:
ТИП ТОПКИ	Луц
С	холодной воронкой .................. . 0,85
С	утепленной воронкой ................ .0,70
С жидким ипакоудалением: однокамерная..........................0,60
двухкамерная ...................... .0,35
С цик’юнной топкой..............•	.... 0,15
Выражения (8-2) и (8-3) носят несколько формальный характер, поскольку при пользовании ими трудно оценить сразу влияние мощности электростанции и характеристики топлива па выброс. Поэтому предлагается другая форма записи для выбросов:
ATSo2 = 396ySnW, г/сек	(8-4)
Л43 = 19,5M^np + 0,123?JayHr3.y/V, ^сек. (8-5)
где Лпр — приведенное содержание золы топлива (см. табл. П-1 в конце книги);.
Ьу — удельный расход топлива брутто, кг!квт-ч\ N— полная мощность электростанции, Мет.
Расчет загрязнения ведется по тому компоненту, который образует наибольшую вредность на уровне дыхания. Для большинства отечественных топлив определяющей величиной для расчета дымовых труб является сера, поскольку величина выброса золы может быть при современных способах золоулавливания снижена до сзу^0,01 (см. гл. 7). В табл. 8-1 приведена максимальная величина проскока	золы через золоулови-
тель, при котором определяющей для расчета дымовых труб характеристикой оказывается сера топлива [Л. 8-1]. Данные таблицы относятся к топкам с гранулированным шлакоудалением.
Из таблицы следует, что для большинства отечественных топлив даже при умеренной эффективности работы золоуловителей т|ау>0,90 (сзу<0,1) определяющей вредностью является SO2, и только для высокозольного экибастузского угля требуется иметь т]3у>0»97 (озу< <0,03), чтобы расчетной вредностью оставалось SO2.
206
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Расчет дымовых труб связан с решением задачи распространения потока из точечного источника, расположенного в приземном слое атмосферы. Эта задача оказывается весьма сложной, и имеющиеся в настоящее время решения являются приближенными. Между тем от ее решения зависят такие важные вопросы, как определение высоты дорогостоящих труб, предельная мощность электростанции по условиям загазованности. Ис-
Табл и ц а 8-1
Наибольшая величина проскока золы в золоуловителях, при которой определяющей вредностью является SO2
Топливо		ДПР	Макс сз. у.
Кузнецкий СС		0,061	1,11	0,065
Назарове к ий		0,19	2,35	0,103
Экибастузский 		0,20	9,1	0,03
Донецкий АШ		0,28	2,78	0,12
Донецкий тощий		0,41	2,32	0,22
Огссвы донецкого газовою угля . .	0,Г6	ЗД4	0,23
Подмосковный		1,14	9,35	0,17
Мазут сернистый (Si’ = 4%) ....	0,43	—	—
следования в этой области ведутся по трем направлениям: теоретические расчеты, исследования на моделях и исследования концентраций вредностей в районах действующих электростанций.
Далее приводятся некоторые сведения по методам расчета вредностей, использующимся в отечественной и зарубежной практиках.
В результате расчета должны быть найдены следующие величины: геометрическая высота трубы А, диаметр устья Z), величина максимальной концентрации на уровне дыхания см, расстояние до этой точки от трубы %м, а в случае необходимости построена кривая распределения вредностей по всей окружающей территории.
Эффективная высота дымовой трубы Н — это та высота, до которой поднимается факел дыма от уровня земли. Эта высота складывается из геометрической высоты трубы Л и подъема струи за счет динамического напора в устье трубы и разности удельных весов воздуха и дымовых газов Aft (см. 8-1,в). Для расчета этой надбавки применяются различные выражения, однако
207
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
в большинстве случаев их можно привести к следующему виду:
Д/г= Бх—-+Б.	м,	(8-6)
1 и. *	“ и	v 7
где D — диаметр устья, м\
w — скорость газов на выходе, м!сек\
и—скорость ветра на уровне устья трубы, м!сек\
Vo — объем выбрасываемых из трубы газов, м?1сек\
\Т — разница температур газов и окружающего воздуха, °C;
Б2 — коэффициенты.
Рис. 8-1. Распространение дымового облака из непрерывного точечного источника по О. Г. Саттону.
а — источник в бесконечном пространстве при отсутствии ветра, б — источник в бесконечном пространстве при равномерном ветре; в — источник над земной поверхностью при равномерном, ветре без учета непроницаемости земной поверхности; г — то же с поправкой Саттона на непроницаемость земной поверхности.
Первый член формулы (8-6) учитывает подъем дымовых газов за счет кинетической энергии выходящей струи, а второй — за счет разностей удельных весов дымовых газов и воздуха.
До последнего времени в СССР использовалась для определения высоты подъема струи формула П. И. Анд-20?
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
реева (Л. 8-15], в которой Б[= 1,9, a Z>2 = 0. Таким образом, в этой формуле не учитывается подъем газов за счет разности удельных весов газов и воздуха, что следует отнести к числу ее недостатков.
В Западной Европе для расчета подъема факела над устьем дымовой трубы получила применение формула Брессера и Ханша [Л. 8-3], базирующаяся на выражении Холланда [Л. 8-16]. В пей принимаются следующие значения коэффициентов: Z>i = 4,25 и Б2 = 3,77 • 10-2. При таких коэффициентах большое значение приобретает второй, тепловой член уравнения (8-6).
Важнейшей задачей расчета является нахождение связи между эффективной высотой трубы Н и максимальной концентрацией на уровне дыхания см. Большинство зарубежных и отечественных работ базируется на формуле О. Г. Саттона [Л. 8-2], которая имеет следующий вид:
(8’7)
Исходные предпосылки этой формулы не расшифрованы в отечественных изданиях, что приводит нередко к неправомерным применениям тех или иных конечных выражений и не позволяет физически представить процесс распространения дымового облака. Некоторые выражения, вытекающие из упомянутой работы, даются здесь впервые.
Распространение дымового облака происходит в прилегающем •к земной поверхности слое атмосферы. Этот слой носит название тропосферы и распространяется на высоту около 11 км. Нормальным считается такое строение тропосферы, когда на 1 км по высоте температура понижается на 6,5° С. Однако этот температурный градиент может быть в некоторые периоды времени нулевым и даже иметь обратное значение. Случай, когда температура воздуха нарастает с высотой, носит наименование инверсии.
Кроме температурных факторов, на распространение дымового облака влияет ветер, причем скорость ветра возрастает с высотой, подобно законам строения пограничного слоя, где за стенку принята поверхность -земли. Скорость ветра может быть как горизонтальной, так и иметь некоторый угол наклона к земной поверхно-CHI. На движение воздушных масс и дымовою облака большое влияние оказывают шероховаюсгь земной поверхности и отдельные выступы.
Учет всех этих и ряда других факторов связан с большими трудностями, и поэтому необходимо иметь в виду, что приводимые выражения получены для простейшего случая равномерного движения горизонтального потока воздуха с постоянной по всей высоте скоростью без учета изменения температуры с высотой. Для учета тех или иных факторов различные авторы вводят уточняющие выражения и коэффициенты. Однако исходные формулы представ-
14 Л. А. Рихтер.	209
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ляют интерес, так как отражают основные тенденции в части распространения дымового облака.
Исходные математические предпосылки распространения дымового облака в атмосфере были даны в работе О. Ф. Робертса [Л. 8-17] 1923 г., базирующейся на работах Г. И. Тейлора 1915 г. [Л. 8-18]. В этих работах диффузия дымового облака в атмосфере рассматривается подобно распространению тепла в твердом теле.
Распределение концентраций вредностей вокруг непрерывного точечного источника, расположенного в бесконечном неподвижном пространстве, описывается выражением, вытекающим из закона диффузии Фикка (см. рис. 8-1,а):
М с 4nkr 1
(8-8)
где М — мощность источника (выброс), г!сек\
с—концентрация в некоторой точке пространства, гДи3;
k — коэффициент диффузии, м2!сек\ г — расстояние от источника до рассматриваемой точки пространства, м.
Таким образом концентрация в некоторой точке неподвижной среды обратно пропорциональна расстоянию от источника и величине коэффициента диффузии k.
Задача значительно осложняется, если источник находится в среде, движущейся со скоростью и (равномерный ветер) Если расположить ось х по направлению ветра (рис. 8-1,6), a z вертикально вверх, то можно, следуя Робертсу, написать следующее выражение:	*
дс =	(8-9)
где д2с , д2с । д2с = ~дх? + ~ду* + ~д&~ ’
При этом следует иметь в виду, что в данном выражении под k следует понимать коэффициент- турбулентной диффузии, связанной с пульсационными скоростями во всех направлениях, в том числе и перпендикулярных к скорости ветра.
В качестве решения уравнения (8-8) Робертс предложил следующее выражение:
Последнее выражение состоит из произведения выражения (8-8) для источника в безветрии на некоторую показательную функцию.
При значительных расстояниях от источника по направлению ветра величина х значительно превосходит поперечные размеры дымового облака — у и г. Поэтому О. Г. Саттон [Л. 8-2] предложил ппинять в знаменателе формулы (8-10) г~х, а для выражения (г—х) дать следующее приближенное значение:
г — х — Ух2 у2 + z2 — х —
f./Г, y2 + z2 Л y2 + z2
2Ю
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
С указанными допущениями выражение (8-10) примет вид:
М Г и у2 + z2 I
(8-11)
Если начало координат перенести в точку О, расположенную у основания дымовой трубы эффективной высотой Н, то вместо z в формулу '(8-11) надо подставить z—И, и тогда выражение для расчета концентраций в новых координатах примет вид (см. рис 8-1,в)-
М Г	и y2 + (z — ny-
с' 4т:/гх ехР [	4k х
(8-12)
Далее О. Г. Саттон принимает, что при встрече дымового облака с земной поверхностью концентрация удваивается аналогично тому случаю, когда точечный источник расположен на поверхности земли. Чтобы получить это, он подсчитывает концентрацию от фиктивной трубы такой же мощности, но расположенной вниз от земной поверхности (рис. 8-1,г). Выражение концентраций от такой трубы можно найти по формуле (8-12), подставив вместо z — Н выражение z+H. Складывая концентрации от двух источников, получаем следующее -окончательное выражение:
_____ I Г_____и У2 + (г-Н)2
Ankx | ехР [ 4k х
Г и у* + (z +ну -Ц М / иу^\ + ехР [ "”46-х--JJ=l^eXP(-WrJX
X !ехр (— ~4fe7^Z)- ) + exp f —“	. г/л<3. (8-13)
Следует отметить, что это допущение О. Г. Саттона второй дымовой трубы не является вполне точным. Допущение тем более справедливо, чем дальше та или иная точка расположена от основания трубы.
Анализируя это выражение, можно найти распределение концентраций в любой плоскости.
Особый интерес представляет распределение концентраций на уровне земли по направлению ветра, где, очевидно, будет располагаться точка максимума наземной концентрации, т. е. -по оси х. Тогда, подставляя в выражение (8-13) i/ = z=0, получим:
с = 1^Гехр(“Йг) •	<8-14)
Для нахождения максимума концентраций найдем:
14*	211
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
1фи этом после дифференцирования выражения (8-14) получаем Фомку расположения максимума концентрации
иН2
хм="4р,л<	(8-15)
и саму величину максимальной концентрации
/ 3
= г!м -
(8-16)
Поскольку концентрацию определяют обычно не в г/дг3, а в лг/лг3, то в окончательном виде получаем приведенную выше формулу (8-7):
235Д4
м“ иН2
лгг/лЛ
Из этого выражения следует, что величина максимальной концентрации вредности на уровне земли обратно пропорциональна квадрату эффективной высоты трубы Н и скорости 'ветра и. Фор-
Рис. 8-2. Распределение концентраций выбросов на земной поверхности при точечном источнике, расположенном на высоте Н и равномерном ветре при скорости и. а — изменение концентрации выбросов вдоль оси х, расположенной по направлению ветра (рис. 8-1,е); б — концентрации выбросов в перпендикулярном к ветру направлении.
мула (8-13) позволяет проанализировать распределение концентраций вдоль оси х. Деля с на см и подставляя хм, по выражению (8-15) получаем:

Ям [ , Ям
— e.xpf 1- —
(8-17)
Эта кривая приведена на рис. 8-2,а. Как видно, концентрация от нулевого значения под трубой возрастает до максимума в точке 212
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Х—хм и затем постепенно снижается до нулевого значения. Между прочим, нулевое значение концентраций под трубой получено вследствие введенных Саттоном упрощений. Если пользоваться исходной формулой Робертса (8-10), то в точке под трубой
г = г — х = Н;
М Г иН 1
С = 4nkH ехр [ 2k J *
Кривой по выражению (8-17) пользуются при суммировании концентраций от труб различной высоты, установленных на одной и той же электростанции, для того чтобы найти наибольшую суммарную концентрацию.
Представляет интерес также проанализировать распределение концентраций на земле в перпендикулярном к ветру направлении. Принимая z=0 в выражении <(8-13), получим:
М f иу2 \	/ иН2 \
Отношение концентраций в любой точке земной поверхности к концентрации см определится по выражению
Эти кривые, соответствующие Гауссовой кривой ошибок, приведены на рис. 8-2,6. С удалением от оси факела концентрация симметрично убывает. Чем дальше расстояние от трубы по оси х, тем шире растекается дымовое облако.
В большинстве работ по рассматриваемому вопросу вводятся уточнения в формулу (8-13), при неизменной ее структуре. Так, вместо единого коэффициента турбулентной диффузии k принимаются различные коэффициенты диффузии по направлениям ky и kz, а также переменные коэффициенты диффузии по высоте г.
По нашему мнению, выражения Робертса—Саттона требуют существенных уточнений и по самой структуре, так как не вполне описывают физическую сторону процесса.
Так, в формуле (8-15) для расчета до точки хм, кроме высоты Н, входит и, в то время как из опыта известно, что расстояние до точки максимума концентрации не зависит от скорости ветра. Трудно объяснить протекание левой части кривой (рис. 8-2,а) от трубы до х/хм= 1 и др. Необходимо проведение широких научно-исследовательских работ для обеспечения точного расчета загазованности атмосферы, так как только в этом случае будет обеспечено рациональное проектирование дымовых труб и удовлетворяющее санитарным нормам состояние атмосферы в районе электростанции.
213
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Значения см, получаемые по формуле Саттона, соответствуют двухминутным замерам соответствующих показателей. Поскольку величины предельно допустимых концентраций даются исходя из двадцатиминутных замеров, то, согласно данным Института им. Эрисмапа, следует в знаменатель формулы (8-7) вводить коэффициент 5 = 2,5. Московское отделение Теплоэлектропроекта, используя некоторые опытные данные, пользовалось для золы 5 = 6,25, а для SO2 5=16. Следует отметить, что эти коэффициенты не вытекают из теории распространения дымового облака й являются произвольными.
Для расчета высоты труб электростанций Советского Союза была утверждена в качестве временной формула следующего вида:
В 1967 г. эта формула была утверждена Госстроем для расчета рассеивания вредностей от котельных и других промышленных предприятий (агломерационные фабрики, доменное производство и др.) [Л. 8-5].
В этой формуле А — коэффициент, зависящий от температурной стратификации атмосферы, сек2/3, град1'3. Для Средней Азии, Казахстана, Нижнего Поволожья, Кавказа, Сибири и Дальнего Востока А =200; для севера и северо-запада Европейской территории СССР, Среднего Поволжья, Урала и Украины А = 160; для центральной части Европейской территории СССР А =120.
V — суммарный объем дымовых газов, выбрасываемых из всех труб ТЭС, м31сек\
z — число труб на электростанции (если трубы и выбросы из них одинаковые);
ДТ — разность между температурой выбрасываемых газов и воздуха (последняя берется по средней температуре самого жаркого месяца);
см — предельно допустимая разовая концентрация на уровне дыхания SO2 мг/м3, при этом учитывается фоновая загазованность от других источников вредности;
т— коэффициент, учитывающий условия выхода из устья трубы; этот коэффициент зависит от параметра f, вычисляемого по выражению
г 10W) l= h2LT '
(8-20)
214
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Диаметр трубы определяется по выражению d= 1,13 l/X _L, г w z
(8-21)
Зависимость коэффициента т от параметра / показана на рис. 8-3,а.
Максимальная концентрация вредных веществ у земной поверхности при опасных метеорологических условиях см достигается на оси факела выброса (по направлению среднего за рассматриваемый период ветра) на расстоянии хм от источника, которое определяется в величинах высоты труб h прибли
Рис. 8-3. Графики при расчете рассеивания по методике Госстроя СССР.
а — определение коэффициента т, учитывающего условия выхода газов из устья трубы; б — зависимость распределения относительных концентраций с/см от относительного расстояния от трубы х/хм:
1 — выброс SO2; 2 — выброс золы.
рис. 8-3,6. Этот график близок
женно по выражению хм = 20Л, м.
Распределение величин концентраций вредных веществ в атмосфере по оси факела с/см на различных расстояниях л7хм от трубы находится по графику
к графику рис. 8-2,а, построенному по Саттону, однако падение концентрации от расстояния здесь принято более быстрым, исходя из имеющихся опытных данных. Для газообразных вредных веществ (SO2) используется сплошная кривая. Для пылевых частиц с/см до величины х<
<2хм расчет ведется по сплошной кривой, а далее —
по пунктирной.
Опасная скорость ветра при этом определяется по
выражению
uM=0,65j/^L mJ сек.	(8-22)
215
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Несмотря на то, что формула (8-19) учитывает значительное количество факторов, влияющих на выбор высоты трубы, она не является достаточно физически обоснованной. Основным ее недостатком по сравнению с выражением (8-7) является исключение понятия эффективной высоты. При ДТ=0 получается Л=оо, т. е. при равных температурах газов и окружающей атмосфере рассеивание вредностей отсутствует, что не соответствует действительности. Неправильно учитывается влияние скорости на рассеивание вредностей — по формуле подъем струи над трубой увеличивается с высотой, хотя в действительности он не зависит от высоты.
8-2. ПРОСТЕЙШИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ТРУБЫ И ВОПРОСЫ НАДЕЖНОСТИ ИХ РАБОТЫ
Дымовые трубы могут выполняться металлическими, кирпичными и железобетонными. Металлические трубы небольшой высоты применялись раньше для парогенераторов небольшой мощности и устанавливались обычно в верхней части котельной. В настоящее время подобные трубы не применяются, за исключением пиковых водогрейных котлов с индивидуальными металлическими трубами. Как будет показано далее, применение этих труб для пиковых котлов ТЭЦ также весьма ограниченно, Кирпичные дымовые трубы применяются до высоты 100—150 м и поэтому для крупных электростанций не перспективны.
Основным типом труб, получившим исключительное применение для тепловых электростанций, являются железобетонные трубы с кирпичной футеровкой внутри. На рис. 8-4 представлена железобетонная труба высотой 250 л/, установленная за последние годы на ряде электростанций СССР. Эти трубы относятся к числу самых высоких в мировой практике. Рассмотрим основные элементы железобетонной трубы [Л. 8-7].
Фундамент трубы состоит из стакана (в виде полого усеченного конуса или цилиндра) и плиты. Плита имеет в плане форму круга или многоугольника. При грунтах с высоким расчетным сопротивлением плита может выполняться кольцевой.
Внутренняя поверхность железобетонного ствола покрывается изоляцией — эпоксидным лаком и стеклотканью. Футеровка выполняется из красного или кислото-216
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
упорного кирпича, прямого или лекального, на диабазовой или андезитовой замазке. Внутренняя поверхность футеровки затирается той же замазкой с последующей кисловкой 20%-ным раствором серной кислоты.
о)
$8000 }_Ч?50.2
^7^395
7
Рис. 8-4. Железобетонная дымовая труба высотой 250 м, диаметром устья 8 м.
а — общий вид: / — фундамент; 2 — цоколь; 3— пандус; 4 — ствол; 5 — ходовая лестница; 6 — светофорная площадка; 7 — грозозащита; б — верхняя часть: / — чугунный колпак; 2 — асбестовая прокладка; 3 — ствол; 4 — изоляция; 5 — футеровка; в —средняя часть: / — железобетонный ствол; 2 — кислотоупорный кирпич, 3 — красный кирпич; 4 — асбестовый шнур; 5 — слезниковый кирпич; 6 — антикоррозийная защита; г — нижняя часть / — перегородка; 2 — пандус, 3 — футеровка; 4 — ствол.
217
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Сопряжения футеровочной кладки на консолях в зависимости от ее толщины выполняются путем укладки одного, двух или трех слезниковых кирпичей, служащих для стекания влаги, образующейся на поверхности футеровки.
Для защиты верхнего обреза трубы на нем устанав-ливается чугунный колпак, собираемый из секций.
Для установки на трубе светооградительных огней предусматривают светофорные площадки, устанавливаемые по высоте трубы через каждые 15 или 30 м. Для обслуживания площадок делается ходовая лестница с ограждением. Предусматривается система грозозащиты.
Трубу окрашивают полосами красного цвета шириной 2—2,5 м с интервалами по высоте по 15 м.
В табл. 8-2 приведены типоразмеры сооружаемых в настоящее в^мя железобетонных дымовых труб.
Таблица 8-2
Типоразмеры железобетонных дымовых труб по типовым проектам Теплопроекта
Диаметр трубы, м	Высота тр>бы, м			
	120	150	180	250
4,2	X			
4,8	• X			
6,0	X	X	х	
6,5				X
7,2	X	X	X	
8,0				х
8,4	X	X	X	
9,6		X	X	X
Основным требованием, предъявляемым к дымовым трубам, является высокая надежность их эксплуатации. Труба в течение всего срока эксплуатации электростанции (30—50 лет) должна обеспечить ее работу без проведения ремонта. Однако опыт эксплуатации ряда труб как в СССР, так и за границей показал, что это условие не всегда выдерживается.
218
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Так, при обследовании дымовых труб ТЭС было обнаружено, что уже через 5—15 лет эксплуатации железобетонные стволы подверглись коррозии и нуждаются в ремонте. По другим данным, в трех из 25 обследованных труб футеровка была почти полностью разрушена через 5 лет эксплуатации, а в остальных футеровка не полностью выполняла свой защитные функции, а заполнявшая зазор между стволом и футеровкой шлаковата превратилась в пыль и осела.
На некоторых железобетонных трубах наблюдается проникновение агрессивных газов через неплотности футеровки с одновременной конденсацией паров и проникновением жидкости через бетонный ствол наружу [Л. 8-8, 8-9]. На рис. 8-5 изображена труба из бетона марки М-200 после трех лет эксплуатации. Через рабочие швы бетонирования фильтруется конденсат, содержащий агрессивную для арматуры и бетона серную кислоту при работе на сернистых топливах [Л. 8-10]. В зимнее время это приводит к образованию в верхней части трубы наледей.
Причины возникновения неплотностей в футеровке и стволе могут быть различными. Обычный бетон марки М-200 имеет большое количество усадочных трещин, вследствие чего он становится проницаемым для дымовых газов. При бетонировании ствола часто образуются, кроме того, горизонтальные швы, связанные с принятой технологией сооружения на некоторых строительствах.
Разрушение футеровки может происходить вследствие передачи на нее нагрузок железобетонного ствола. Изолирующий слой между стволом и футеровкой через определенный период может подвергнуться разрушению.
До последнего времени причины проникновения газов наружу ствола были недостаточно изучены. В качестве основной причины этого явления предполагалась диффузия газов за счет разности концентраций агрессивного газа внутри трубы и снаружи. Однако это не объясняло, почему на одних трубах, работающих десятки лет, проникновение газа не наблюдалось, а на других трубах той же электростанции наблюдалось уже через несколько лет эксплуатации. Как показали исследования, проведенные в МЭИ, на проникновение газов через ствол существенно влияют аэродинамические факторы. Было доказано, что при наличии самотяги в нижней части трубы в определенных случаях на отдельных участках внут-
219
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Рис 8-5- Железо^етонная Дымовая труба высотой j20 М после трех лет эксплуатации.
ри ствола наблюдаются избыточные статические давления приводящие к фильтрации газов наружу [Л. 8-11].
Разность статических давлений между точками, лежащими на внуТРеИНе11 11 наРУжн°й поверхностях стенки дымовой труби! на расстоянии / от ее устья, определится по выражению
ДЛст = АДо + Дйтр — hn — Ду/,	(8-23)
где h , h-__динамическое давление в устье и в рас-
'Jo' ' сматриваемом сечении, кГ!м--,
220
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Ay — разность удельных весов окружающего воздуха и дымовых газов, кГ1м\
— потеря на трение на некотором участке конической дымовой трубы между сечениями k—1 и А, определяется по выражению
Д/гтр—. gj-	t ЛДл),	(8-24)
где ^дк — динамические давления в сечениях k—1 и k (см. рис. 8-6), считая от верха трубы;
X — коэффициент трения трубы с учетом имеющихся кольцевых выступов;
ift — уклон по внутренней образующей футеровки для рассматриваемого участка трубы.
Общие потери в трубе от устья, включая рассматриваемый участок, определяются по выражению
k
д"’р=4^тг<\.	<8-25»
и коэффициент’потерь от трения по длине ствола, отнесенный к динамическому давлению на выходе,
(М6)
где dh'==z dhldQ.
Если уклон неизменен по всей высоте трубы, то коэффициент потерь на трение в любом сечении трубы определится как
у)-	<8-27>
Были проведены аэродинамические испытания модели дымовой трубы высотой 180 м, на которой воспроизведены все внутренние выступы. В результате этих исследований было найдено, что коэффициент трения Х = = 0,05, что существенно выше применявшегося ранее в нормах [Л. 2-7] Х = 0,03, а коэффициент потерь с выходной скоростью £вых=1,0 вместо применявшегося в нормах £вых = 1 , 1. Последнее объясняется исключительно
221
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
равномерным полем скоростей в трубе, представляющей собой длинный, плавно сужающийся конфузор.
Расчет разности статических давлений по высоте трубы в общем случае следует вести по выражениям (8-23) и (8-25). Учитывая, что верхняя часть дымовой трубы выполняется с неизменным уклоном, можно использовать выражение (8-27) и привести формулу (8-23) к следующему виду:
(X + 8/)^
5 ’
(8-28а)
где do—диаметр устья;
—динамическое давление в устье, кГ/м2.
Рис. 8-6. Аэродинамическая схема ствола железобетонной дымовой трубы.
а — расчетная схема; б — схема диффузора для снятия статических давлений.
Коэффициент § можно назвать критерием статического давления в дымовых трубах. Если g>l, то в некоторых точках ствола трубы будет возникать избыточное давление по отношению к окружающему воздуху. Если g^.l, то во всей трубе от низа до верха давление в стволе будет меньше давления окружающего воздуха и проникновение газов в ствол окажется невозможным.
Определим диаметр сечения дымовой трубы, в котором относительное давление х достигает максимума^ Беря производную от х по d и приравнивая ее нулю, получаем:
dM=£°>2.	(8-29)
Величина максимального давления в найденной выше точке dM равна:
<М0)
222
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
С помощью выражений (8-29) й (8-30) построены графики на рис. 8-7,а. По известному d можно определить, на каком расстоянии I от верха трубы лежит максимум давления, что и приведено на графике внизу:
I (1— 1
'l~ dt~ 21
(8-31)
Наряду с нахождением сечения, в котором давление достигает максимума Хм, представляет интерес нахождение того сечения трубы dn, где статическое давление меняет знак.
Приравнивая х=0 в выражении (8-28), получим:
(8-32)
С помощью выражения (8-32) определяется диаметр rfn, а затем расстояние от верха трубы /н До сечения, в котором происходит смена знака. Эти значения показаны на рис. 8-7,а внизу.
Как видно из рассмотрения графика рис. 8-7,а, относительная величина статического давления внутри трубы растет по мере увеличения |, т. е. увеличения X, i и ЛДо, и падает с ростом Ау и d. Точки, в которых х достигают максимума по мере роста опускаются ниже (растет I и /н). С увеличением уклона i зона положительных давлений несколько сокращается.
Рассмотрим, в каких случаях по всей высоте трубы имеется разрежение, т. е. х=С0- Это будет иметь место в том случае, когда диаметр, в котором давление достигает максимума, будет чему соответствует по формуле (8-29) Выражая /гДо через скорость в устье, получаем условия отсутствия положительных давлений внутри трубы:
(8-33)
или приближенно
“’••‘З.б/игтя’	!8'34>
где Д& = & — /„ — разность между температурой газа и окружающего воздуха, °C.
223
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На рис. 8-7,6 приведем график скоростей па выходе из дымовой трубы а'о, при которых во всей трубе имеется разрежение. Допустимая скорость и>0 растет с температурой газов внутри трубы и даметром выхода do-График выполнен при /в=20°С %=0,05 и 7=0,015. При других уклонах в верхней части трубы значения скорости, найденные по графику, следует умножать на коэффициент ki. При этом для 7=0,01 Л,= 1,12, для 1 = 0,02 Л, = 0,90.
Из рассмотрения графика следует, что допустимая по условиям отсутствия положительных давлений внутри трубы скорость растет с увеличением температуры газов и диаметра устья. Однако для применяемых в настоящее время труб Jo = 6—8 м и температур уходящих газов 0=100—130° С ско рость ге»о составляет всего 14—18 м!сек.
Рис. 8-7. Номограмма аэродинамических характеристик железобетонных дымовых труб.
а — зависимость максимума статического давления X и расстояния максимума от верха трубы I от критерия V. 6 — зависимость критической скорости в устье Wq от диаметра устья do и температуры газов О.
224
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Поскольку из условий технико-экономических расчетов железобетонные трубы большой высоты обычно проектировались на скорость t^o = 3O4-4O м!сек, то на некоторой части их высоты наблюдается избыточное давление.
В США для ликвидации избыточных давлений на новых железобетонных трубах идут на применение низких выходных скоростей газов порядка 14—18 м!сек, о чем указывалось выше. Такое решение является надежным с точки зрения предотвращения фильтрации газов наружу, однако связано со значительным увеличением стоимости, которая в первом приближении обратно пропорциональна К w.
Имеется также возможность ликвидировать давление для обычных конических железобетонных труб. Для этого над трубой, работающей с высокой скоростью выхода w, предлагается устанавливать небольшой металлический диффузор высотой около 0,7—1,0 dQ, в котором скорость понижается до иУдиф (рис. 8-6,6).
Для расчета диффузора можно пользоваться следующим соотношением:
1-Сдиф-'/-м = /Г=Х~	(8-35)
Нашими опытами показано, что для рассматриваемых небольших диффузоров за дымовыми трубами при умеренных углах раскрытия коэффициент потерь ^даф близок к нулю. Это объясняется благоприятной структурой потока перед диффузором (после длинного конфузора).
Стоимость такой трубы будет практически такой же, что и трубы с высокой скоростью выхода wOt однако в ней будут отсутствовать избыточные статические давления. Следовательно, она будет значительно дешевле труб, рассчитанных на низкие выходные скорости, применяемых в США. Расчет загазованности в таких трубах, естественно, следует вести на скорости выхода газов ИЗ диффузоров йУдпф.
Диффузор обеспечивает уменьшение потребного напора дымососа и расхода электроэнергии на тягу. Весь газовый тракт, включая газоходы и сам дымосос, в этом случае оказывается под разрежением, что существенно повышает надежность эксплуатации всех элементов этого тракта.
15 Л. А. Рихтер.	225
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Интересно отметить, что для цилиндрических металлических дымовых труб проблема борьбы с избыточным давлением практически никогда не возникает. Если
Рис. 8-8. Эпюра статических давлений в железобетонной дымовой трубе высотой 250 м и диаметром устья 8 м.
/ — четыре блока по 300 Мвт на трубу при нагрузке 100%; 2 —то же при нагрузке 50%
в формулу (8-34) подставить i = 0 и Х=0,02, то при
= 130° С допустимая скорость по условиям отсутствия избыточного давления составит величину ш0=59 м!сек, которая значительно больше достигаемых на практике. Это является одним из существенных преимуществ металлических труб постоянного сечения. Заслуживает внимания вопрос применения комбинированных труб — цилиндрических в верхней части (из металла или железобетона) и обычной конической железобетонной в нижней.
226
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
На рис. 8-8 показаны примеры эпюр разницы статических давлений для дымовой трубы высотой 250 м при диаметре устья d0=8 м. Труба обслуживает 4 блока по 300 Мет, работающие на сернистом мазуте. Эта мощность является предельной для данной трубы. Кроме основного максимального режима, произведен расчет на пониженные нагрузки (3 блока на трубу, неполные нагрузки блоков). Все исходные данные и результаты расчетов сведены в табл. 8-3.
Таблица 8-3
Аэродинамическая характеристика дымовой трубы Н = 250 м и d = 8 м при работе на мазуте
Число блоков на трубу	Нагрузка блока, %	Температура газов е °C	Объем газов на блок V, м?!сек	Скорость и’о, м!сек	Давление, кГ!м*			Отметка по высоте, м	
					динамическое h До	статическое			
						максималь-ног Дйст	внизу 1 рубы д^ст	максимума давления	нулевого давления
4	100	140	462	36,8	58	24	—3,7	168	20
3	100	140	462	27,6	33	5	—40	209	160
4	75	110	337	26,8	33	8	—22	193	НО
4	50	100	219	17,4	14	0	—40	—	250
Из рассмотрения таблицы и графиков рис. 8-8 следует, что положительная разность давлений ДЛСт имеет место при работе четырех блоков на трубу (нагрузке 100 и 75%) и работе трех блоков с нагрузкой 100%. Разность давления достигает максимума при работе четырех блоков на номинальной нагрузке 24 кГ/м2 на отметке 168 м, причем в этом случае избыточное давление распространяется практически по всей высоте трубы. При работе четырех блоков с нагрузкой 50% во всей трубе наблюдается разрежение.
8-3. НОВЫЕ ТИПЫ ДЫМОВЫХ ТРУБ
Вопросам создания дымовых труб большой высоты для мощных тепловых электростанций уделяется большое внимание во всех промышленно развитых странах. В табл. 8-4 приведены данные по новым дымовым тру-15*	227
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
бам электростанций США и Англии. В Англии имеется ряд труб высотой 198 м, а в США 244 м. В Англии проектируются трубы высотой до 259 м, а в США имеются упоминания о трубах 365 и даже 426 м [Л. 8-12].
К трубам предъявляются следующие главные требования: высокая надежность в эксплуатации, умеренная стоимость, быстрое возведение. Эти задачи в различных странах решаются по-разному. Так, в США выдерживается в основном принцип сооружения одноствольной железобетонной трубы на каждый блок или, при очень больших высотах, одноствольной трубы на два блока. При этом подключаемая мощность на трубу достигает 1 600 Мет.
В Англии начиная с 1961 г. проектируются в основном многоствольные железобетонные трубы, причем мощность на трубу достигает 3 960 Мет [Л. 8-13]. Много-Таблица 8-4
Дымовые трубы США и Англии для мощных ТЭС
Страна, наименование станции	Топливо	Число блоков	Единичная мощность, Мет	Общая мощность, Мет	Дымовые трубы		
					Количество труб	Количество стволов	Высота, м
США: Кийстоун 		У	2	900	1 800	2	1	244
Кардинал 		У	2	615	1 230	2	1	252
Булл Ран		У	1	900	900	1	1	244
Митчел		у	2	800	1 600	1	1	365
Мондсвил			2	800	1 600	1	1	426
Парадайз		У	1	1 150	1 150	1	1	244
Англия: Вест Бартон .А“ . .	У	4	500	2 000	2	1	183
Тилбьюри »В“ . . .	У	4	350	1 400	2	1	168
Феррибридж .С“ . .	У	4	500	2 000	2	1	198
Эгборо 		м	4	500	2 000	1	4	198
Февли 		м	4	500	2 000	1	4	198
Кингснорт		У, М	4	500	2 000	1	4	198
Редклиф 		У	4	500	2 000	1	4	198
Айронбрид/К „В“ . .	У	2	500	1 000	1	I	198
Эбертоу „В“ . . . .	У	3	500	П500	1	3	152
Фидлер Ферри . . .	У	4	500	2000	1	4	198
Котем		У	4	500	2 000	1	4	198
Дидкойт 		У	4	500	2 000	1	4	198
Риджели 		у	2	500	1 000	1	1	183
Пимброк		м	4	500	2 000	1	4	214
Дрэкс		у	6	660	3 960	1	3	259
Примечание, у — уголь, м — мазут.
228
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ствольные, но металлические трубы возводятся и в других странах (ФРГ, Япония).
Рассмотрим имеющиеся данные по отдельным типам труб.
Одноствольные трубы
В целях повышения надежности железобетонных дымовых труб имеется целый ряд предложений. Одним из наиболее важных следует считать разделение функций внешних несущих конструкций и конструкций, ограждающих газовый поток. Задачей внутреннего ствола является плотное отделение газового потока от проникновения наружу, борьба с коррозионными разрушениями и восприятие температурных напряжений. Наружные конструкции должны воспринимать внешние нагрузки и в первую очередь ветровые, которые являются определяющими при сооружениях столь большой высоты.
Наиболее полным осуществлением этого принципа является сооружение концентрических стволов, совершенно не связанных между собой и разделенных значительным воздушным пространством, которое может быть использовано для расположения лестниц и площадок, позволяющих производить осмотр и необходимый ремонт трубы. Такие конструкции получили распространение в США и Западной Европе в форме наружного железобетонного ствола и внутреннего, не связанного с ним кирпичного, по которому движутся газы. Такие конструкции показали себя весьма надежными, однако самонесущие кирпичные стволы могут применяться для относительно невысоких труб (порядка 140 л<).
Для более высоких труб в США также применяется принцип независимых оболочек, однако в этом случае внутренняя оболочка также выполняется из бетона. Первой трубой такого типа является труба электростанции Булл Ран, построенная в 1964 г. Ее высота составляет 244 м при внутреннем диаметре устья 8,55 м (скорость газов на выходе 20 м!сек) и наружном диаметре на уровне земли 19,8 м. Аналогичная конструкция принята для ТЭС Кийстоун, также для блока мощностью 900 Мвт. Между трубами предусмотрено пространство шириной 0,9 м для осмотра обеих оболочек.
Внутренняя поверхность ствола изолирована стекловолокнистыми матами толщиной 50 мм.
Внутренняя труба до отметки 238 м выполнена из бетона, а оставшиеся 6 mi и колпак над трубой в целях борьбы с коррозией — из нержавеющей стали. Наружная поверхность этой трубы покрыта изоляцией из стекловолокна толщиной 50 м.
Для доступа в трубу предусмотрены две двери размером 0,9X1,8 м по одной в наружной и внутренней облочках. Внутри воздушного пространства расположены лестницы и площадки.
Успешный опыт эксплуатации подобных труб позволил применить подобную конструкцию для блока № 3 электростанции Парадайз мощностью 1 150 Мвт (рис. 5-1). При той же высоте 244 м диаметр ствола вверху составил 11,7 м (скорость на выходе
229
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
26 м/сек), внизу — 21 м. Кольцевой канал между железобетонными стволами увеличен до 1,38 м.
Для сокращения сроков строительства и создания ровной, гладкой поверхности при сооружении трубы применяется скользящая
опалубка.
Для высоких дымовых труб значительные перспективы имеют
такие конструкции, когда внутренний ствол связан с наружным, но отделен от него широкой воздушной прослойкой. В этом отношении значительный интерес представляет собой труба высотой 200 м электростанции Ингольдштадт (ФРГ) (рис. 8-9,а).
у200
*170
100
Труба имеет наружную коническую железобетонную и внутреннюю цилиндрическую кирпичную оболочку. С наружной стороны кирпичная футеровочная оболочка имеет тепловую изоляцию. Отдельные секции ее высотой по 30 м покоятся
на кольцевых опорах, нагрузка от которых пере-
Рис. 8-9. Трубы с широкими воздушными прослойками.
а — труба ТЭС Ингольштадт (ФРГ)- / — цоколь; 2—внутренний ствол. 3 — наружный ствол; 4 — светофорные площадки; 5 — сопряжение стволов, б — труба ТЭС Кардинал (США) / — цоколь внутреннего ствола; 2 — вч\тренний металлический ствол, 3 — диффузор; 4 — наружный железобетонный ствол;
5 —тяги, 6 — упорная пята; 7 — лестница; 8 — внутренняя площадка.
9 — светофорная площадка
230
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
дается через решетчатую кольцевую конструкцию с восходящими и нисходящими раскосами на железобетонные консоли, выпущенные из ствола трубы.
Под действием ветра наружная оболочка трубы смещается в сторону и воздействует на внутреннюю. Для предотвращения разрушения внутренней оболочки должна быть предусмотрена возможность ее перемещения. На рис. 8-9,а справа показан узел сопряжения оболочек, обеспечивающий взаимное перемещение. Имеется значительное количество других вариантов выполнения сопряжения оболочек шарнирного типа.
В межствольное пространство подается воздух для удаления газов, которые могут просочиться через ограждающий ствол. Воздух для вентиляции межтрубного пространства подается в отверстия снизу и удаляется через отверстия в верхней части трубы. При такой вентиляции исключается попадание просочившихся газов в наружную железобетонную оболочку, что обеспечивает надежную работу последней.
Кольцевые опоры и смотровые площадки выполняются решетчатыми, для того чтобы обеспечить сквозное движение воздуха.
Наряду с естественной вентиляцией на подобных трубах может быть применена и принудительная вентиляция. В этом случае за вентилятором может быть установлен паровой калорифер, для того чтобы обеспечить желательный температурный режим в прослойке, что особенно важно при минусовых температурах наружного воздуха. При наличии вентилятора в зазоре можно поддерживать давление воздуха, превышающее давление газов в стволе, и этим исключить проникновение газов в зазор.
Внутренний ствол не обязательно выполнять из кирпича или керамики. На электростанции Кардинал (США) внутри несущего конического железобетонного ствола расположен со значительным зазором металлический ствол цилиндрической формы. Труба имеет высоту 252 м (рис. 8-9,6). Внутри железобетонного ствола расположены лестницы и площадки с выходами к светофорным площадкам. Металлический ствол подвешен на тягах.
Рационально построена форма металлического ствола — в нижней части цоколь повышенного диаметра для ввода газоходов с умеренными потерями. В целях экономии металла в средней части ствола скорость составляет 32 м1сек, а на выходе для уменьшения выходных потерь снижается с помощью довольно длинного диффузора до 22 м!сек.
В последнее время в отечественной практике по предложению ОРГРЭС стали применяться железобетонные дымовые трубы с узкими вентилируемыми прослойками между стволами и футеровкой. На рис. 8-10 показана одна из таких труб высотой 250 лс, выполненная по проекту Теплопроекта, введенная в эксплуатацию в конце 1967 г В этой трубе ширина воздушной прослойки составляет 150 мм Воздух подается в прослойку снизу и удаляется через окна, расположенные в верхней части. При этом предусматривалась как естественная вентиляция воздуха в канале, так и под давлением вентилятора, установленного под трубой.
Первые исследования, проведенные в 1968 г. на трех действующих трубах, показали эффективность устройства вентилируемого канала.
При работе двух блоков мощностью по 300 Мет на трубу с диаметром устья 6,4 м в газовом канале наблюдалось избыточное дав-
231
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
232
Рис 8-10 Железобетонная дымовая труба высотой 250 м с узкой вентилируемой прослойкой.
1 — калориферы; 2 — вентилятор; 3 — железобетонный ст:пл; 4 — футеровка. 5, 6 — вентиляционные окна; 7 — помещение контрольно-измерительных приборов
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ление в верхней части ствола до 25 кГ/м2, и эпюра давления полностью совпадала с данными теоретического исследования § 8-2 и рис. 8-8. При естественной вентиляции зазора наблюдалось перетекание дымовых газов в воздушный канал. Этого явления удалось избежать при принудительном движении воздуха под давлением вентилятора при полностью закрытых вентиляционных отверстиях в верхней части трубы. В этом случае наблюдалось некоторое перетекание воздуха из зазора в дымовой канал, что является вполне допустимым. Воздух подавался подогретым в паровом калорифере до 50° С. Температура наружного воздуха при этом составляла 3° С, а газов в канале 130° С. Подогрев воздуха необходим для соз-здания температурного режима футеровки, предотвращающей ее растрескивание.
Таким образом, первые исследования отечественных железобетонных труб большой высоты подтвердили, что узкий вентилируемый канал повышает надежность трубы в случае работы его на подогретом воздухе под давлением вентилятора и при закрытых выходных окнах вверху трубы.
Узкие непроходные каналы имеют тот недостаток, что их нельзя осматривать и ремонтировать в процессе эксплуатации трубы. При нарушении плотности футеровки или забивания прослойки эффективность этой конструкции может со временем понизиться.
Многоствольные трубы
За последние годы в ряде стран находят все более широкое применение трубы, состоящие из нескольких параллельных стволов, находящихся в общей оболочке. Это связано с тем, что по экономическим соображениям, как это следует из выражения (8-1), желательно уменьшение количества труб на электростанции. С другой стороны, при установке одного или двух стволов на крупную электростанцию при неисправности ствола или хотя бы одного из примыкающих к нему газоходов придется отключать очень большую мощность или даже останавливать всю станцию.
Многоствольные трубы оказываются значительно дешевле, чем отдельно стоящие стволы, а по надежности не уступают последним Многоствольные трубы могут быть как металлическими, так и железобетонными.
Наиболее успешно освоение многоствольных железобетонных труб осуществляется в Англии. Там, как правило, на крупной тепловой электростанции устанавливается одна дымовая труба, имеющая число стволов, равное числу блоков.
Первая многоствольная труба была сооружена на электростанции Эгборо, на которой установлены 4 блока по 500 Мет. Эта труба имеет 4 канала диаметром 6,1 м, высотой 198 м каждый, объединенные в общий наружный ствол в форме четырехгранника со скругленными углами (рис. 8-11). Устья четырех газоотводящих каналов несколько возвышаются над объединяющим стволом. Скорость выхода при полной нагрузке составляет 23 м!сек. Каналы располагаются близко один от другого для того, чтобы образовался на выходе общий газовый факел.
Подобная четырехствольная труба для электростанций мощностью 2 000 Мет является в Англии типовой. Она применена на электростанциях Кингснорт, Редклиф, Фидлер Ферри, Котем и др. [Л 8-13]
233
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для самой крупной в Англии электростанции Дрэкс мощностью 3 960 Мвт с блоками мощностью 660 Мвт каждый запроектирована одна трехствольная труба высотой 259 м. В этом случае на один ствол подсоединяются 2 блока мощностью 660 Мвт каждый.
Большой интерес представляет применение многоствольных металлических труб, получающих распространение в некоторых странах
Металлические трубы позволяют наиболее просто осуществить принцип многоствольности. Как было показано в § 8-2, металличе-
Рис. 8-11. План четырехствольной железобетонной дымовой трубы ТЭС Эгборо (Англия).
1 — стволы труб; 2 — железобетонная оболочка; 3 — лифт, шахта, лестница; 4 — галерея.
ские цилиндрические стволы всегда работают под разрежением. Конструкции многоствольных металлических труб позволяют обеспечить хорошие условия осмотра и ремонта с возможностью замены целых участков. Сроки сооружения могут быть сокращены по сравнению с железобетонными. При определенных условиях их стоимость может оказаться меньше, чем железобетонных.
Далее приводятся данные по некоторым действующим и проектируемым металлическим трубам.
Трехствольпая металлическая дымовая труба высотой 220 м электростанции Шилинг (ФРГ) была введена в эксплуатацию в 1960 г. (dhc. 8-12,а). Каждый ствол трубы обслуживает блок мощностью 125 Мвт, работающий на сернистом мазуте (Sp = 3%). Стальные стволы имеют диаметр 3 м (скорость газа 25 м/сек) при
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
толщине стенки 10 мм. Ствол набирается из секций высотой 8 м, соединяющихся на фланцах со свинцовыми прокладками. Через каж-ные 40 м длины ствола предусмотрены компенсаторы. Для предотвращения коррозионных разрушений верхняя часть ствола на длине 6 м освинцована с обеих сторон слоем 3 мм. На каждый ствол снаружи нанесена теплоизоляция из минеральной ваты толщиной
Рис. 8-12. Многоствольные металлические дымовые трубы.
а — электростанция Шилинг (ФРГ); б — электростанция Оуэйз (Япония).
50 мм, обшитая снаружи оцинкованным железом толщиной 2 мм.
Стволы крепятся к несущей стальной конструкции (башне) трехгранного очертания высотой 200 м. Пояса располагаются в углах равностороннего треугольника. Размер сторон треугольника у основания 40 м, по верху 7 м. Очертания башни выполнены по параболе. Для защиты стальных конструкций башни применено цинкование методом распыления.
Для обслуживания и ремонта стволов предусмотрен в средней части лифт. Расход металла на башню составил 1 000 т, на стволы 600 т. Строительство трубы продолжалось 8 месяцев.
Значительный интерес также представляет четырехствольная труба электростанции Оуэйз (Япония), обслуживающая два блока по 375 Мет при сравнительно небольшой высоте 120 м (рис. 8-11,6). В отличие от трубы электростанции Шилинг стволы являются самонесущими Диаметр ствола внизу 5 м, вверху 4 м. В целях увеличе-235
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ния мощности струи и лучшего рассеивания вредностей в верхней части установлен объединяющий все стволы колпак, причем скорость выхода газов из него принята 30 м!сек. Для предотвращения коррозии стволы покрыты изнутри торкретбетоном. Расстояние между осями стволов внизу 21 м, вверху 8 м.
Рис. 8-13. Проект четырехствольной трубы высотой 320 м на 4 блока по 300 Мет (Теплоэлектропроект).
/ — газоходы, 2 — цоколь; 3 — металлический ствол; 4 — компенсатор; 5 — объединяющий колпак; 6 — башня; 7 — неподвижная опора; 8— площадка;
9 — лифт.
В настоящее время в СССР разрабатываются проекты металлических труб для мощных электростанций, работающих на сернистых топливах. В частности, на рис. 8-13 приведен один из вариантов четырехствольной дымовой трубы высотой 320 м, обслуживающей четыре 236
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
блока мощностью 300 Мвт каждый. В качестве топлива принят сернистый мазут с содержанием серы £р=4°/0. Диаметр каждого ствола принят равным 4,8 м при скорости газов 25 м!сек.
Для борьбы с коррозией рассмотрены два варианта. При первом варианте толщина стального ствола увеличена с 4 мм по расчету на прочность до 10 мм, с тем чтобы обеспечить даже при наличии коррозии достаточно длительную работу стволов. Эффективным также является вариант покрытия всего ствола изнутри свинцом толщиной 3 мм.
Снаружи трубы покрываются тепловой изоляцией из минеральных плит толщиной 100 мм. обшиваемой листовой сталью толщиной 2 мм.
На показанном на рис. 8-13 варианте в качестве несущей конструкции принята четырехгранная башня с размером по верху 6X6 м, а по низу 60X60 м. На отметках 60, 105, 150, 195, 240, 270 и 300 мм предусмотрены жесткие несущие диафрагмы. На этих отметках, а также отметке 316 м расположены площадки для обслуживания арматуры светоограждения. Стволы трубы разбиты горизонтальными швами на царги высотой 6 м, весом 15 т. Отдельные царги могут заменяться в процессе эксплуатации трубы, для чего при помощи тельферов царга выдвигается и опускается на промежуточную площадку.
Стволы трубы подвешены в местах расположения несущих жестких диафрагм. Компенсаторы расположены несколько выше диафрагм.
В рассматриваемом варианте стволы расположены по наружным граням, кроме нижней части, где стволы опускаются вертикально внутрь башни.
В нижней части (цоколе) сечение стволов увеличено вдвое для того, чтобы уменьшить гидравлическое сопротивление в месте сопряжения газоходов со стволами.
В устье трубы установлен объединяющий колпак диаметром 5,6 м. Колпак выполнен для того, чтобы создать мощную струю газа, обеспечивающую лучшее рассеивание в атмосфере. Проводятся исследования для того, чтобы получить мощную струю без колпака, так как установка и обслуживание колпака связаны с определенными недостатками.
В центре башни для подъема эксплуатационного персонала располагаются грузо-пассажирский лифт грузо-
237
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
подъемностью 0,35 т и аварийная лестница с ограждениями. Выходы из лифта предусмотрены на все площадки через каждые 15 м.
Расход стали на трубу составляет 6 940 т, из которых на стволы (утолщенные до 10 мм) приходится 2 376 т. Проектная стоимость трубы — около 6 500 тыс. руб. (в том числе 340 тыс. руб. подземная часть). Ориентировочный срок сооружения — 20 месяцев.
Глава девятая
ВНЕШНИЕ ГАЗОХОДЫ
9-1. ВНЕШНИЕ ГАЗОХОДЫ И ИХ СОПРЯЖЕНИЯ С ДЫМОВЫМИ ТРУБАМИ
Внешние газоходы, по которым транспортируются газы на участке дымосос — дымовая труба, являются важными элементами газового тракта, конструированию которых до последнего времени не уделялось должного внимания. Вследствие этого большинство газоходов, выполнявшихся как в СССР, так и за границей, имели существенные недостатки. Серьезные проработки по внешним газоходам начались с 1963 г., когда по заданию ВГПИ Теплоэлектропроект на кафедре ТЭС МЭИ были выполнены исследования по проекту универсального главного корпуса ТЭС.
Конструкция внешних газоходов должна удовлетворять следующим требованиям:
умеренные гидравлические сопротивления;
возможность сооружения в короткие сроки из стандартных элементов при умеренной стоимости;
отсутствие аэродинамических пульсаций и золовых отложений.
Газоходы современных крупных ТЭС имеют большие размеры поперечного сечения, поэтому сооружение их представляет определенные трудности. Выполнение газоходов целиком в кирпиче, как это делалось раньше, оказывается не только неприемлемым с точки зрения трудоемкости, но и затруднительным при больших пролетах сводчатого перекрытия.
Перспективным материалом следует считать, как и для строительных конструкций главного корпуса ТЭС, сборный железобетон, а в некоторых случаях металл. 238
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Экономическим условием применения сборного железобетона является сведение до минимума числа типоразмеров элементов газоходов. При этом условии ограничиваются возможности выполнения разнотипных элементов сложной конфигурации для обеспечения эффективной аэродинамической формы.
Рис. 9-1. Внешние газоходы от дымососов к дымовой трубе (2 блока по 200 Мвт на трубу).
а — первоначальный вариант; б — рекомендуемый вариант.

Из изложенного следует, что выполнение внешних газоходов является довольно сложной задачей, требующей всестороннего учета многих факторов.
В качестве первого примера можно привести газоходы, разработанные по нашим рекомендациям Харьковским отделением Теплоэлектропроекта для универсального проекта ТЭС (Л. 9-1]. Первоначальный вариант проекта для ГРЭС с блоками мощностью 200 Мвт приведен на рис. 9-1,а. Как видно из рисунка, подключение
239
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
металлических коробов от дымососов было выполнено под прямым углом без скруглений внутренних и среза внешних кромок. Поворот от крайнего дымососа сопровождается резким увеличением сечения. Во внешних углах поворота образуются вихри, вызывающие высокие гидравлические потери и пульсации. Поток от дымососа, расположенного вблизи трубы, ударяет под прямым углом в поток, идущий от дальнего дымососа. Внизу дымовой трубы потоки от противоположных газоходов сталкиваются, так как перегородки в нижней части трубы нет. Все эти факторы и вызывали высокие гидравлические сопротивления, пульсацию потока и вибрацию газоходов. Общий коэффициент сопротивления газохода, включая вход в дымовую трубу, составил иОбщ=7.
Окончательный вариант для универсального проекта, реализованного в первую очередь на парогенераторах Змиевской ГРЭС, показан на рис. 9-1,6. Этот вариант проверен в 1963 г. на моделях кафедры ТЭС МЭИ.
Газоходы выполняются из изготовленных на заводе однотипных тюбингов (звеньев) сечением 3X6 м и длиной 1,5 м. Каждый газоход независимо доходит до дымовой трубы, так что тройники исключены, а скорость остается неизменной по всей длине тракта. В местах поворота газохода на 90° предусмотрены сегментные участки тюбингов с таким же поперечным сечением, как и основные участки, но боковые их грани срезаны. Зоны с нулевой скоростью, где возможны золовые отложения, отсутствуют.
При подобном проектировании газоходов, когда исключаются тройники и резкие повороты, коэффициент их сопротивления оказывается малым и главное сопротивление возникает при входе газов в дымовую трубу.
В 1962 г. в ЛАЭИ была проведена большая серия исследований вариантов выполнения цокольной части дымовой трубы при обычном двустороннем вводе в нее газоходов. На рис. 9-2,а представлена схема выполнения цокольной части ранее сооружавшихся железобетонных дымовых труб. В трубе отсутствуют перегородки, а на уровне ввода низа боровов имеются с каждой стороны направляющие козырьки, предусматривавшиеся для уменьшения гидравлического сопротивления на входе. Однако коэффициент сопротивления для этой схемы, отнесенный к скорости в газоходе до расширения, оказался очень высоким: £=4,4. Демонтаж этих козырьков 240
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
уменьшил коэффициент сопротивления до 2,7, т. с. почти вдвое.
В результате серии опытов с различным выполнением цокольной части был найден наивыгоднейший вариант, представленный на рис. 9-2,6. В трубе устанавливается вертикальная перегородка, ориентированная под 45° к оси газоходов, а с каждой стороны ее
Рис. 9-2. Аэродинамические схемы выполнения цокольной части дымовой трубы.
а — типовое выполнение при двустороннем вводе до 1965 г. (нерекомендуемое), £=4,4; б — типовое выполнение при двустороннем вводе но рекомендациям МЭИ, £=0,62; в — рекомендуемая схема при одностороннем вводе газохода, £=0,7.
выполняются наклонные пандусы. 'При этой схеме коэффициент сопротивления уменьшился в 6 раз и составил £ = 0,62. Кроме уменьшения сопротивления, наличие перегородки обеспечивает следующие преимущества:
отсутствие заброса золы уноса из работающего газохода в неработающий;
возможность ремонта и чистки одного борова при работе другого.
Подобная схема была принята Теплопроектом в качестве типовой и в настоящее время выполняется на всех вновь сооружаемых железобетонных трубах ТЭС. Односторонний ввод в дымовую трубу менее желателен, так как потери вследствие меньших сечений окон и больших скоростей газов оказываются по абсолютной величине больше, чем при двустороннем вводе. На рис. 9-2,в показана рекомендуемая схема одностороннего ввода га-16 Л. А. Рихтер.	241
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Зов. В трубе выполняется пандус под углом 40° к горизонту.
Схема выполнения цоколя при двустороннем подводе газов реализована, в частности, для рассматриваемой схемы присоединения двух блоков по 200 Мвт на трубу (рис. 9-1,6).
Проведенные на моделях исследования подтвердили достаточно высокие аэродинамические качества принятой схемы типовых газоходов. Опыты показали на необходимость установки перегородки (рис. 9-1,6), полностью разделяюще?! тракты. Без нее имели место не только повышенные потери, но и пульсации от соударения потоков. Сопротивление поворота составило = 0,3, а всего газохода, включая вход в дымовую трубу, Собщ=>1,3—1,4, что является удовлетворительным. Одновременно обеспечивается равномерное распределение потоков по газоходам.
Представляют интерес газоходы и дымовая труба, сооруженные при расширении Прибалтийской ГРЭС.
На этой электростанции, работающей на эстонских сланцах, установлена дымовая труба высотой 180 м при диаметре устья 7 м на каждые два блока мощностью по 200 Мвт. На каждый блок установлено по два парогенератора паропроизводительностью 320 т/ч (дубль-блок) при двух дымососах на котел. Таким образом, при подключении к трубе мощности 400 Мвт одновременно работают восемь дымососов вместо четырех при моноблоках на такую же мощность.
Первоначальный вариант (рис. 9-3,а) был запроектирован с использованием обычной конструкции газоходов и потому содержал недостатки, свойственные этим конструкциям (завышенные сечения газоходов на ряде участков, неудовлетворительное сопряжение металлических газоходов от дымососов с железобетонными газоходами, многочисленные и нерационально выполненные повороты и тройники, сложная схема и большая длина газоходов, большое число типоразмеров конструкций, нерациональный ввод в дымовую трубу и др.). Его гидравлическое сопротивление оказалось высоким и составило 60,1 кГ/м2. В ряде мест могла отлагаться зола, особенно при остановке части котлов.
Ленинградским отделением Теплоэлектропроекта совместно с МЭИ была разработана новая схема газоходов, приведенная на рис. 9-2,6. Учитывая нежелательность 242
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
применения тройников, каждый газоход от дымососа до дымовой трубы приходится вести независимо, и скорость газа в нем выдерживается неизменной. В связи с большим количеством газоходов (8) они выполнены в два яруса, причем из железобетонных однотипных тюбингов сечением 3X2,5 м выполнены только прямолинейные участки. Все повороты после диффузоров выполнены плавными в металле. Оригинален также скос газоходов на 10° к оси котельной, что уменьшает угол поворота
Рис. 9-3. Газоходы Прибалтийской ГРЭС.
а — исходный вариант; б — реализованный вариант; в—цокольная часть дымовой трубы.
16ф	243
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
газов и сокращает длину газоходов. Полностью металлическим выполнен ближайший к дымовой трубе газоход сложной формы. В целях удешевления строительных конструкций газоходы сняты с эстакады и положены на грунт на щебеночную подстилку.
Для этого же объекта впервые по новым рекомендациям выполнена дымовая труба. Если в части газоходов и газопроводов рекомендуемые аэродинамические схемы обычно реализуются довольно быстро, то всякие изменения в части дымовых труб связаны с организационными трудностями. Труба—дорогое и ответственное строительное сооружение, и всякое изменение требует переделки типовых чертежей и пересчетов.
На рис. 9-3,в показаны узлы железобетонной дымовой трубы высотой 180 л/, диаметром устья 7 м для Прибалтийской ГРЭС (IV очередь).
Наиболее важными изменениями по сравнению с ранее применявшимися дымовыми трубами являются:
1.	Снижение отметки низа входных окон с 6 до + 0,8 м в соответствии со снижением примыкающих газоходов.
2.	Увеличение размера окон, обеспечивающее уменьшение гидравлического сопротивления при входе. В частности, ширина увеличена с 4,9 до 6,3 м.
3.	Впервые установлена рекомендованная МЭИ перегородка под углом 45° к оси входных окон. Высота перегородки 8,2 м. Она выполнена переменной толщины — в нижней части в половину кирпича, в верхней в один кирпич — и перевязана с футеровкой. Кроме того, по сторонам перегородки сделаны наклонные пандусы до отметки +4,4 м с длиной основания 7,4 м.
В результате проведенных исследований моделей газоходов, выполненных в 1 :25 натуры, была подтверждена высокая эффективность принятого варианта. Коэффициент сопротивления всего тракта, отнесенный к динамическому давлению по средней скорости в газоходе (w= 14,4 м/сек), £=1,9 и общие потери 16,5 кГ/м2 против 60,1 кГ/м2 по исходному варианту. Однако анализ показал, что возможно дальнейшее снижение сопротивления. Наибольшее сопротивление имеет в данном случае не металлический газоход сложной формы от дымососа 26, а следующий газоход 2а. Путем выполнения входного участка по цилиндрической поверхности удалось достигнуть £=!,27 и общего сопротивления 11 кГ/м2. 244
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Годовой расход электроэнергии за счет улучшения внешних газоходов и низа двух дымовых труб IV очереди Прибалтийской ГРЭС (8 котлов) сократился с 8 400 тыс. квт>ч до 1 540 тыс. квТ'Ч, т. е. на 6 860 тыс. кет* ч, или на 82%.
Одновременно по сравнению с конструкцией предыдущих очередей сокращено количество типоразмеров сборных железобетонных изделий с 18 до 3, уменьшен объем железобетона и исключена кирпичная кладка.
Для блоков мощностью 300 Мет и выше для создания тяги применяют осевые дымососы, обычно типа ДО-31,5. На рис. 9-4 представлена типовая компоновка в случае присоединения двух блоков по 300 Мет к дымовой трубе высотой 250 м при диаметре устья 6,5 м.
Оси дымососов желательно располагать параллельно оси блока или под небольшим углом к ней; встречное расположение дымососов, которое получается при перпендикулярной их установке, является недопустимым. Оси дымососов отодвигаются от оси дымовой трубы с тем, чтобы обеспечить плавный поворот в горизонтальной плоскости при подходе к трубе.
Простейшие газоходы получаются при расположении низа окна в трубе на отметке +0,6 м; в этом случае газоходы и дымососы располагаются в одной плоскости, газоходы могут укладываться прямо на земле без стоек, подобно рис. 9-3. На рис. 9-4 показан более сложный случай, когда отметка низа окна в трубе составляет + 6 м. Газоходы выполнены металлическими круглого сечения, причем вместо двух поворотов на 90° выполняется один поворот в вертикальной плоскости на 45° и один в наклонной плоскости на 90°. Для дальних от оси трубы дымососов выполняется короткий газоход из сборного железобетона сечением 3X6 м при входе в трубу. Возможен вариант подвода металлического газохода непосредственно к трубе.
Проведенные работы позволили наметить типовые решения компоновки и сформулировать следующие основные принципы конструирования газоходов крупных ТЭС:
1.	Разработку газоходов следует выполнять для всего тракта от дымососа до дымовой трубы, включая компоновку дымососов и выбор места расположения дымовой трубы.
245
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
2.	Нецелесообразно применение собирающих газоходов. Газоходы от каждого дымососа или каждого блока (двух дымососов) следует вести независимо до самой дымовой трубы.
Рис. 9-4. Газоходы при установке двух блоков по 300 Мвт на дымовую трубу высотой 250 м (показан 1 блок).
3.	Газоход должен представлять собой плотную и жесткую конструкцию, способную противостоять аэродинамическим вибрациям. Наиболее типичными материалами являются: железобетонные плиты, футерованные кирпичом, кирпичные стены и железобетонные плиты 246
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
вверху и внизу газохода и металлические газоходы, обычно круглого сечения.
4.	Размеры входных окон в трубе следует выполнять с учетом размеров ввода газоходов, желательно без сужения в горизонтальной 1плоскости. Высота окна должна быть несколько больше высоты газохода с тем, чтобы обеспечить плавный переход в верхней части.
5.	После радиальных дымососов следует предусматривать достаточно длинный металлический диффузор с тем, чтобы скорости снижались в нем с минимальными потерями (£^0,1) до величин, принятых в газоходе. Металлические газоходы должны вводиться в торец железобетонных газоходов.
6.	В случае двустороннего ввода газоходов внутри трубы следует устанавливать перегородку под углом 45° к оси газоходов и пандусы с обеих сторон, согласно рис. 9-2,6.
9-2. ЗОЛОВЫЕ ОТЛОЖЕНИЯ ВО ВНЕШНИХ ГАЗОХОДАХ И МЕРЫ ИХ ПРЕДОТВРАЩЕНИЯ
На ряде ТЭС наблюдаются эоловые отложения во внешних газоходах и дымовых трубах. Эти отложения уменьшают живое сечение газоходов, увеличивая их гидравлическое сопротивление, вызывают дополнительную нагрузку на строительные конструкции газоходов и дымовых труб, а в отдельных случаях приводят к разрушению их элементов.
В период с 1962 по 1965 г. были обследованы газоходы 55 электростанций, сжигающие антрацитовые штыбы, каменные и бурые угли, фрезерный торф и сланцы. Во внешних газоходах эоловые отложения наблюдались на 41 электростанции, причем на 28 они достигали значительной величины, требующей проведения специальных мер.
Основными факторами, влияющими на эоловые отложения, являются:
физико-химические параметры потока (температура, влажность, содержание окислов серы, точка росы), физико-химические свойства частиц уноса, аэродинамическая структура потока, скорости газа по тракту.
Обследования показали, что золовым отложениям способствуют низкие температуры и повышенная влажность газов. Так, наибольшие золовые отложения были на электростанциях с температурой газов в газоходах от 60 до 90° С. Такие температуры имели место после мокрых золоуловителей. Отложениям способствует брызго-унос из золоуловителей, а также влага, образующаяся при паровой обдувке поверхностей нагрева. Низкие температуры газов возникают при работе парогенераторов на пониженной нагрузке и при повышенных присосах воздуха. Наличие окислов серы снижает точку росы и способствует образованию влаги на стенках. Влажная частица как бы прилипает к стенке за счет сил адгезии и когезии.
247
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Выпавшие частицы уноса моГут Находиться в рыхлом сбстой-нии или образовывать твердые сцементированные отложения. Последнее имеет место, когда в золе топлива содержится значительный процент окиси кальция (свыше 5—8%).
Очень большое влияние на образование отложений оказывают аэродинамические факторы. Для того чтобы частички золы не оседали, необходимо прежде всего, чтобы средняя скорость потока была достаточной на всех режимах работы. Далее необходимо, чтобы не только средние, но и локальные скорости по всему сечению
Рис. 9-5. Отложение золы во внешних газоходах.
а —Славянская ГРЭС (1-я очередь); б —Луганская ГРЭС (1-я очередь).
были достаточны и отсутствовали зоны вихреобразования, где скорость может быть направлена даже в сторону, противоположную движению. Наконец, не должно быть участков, которые работают подобно сепарационному устройству, отделяющему частицы золы из потока.
Резкий поворот газохода является неудовлетворительным из-за отложений золы. На внутренней кромке поворота развиваются большие центробежные силы, отбрасывающие частицы к наружной кромке, где скорость падает до нулевого значения.
На рис. 9-5 показаны схемы отложения золы па Славянской и Луганской ГРЭС, работающих на АШ при мокрых золоуловителях типа МП ВТИ. Как следует из рассмотрения этих схем, зола откладывается именно у внешних кромок поворотов, где скорость падает до нулевого значения. Отложения золы наблюдаются также при резком повороте вверх .при входе в дымовую трубу. При этом 248
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
на Славянской ГРЭС, имеющей двусторонний ввод газов, зола откладывается в центре трубы, а на Луганской ГРЭС при одностороннем вводе—в газоходах перед трубой.
Кроме поворотов, зола оседает в местах резкого падения скоростей, что хорошо видно на рис. 9-5,6. Зола накапливается между вводами от отдельных дымососов в сборный боров, где скорость резко падает.
Сначала золовые отложения обычно образуются в повороте-диффузоре, расположенном за дымососом (рис. 9-6), т. е. в самом
А~А
Рис. 9-6. Схема образования золовых отложений в диф-фузор-повороте за дымососом.
начале внешних газоходов. В нижней части участка поворота образуется отрыв потока и вихрь, отбрасывающий частицы в сторону, обратную движению основного -потока. Образовавшиеся в этом месте отложения способствуют постепенному развитию отложений в участках газоходов, расположенных за этим элементом.
Золовые отложения в большой степени зависят от скоростей движения газов в газоходах. На некоторых электростанциях они были приняты низкими и даже на номинальных нагрузках составляли 3—5 м/сек. Гораздо чаще имеют место случаи, когда малые скорости возникают не во всех -газоходах, а на отдельных его участках. Такие участки имеются на газоходах рис. 9-5, а также в сборном газоходе от дальних дымососов, показанных на рис. 9-1,а.
Особенно опасны режимы, когда при наличии сборных газоходов часть дымососов отключается. На рис. 9-7 показаны золовые отложения, образовавшиеся при отключении некоторых из дымососов. Как видно из рассмотрения рисунка, в последнем случае происходит заброс золы в неработающие газоходы.
Значительные золовые отложения обычно образуются при одновременном воздействии нескольких неблагоприятных факторов, как, например, низкой температуры газов и брызг из мокрых золоуло-249
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
вителей одновременно с неблагоприятным аэродинамическим выполнением элементов газоходов.
Непременным условием отсутствия золовых отложений является достаточная скорость в газоходах, чтобы золовые частицы не могли выпадать из движущегося потока. Однако для гарантии отсутствия отложений скорость газов должна обеспечить сдувание уже отложившихся частиц, чго может иметь место при нерасчетных режимах работы оборудования (рис. 9-7).
Рис. 9-7. Отложение золы по испытаниям на моделях на сдувание в газоходах при различных режимах работы.
а — отключен дымосос 2а; б — отключен дымосос 26; в —отключены дымососы 2а и 26.
Следует иметь в виду, что при малых размерах частиц уноса (обычно менее 100 мк) последние располагаются внутри пограничного слоя и на них воздействуют скорости еначительно меньшие, чем в основном потоке. Поскольку толщина пограничного слоя зависит от размеров газоходов, одинаковые частицы золы в газоходах различных размеров будут сдуваться по-разному.
В результате исследования уравнений для турбулентного пограничного слоя найдены следующие соотношения для пересчета скоростей сдувания с модели на натуру.
250
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Для частиц диаметром менее 100 мк
Р-м
^н = ~ мв’%;	(9-0
ГН
для крупных частиц более 200 мк
wa = У V- Л1».,2№М1	(9-2)
г 1н
где wH,	— скорость газов на модели и натуре, м!сек\
М —	— отношение характерных размеров натуры и модели.
Рм> Р-н — коэффициент динамической вязкости газовой среды на модели и натуре;
Ym, Yh— удельный вес газовой среды на модели и натуре, кг/м1. Таким образом, если испытания на сдувание золы ведутся на моделях газоходов в масштабе 1 :25 натуры на той же газовой среде, то полученные на модели скорости следует увеличивать на натуре в 1,46 раза.
Из выражений (9-1) и (9-2) следует, что с повышением температуры газа сдувание мелких частиц (до 100 мк) улучшается, а крупных (свыше 200 мк) ухудшается.
Отложения золы носят различный характер и могут в разной степени влиять на работу ТЭС (снижение паропроизводительности, перерасход электроэнергии на тягу, аварийный останов оборудования и другие).
Так, на некоторых ТЭС имеются сравнительно небольшие отложения порядка 0,1—0,2 м, нарастающие довольно медленно. На других электростанциях высота отложений уже измеряется метрами. На двух ТЭЦ под действием веса золы имели место разрушения газоходов, а на одной ТЭЦ, работающей на экибастузском угле и имеющей мокрые золоуловители, высота золовых отложений в дымовой трубе достигла 15 м и произошло обрушение перекрытия в цоколе дымовой трубы.
На ряде ТЭС приходится периодически удалять из газоходов каждого парогенератора вручную до 100—150 т золы.
Проведенные в МЭИ исследования позволили наметить основные мероприятия по предотвращению золовых отложений во внешних газоходах ТЭЦ. К важнейшим из них относятся:
-1. Не допускать применения мокрых золоуловителей на топливах, зола которых может цементироваться.
2.	В случае применения мокрых золоуловителей не допускать снижения температуры газов за ними ниже НО—130° С и брызго-уноса из них. Не рекомендовать применения паровой и водоструйной обдувки поверхностей нагрева в тех случаях, когда возможны золовые отложения во внешних газоходах.
3.	Рекомендовать выполнение отдельных газоходов от каждого дымососа или от каждого парогенератора до дымовой трубы, исключая применение сборных газоходов.
4.	Обеспечить рациональное аэродинамическое выполнение всех элементов газоходов, обеспечивающее отсутствие золовых отложений. На рис. 9-8 показаны рекомендуемые схемы выполнения поворота-диффузора и цокольной части дымовой трубы для случаев, когда имеется большая опасность золовых отложений (многозольные топлива, мокрые золоуловители).
251
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
Нижняя стенка диффузор-поворота выполняется по дуге окружности /?=(),975 hr |(рис. 9-8,а), сопрягаемой с линией контура нижней стенки диффузор-поворота. ^Максимальный подъем линии контура над горизонтальной стенкой Л=0,0625/гг. При таком профилировании сокращается зона отрыва -потока у нижней стенки и предотвращаются золовые отложения.
Предложенная схема выполнения цоколя по рис. 9-2,6 значительно сокращает отложения золы по сравнению с ранее применяв-
Рис. 9-8. Рекомендуемое выполнение газоходов для предотвращения золовых отложений. а — диффузор-поворот; б — выполнение цоколя дымовой трубы.
шимися схемами (рис. 9-2,а). Однако для наиболее неблагоприятных случаев (например, на экибастузском угле после мокрых золоуловителей) разработана схема (рис. 9-8,6), где золовые отложения практически исключены полностью. Перегородка здесь установлена под углом, несколько меньшим 45°, к оси газоходов, так чтобы полностью исключить мертвые зоны по бокам. Пандусы выполнены ступенчатыми.
5.	Особое внимание следует уделять вопросу выбора скоростей в газоходах, обеспечивающих сдувание золы. Если при сухом золоулавливании на номинальной нагрузке достаточна скорость 8— 10 м!сек, то при мокрых золоуловителях она должна быть не менее 13--14 м!сек.
252
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
6.	Необходимо уделя1ь серьезное внимание вопросам обеспечения рацональной эксплуатации газоходов — обеспечению необходимой плотности, тепловой изоляции, наблюдению за температурным режимом и эоловыми отложениями, проведению своевременных ревизий и ремонтов.
Глава десятая
ДЫМОВЫЕ ТРУБЫ И ГАЗОПРОВОДЫ ПИКОВЫХ ТЕПЛОФИКАЦИОННЫХ ВОДОГРЕЙНЫХ КОТЛОВ
10-1. ВЫБОР СПОСОБА ТЯГИ ПИКОВЫХ КОТЛОВ
При постройке новых теплоэлектроцентралей и расширении существующих широкое распространение для покрытия максимумов теплофикационных нагрузок получили пиковые теплофикационные водогрейные котлы (ПТВМ). Предложенные в 1956 г. академиком М. А. Стыриковичем и И. К. Стаселявичусом, они были разработаны и внедрены в энергетике Н. И. Жирновым, Л. Б. Кролем, Ю. И. Рабкиным, А. М. Лифшицем, М. М. Понизовским и другими. Эти котлы значительно удешевили начальную стоимость ТЭЦ [Л. 10-1].
Вместе с тем отдельные вопросы при сооружении пиковых котельных не всегда решались достаточно обоснованно в первый период их внедрения. К таким вопросам относится, в частности, организация тяги.
Для пиковых котлов, которые проектируются для работы на газе и мазуте, удаление газов обычно осуществляется самотягой. Такое решение является вполне закономерным, так как температура уходящих газов принята повышенной (порядка 180° С при сжигании газа и 230° С при сжигании мазута), а сопротивление газового тракта невелико (около 20—28 кГ1м2). Только в отдельных случаях, когда невозможно выполнить трубу достаточной высоты, обеспечивающей самотягу, может потребоваться установка дымососов.
Самотяга пиковых котлов может осуществляться одним из следующих трех способов [Л. 10-2]:
индивидуальными стальными трубами от каждого пикового котла (рис. 10-1,п);
общей железобетонной или кирпичной трубой на все пиковые котлы/рис. 10-1,6);
подсоединением группы пиковых котлов к трубе энергетических котлов (рис. 10-1,в).
253
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
•Первый способ тяги имеет весьма ограниченное применение. Поставляемые к типовым котлам ПТВМ-100 дымовые трубы (отметка верха 4-55 л/, диаметром 3,2 м) при сжигании под ними мазута с Sp=^4% уже при двух котлах не обеспечивают необходимого санитарного состояния атмосферы даже при нулевом фоне от энергетических парогенераторов. Опыт эксплуатации таких металлических труб показывает, что самотяга не полностью
мазутном топливе.
а — индивидуальные металлические трубы; б — общая железобетонная труба на группу пиковых котлов; в — совместная тяга парогенераторов и пиковых котлов на общую железобетонную трубу; 1 — парогенераторы; 2 — дымососы; 3 — газоходы парогенераторов; 4— дымовая труба парогенераторов; 5 — пиковые котлы; 6 — индивидуальные металлические трубы; 7 — сборный газоход пиковых котлов; 8—железобетонная труба группы пиковых котлов; 9 — общая железобетонная труба для пиковых и энергетических котлов
обеспечивает тягу в холодный месяц даже при работе на газе. При работе на мазуте, когда возникают отложения на трубках, производительность котлов начинает лимитироваться тягой, несмотря на проведение частых обмывок поверхностей нагрева. Следует также учесть, что стальные трубы при сжигании сернистых мазутов корродируют и нуждаются в периодической замене.
Все сказанное позволяет заключить, что способ обеспечения тяги пиковых котлов с помощью индивидуальных дымовых труб нельзя считать перспективным для современных ТЭЦ. Поэтому наибольшее значение имеют последние два способа с групповыми трубами значительной высоты. В этом случае газы на выходе из пико-254
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
вых котлов объединяются с помощью металлического сборного газохода и направляются к железобетонной дымовой трубе. Эта труба может иметь значительную высоту и мощный газовый факел, что гарантирует достаточную самотягу и хорошее рассеивание вредностей в атмосфере.
Сооружение железобетонных дымовых труб связано с затратами, увеличивающими стоимость пиковой котельной. Поэтому очень важно обеспечить такой выбор труб, чтобы их стоимость была минимальной.
В гл. 3 было приведено выражение для технико-экономических расчетов дымовых труб для случая принудительной тяги. Принципиальным отличием дымовых труб пиковых котлов является то, что вследствие работы без дымососов они не требуют эксплуатационных расходов электроэнергии. С другой стороны, следует иметь в виду, что выбор оптимальных размеров должен производиться не только по условиям загазованности атмосферы, но и для обеспечения необходимой самотяги.
Общая железобетонная дымовая труба на группу пиковых котлов
Поскольку труба работает на самотяге, эксплуатационные расходы сводятся лишь к отчислениям на амортизацию и минимум расчетных затрат совпадает с минимумом капитальных затрат на сооружение дымовой трубы. Таким образом, задача сводится к отысканию наиболее дешевой трубы, отвечающей заданным условиям.
При проведении расчетов следует учитывать два возможных варианта:
а)	создаваемая загазованность несущественна (малый фон от парогенераторов, работа пиковых котлов на газе);
б)	загазованность является решающим фактором (работа на сернистом мазуте).
В первом случае расчет затрат ведется по условию создания достаточной самотяги. Здесь минимальную стоимость трубы, соответствующую минимуму затрат, можно определить следующим образом.
Высота трубы по условиям самотяги рассчитывается по выражению
(10-1)
25?
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
где А, Ац — соответственно полная высота дымовой трубы и высота цокольной части дымовой трубы, равная высоте пикового котла, м\ Ah — перепад полных давлений по газовому тракту, не включающий в себя ни сопротивления, ни самотяги трубы, кГ1м2\
hjt — динамическое давление в устье трубы, кГ/м2;
ус, Y — удельный вес окружающего воздуха при зимнем режиме уходящих дымовых газов, кГ1м\ 1,2 — коэффициент запаса по газовому тракту.
Для проведения технико-экономического расчета необходимо иметь зависимость стоимости трубы Кт от ее геометрических размеров: геометрической высоты Н и диаметра устья D. Используя данные Теплопроекта по стоимостям труб, можно дать зависимость в следующей форме:
Kt^L(D-^3)/i™ руб.	(10-2)
В диапазоне высот от 100 до 200 м можно принять ориентировочно £=0,1 и т = 2,5. Подставим в формулу (10-2) выражение для D по формуле (8-21) и выражение для Н по формуле (10-1), в котором выразим Ад через скорость w по формуле (2-2а). Для нахождения оптимальной скорости найдем =0.
После преобразований окончательное выражение для оптимальной скорости примет вид:
3,9
^ОПТ--- у-----г
у — 1
Тв
' м!сек- (Ю-2а)
При выполнении сборного газохода по рекомендациям МЭИ [Л. 10-3] для числа пиковых котлов п от 3 до 5 оптимальные значения скорости для ПТВМ-100 колеблются в пределах 11,1 —11,6 м/сек, а для ПТВМ-180— в пределах 12,2—12,7 м!сек. Вследствие пологого изменения расчетных затрат вблизи оптимума можно рекомендовать применение скоростей на 30% больше оптимального значения, т. е. 15 и 16 м!сек соответственно.
Из выражения (10-2а) следует, что положения минимума расчетных затрат определяются лишь числом и типом подсоединяемых котлов, аэродинамическим со-256
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
вершенством тракта и температурой уходящих газов, а стоимость материала трубы, географический район ее расположения, свойства грунта и т. п. на положение ми-
нимума не влияют.
В случае, когда загазованность является решающим фактором, положение минимума расчетных затрат определяется двойным условием: по тяге и по загазованности. Уравнение, выражающее условие тяги, имеет минимум, тогда как зависимость затрат от скорости — непрерывно убывающая функция. Точка пересечения этих зависимостей определяет скорость, являющуюся наивыгоднейшей с точки зрения создания необходимой самотяги и рассеивания примесей.
Высоту дымовой трубы по условиям загазованности при пользовании
[Л. 8—6] из выражения (8-19) можно представить для работы iHa сернистом мазуте при котлах ПТВМ-100 следующим образом:
Рис. 10-2. Графики для определения оптимальной скорости в трубе пиковых котлов.
-------котлы ПТВМ-100;---------котлы ПТВМ-180; п —число намечаемых к установке пиковых котлов; SP — содержание серы в топливе на рабочую массу; см — допустимая величина загазованности, мг!м\
3\№п (1,125 —0,Olw)
(10-3)
где 5р — содержание серы в мазуте на рабочую массу, %;
см— возможная величина загазованности от пиковых котлов (с учетом фона), мг)м2.
Решая совместно уравнения (10-1) и (10-3), можно найти выражение для выбора скорости. Для практического использования на рис. 10-2 приведены графики, позволяющие найти искомую скорость газов в устье трубы W.
Для большинства известных случаев обычно удается ограничиться высотой дымовой трубы 120 м, и лишь 17 Л. А. Рихтер.	257
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
в отдельных случаях установки пиковых котлов большой суммарной теплопроводности может встать вопрос о трубе высотой 150 м.
Совместная тяга пиковых котлов и парогенераторов
Нахождение оптимального варианта для этого случая является наиболее сложным, и для него не удается найти достаточно простой аналитической зависимости. Поскольку парогенераторы имеют дымососы, а следовательно, гарантируют тягу, определяющим является тракт пиковых котлов, работающих за счет самотяги.
Проверку достаточности высоты дымовой трубы для обеспечения тяги пиковых котлов следует проводить по тому же выраже-
Та блица 10-1
Сопоставление расчетных затрат при комбинированной и раздельной тяге пиковых котлов и парогенераторов для ТЭЦ-400
Показатели	Число пиковых котлов				
	8	8	8	4	2
Температура уходящих газов энергетических котлов, °C	190	120	150	120	120
Оптимальная скорость в трубе энергетических котлов, м/сек 		22	20	19	19	18
Типоразмер (теоретический) дымовой трубы энергетических котлов d/H, м . . .	6,85/168	7,94/155	8,52/149	8,14/144	8,4/137
Затраты на трубу энергетических котлов, тыс. руб./год		51,06	36,88	23,3	30,3	26,22
Оптимальная скорость в трубе пиковых котлов, м/сек	23,8	23,8	23,8	27,9	31,0
Типоразмер общей трубы группы пиковых котлов, d/H, м		5,75/142	5,75/142	5,75/142	3,75/143	2,52/14
Суммарные затраты на дымовые трубы ТЭЦ при раздельной тяге, тыс. руб/год		89,94	75,76	62,18	55,31	43,85
Оптимальная скорость в общей для пиковых и энергетических котлов дымовой трубе, м/сек 		16	17	18,5	18,5	17,25
Типоразмер общей для пиковых и энергетических котлов трубы d/H, м		10,7/137	10,9/132	10,8/127	9,45/127	9,2/118,2
Затраты на общую для пиковых и энергетических котлов дымовую трубу (включая газоход пиковых котлов), тыс. руб./год		46,12	33,85	24,03	24,33	17,86
Экономия при замене раздельной тяги на совместную, тыс. руб./год		43,82	41,91	38,15	30,98	25,99
Примечание. Затраты на трубу пиковых котлов (включая сборнцй газоход) приняты ЗР = 38,9 тыс. руб.
258
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
нию (104), однако удельный вес газа у и динамическое давление на выходе из дымовой трубы следует брать для смеси уходящих газов парогенераторов и «пиковых котлов, а под высотой цоколя следует понимать отметку ввода газохода от пиковых котлов. Обычно газоходы от пиковых котлов вводятся на отметке Лц = 20—30 м, т. е. значительно выше, чем от парогенераторов. Сопротивление Д/г обозначает перепад полных давлений по тракту пиковых котлов, включая сопротивление входа в дымовую трубу.
Учитывая сложность экономических расчетов по этому варианту, при которых должны учитываться суммарные затраты на тягу пиковых котлов и парогенераторов, далее приводятся результаты для одного частного примера.
На ТЭЦ мощностью 400 Мег установлены 4 теплофикационные турбины Т-100-*130 мощностью 100 Мет каждая. Каждую трубу обслуживает парогенератор производительностью 480 т/ч, работающий на донецком тощем угле с содержанием серы Sp=2,7%. Под пиковыми котлами сжигается мазут с 5Р=2,9%. На ТЭЦ приняты к установке 8 пиковых водогрейных котлов теплопроизводитель-ностью 100 Гкал/ч (ПТВМ-100). Расчеты были выполнены для трех температур уходящих газов парогенераторов: Оу” =90° С; 120° С; 150° С. Результаты расчетов сведены в табл. 40-1. Сопоставляется вариант с установкой самостоятельных труб для пиковых и энергетических котлов «(раздельная тяга) и общей трубы для всех котлов (совместная тяга).
Анализ результатов табл. 10-1 позволяет сделать вывод, что при выполнении совместной тяги затраты оказываются меньшими, чем при раздельной. Экономия превышает 40% от расходов на дымовые трубы при раздельной тяге.
Высота общей дымовой трубы оказывается меньшей, чем высота труб при раздельной тяге, за счет увеличения высоты подъема более мощного потока дымовых газов при выходе из трубы в случае совместной тяги. Удорожание сборного газохода из-за возможного усложнения газоходов покрывается за счет экономии от применения общей трубы.
Затраты на дымовые трубы зависят от их числа. Уменьшение количества дымовых труб на ТЭЦ приводит к сокращению затрат, но увеличивает мощность оборудования, которое будет отключаться в случае выхода из строя дымовой трубы или газохода. В настоящее время к одной трубе на ТЭЦ присоединяют обычно котлы мощностью до 1 200—1 500 Гкал/ч и максимально до 2 000 Гкал/ч.
Если суммарная мощность парогенераторов и пиковых котлов не превышает этих величин, то следует рекомендовать совместную тягу. В противном случае для пиковых котлов можно устанавливать самостоятельную дымовую трубу.
На вопрос выбора совместной и раздельной тяги большое влияние оказывают также вопросы компоновки и типоразмеры имеющихся дымовых труб.
10-2. ГАЗОПРОВОДЫ пиковых котлов
Из изложенного в § 10-1 следует, что для крупных ТЭЦ приходится, как правило, отказываться от установки индивидуальных металлических дымовых труб на пиковых котлах.
17*	259
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
При установке железобетонных Труб как при совместной, так и при раздельной тяге (рис. 10-1,6, в) появляется собирающий газоход. К его выполнению предъявляются следующие требования:
газоход должен иметь малое гидравлическое сопротивление; возрастание его в условиях самотяги может привести к увеличению высоты трубы — самого дорогого элемента установки;
Рис. 10-3. Сборный газоход пиковых котлов круглого сечения, а — выполненный по устаревшим аэродинамически схемам; б — рекомендуемый вариант; в — аэродинамическая схема тройника; / — газоход первого котла; 2 — газоход второго котла; 3 — сборный газоход.
конструкция должна обеспечивать плавное, безударное слияние потоков, исключающее вибрацию;
должен быть обеспечен равномерный отсос газов от каждого подсоединенного котла, в противном случае неравномерно распределяются нагрузки и часть котлов работает на нерасчетных режимах.
Эти условия обеспечиваются рациональным аэродинамическим выполнением всех элементов газохода — поворотов, тройников и переходов, схемы которых были предложены в последнее время.
Применявшиеся ранее конструкции газоходов имели большое гидравлическое сопротивление, так как в их основу были заложены устаревшие аэродинамические 260
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
решения (рис. 10-3,а). Основные недостатки таких газоходов следующие:
поворот от крайнего котла в сборный газоход делался резким (на 90°), что приводило к повышению потерь на сопротивление и образованию во внешнем углу поворота застойной зоны, вызывающей пульсацию;
тройник при подсоединении к газоходу промежуточных котлов выполнялся таким образом, что потоки сливались под углом 90° и теряли энергию.
Неравномерность движения газов из-за соударения потоков вызывала нарушение равномерности отсоса газов, т. е. недогрузку части котлов, а следовательно, и не-доотпуск тепла.
Конструктивное оформление ввода в трубу не было оптимальным, в результате чего возникали дополнительные потери на сопротивление.
'При выборе требуемого типоразмера трубы неправильно оценивалось гидравлическое сопротивление тракта, в связи с чем установленная труба в некоторых случаях не обеспечивала необходимой самотяги.
Над созданием конструкции сборных газоходов пиковых котлов с небольшим аэродинамическим сопротивлением проводились работы МЭИ совместно с ленинградскими отделениями институтов Теплоэлектропроект и Промэнергопроект. Были созданы конструкции (рис. 10-3,6 и 10-4), внедренные на ряде ТЭЦ. Сборный газоход круглого сечения (рис. 10-3,6) выполнен следующим образом: в обечайку конической формы врезается прямоугольный отвод от котла, причем внутренняя стенка отвода выполнена по радиусу, а внешняя скошена под углом 40° и переходит в перегородку, наклоненную под углом 20° к оси собирающего канала, не доходя до оси на величину, определяемую расчетом. Конические обечайки соединены прямыми цилиндрическими участками. В цилиндрический же участок врезается поворот от крайнего котла.
За счет эжекцни основного потока удается сильно сократить сопротивление тройника на проход.
Чтобы отношение скоростей в отводе и проходе было оптимальным, необходимо выдержать экспериментально найденное соотношение
(10-4)
Fc6 z 261 www.teplota.org.ua - все для теплотехника
где Fa, FC6 — соответственно площадь сегмента отвода и площадь круга в концевом сечении перегородки;
г — число потоков сечения.
Принимая во внимание, что
Го
F сб
a sin 2а	2h
W------и a = arccoST-
(10-5)
(обозначения по рис. 10-3,в), можно привести следующую зависимость расстояний перегородки от числа потоков г\
г 2	3	4
Л/D	0,0667	0,187	0,238
В конструкции с прямоугольным поперечным сечением (рис. 10-4) использован принцип постоянства скорости вдоль газохода (средняя скорость во всех сечениях одинакова). Но при одинаковых сечениях и длине круг
Рис. 10-4. Сборный газоход пиковых котлов прямоугольного сечения.
/ — газоход первого котла; 2— газоход второго котла; 3 — га*оход третьего котла, 4 — сборный газоход
262
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
лого и прямоугольного газоходов расход металла на последний получается в Ьи раз больше (рис. 3-1,а). Такая конструкция позволила представить тройник при слиянии потоков от двух соседних котлов как комбинацию независимых по ходу газов элементов: поворота на 80° и прямого короба для подвода газов к месту слияния. Соединение потоков, таким образом, происходит при параллельном направлении векторов скорости в них, что сводит потери в тройнике на проход к минимуму. При подобном выполнении тройника потери в нем на поворот равны потерям в плавном повороте на 80°.
Аэродинамические исследования проводились на моделях, выполненных из металла, в масштабе 1 : 12,5 для газохода круглого сечения и 1 : 10 для газохода прямоугольного сечения. В табл. 10-2 приведены коэффициенты сопротивления, применяемые в расчетах рекомендуемых вариантов.
Таблица 10-2
Коэффициенты сопротивления элементов сборного газохода пиковых котлов
Вариант газохода	Коэффициент сопротивления э емента газохода С		
	поворота от крайнего котла в газоход	тройника на проход	бокового ответвления тройника
Исходный вариант газоходов (рис. 10-3, а) Рекомендуемый газоход круглого сечения	1,4	0,95	1,27
(рис. 10-3, б) 	 Рекомендуемый газоход прямоугольного	0,33	0,1	0,31
сечения (рис. 10-4) 		0,20	0,1	Равно Ъ поворота
Равномерность q отсоса дымовых газов оценивали выражением
где <2общ и Q2 — общий расход дымовых газов и расход их в данном сечении;
п — число пиковых котлов.
Для исходного газохода (рис. 10-3,а) #1=0,63, #2 = — 1,37; газохода круглого сечения (рис. 10-3,6) #1==#2=
263
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
= 1; прямоугольного газохода (рис. 10-4) 9=0,965, 9 = = 1,035.
Приведенные данные показывают, что рекомендуемые газоходы при достаточной равномерности отсоса имеют значительно меньшее аэродинамическое сопротивление. Так, например, для сборного газохода на четыре пиковых котла ПТВМ-100 (при одинаковом динамическом напоре во всех вариантах) величина сопротивления составляет 15% для газохода круглого сечения и 17% для газохода прямоугольного сечения от сопротивления сборного газохода, выполненного по ранее применявшимся схемам (рис. 10-3,а).
При проведении расчетов по выбору типоразмера дымовой трубы полное сопротивление газового тракта п пиковых котлов (котел, сборный газоход, вход в трубу, трение по тракту), выполненного по рекомендуемым схемам, может быть представлено выражением:
для котлов ПТВМ-100 Д//п = 29 + 2п;
для котлов ПТВМ-180 Д//п = 36 + 2п,
что позволяет упростить сами расчеты и тем самым ускорить их. При этом скорость в газоходах принята 10—'12 м!сек.
Ввод сборных газоходов в дымовые трубы обычно осуществляется на отметке 20 м и выше. В случае работы пиковых котлов на отдельную дымовую трубу аэродинамическое оформление места сопряжения выполняется по схемам, приведенным на рис. 9-2,6, в. Когда пиковые котлы и парогенераторы имеют общую трубу, аэродинамическое оформление узла сопряжения газохода и трубы затруднено ввиду того, что мало известен характер взаимодействия потока газов от дымососа и потока самотяги. Так как парогенераторы имеют гарантированную тягу (дымососы), тракт самотяги будет определяющим, поэтому очертания ввода в трубу газохода пиковых котлов требуют тщательной аэродинамической проработки на основе модельных испытаний.
Сопротивление входа в трубу дымовых газов пиковых котлов зависит от поля скоростей потока газов парогенераторов, т. е. от схемы их подсоединения к трубе (односторонняя, двусторонняя, ориентирование к оси газохода пиковых котлов).
264
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ПРИЛОЖЕНИЕ
Таблица П-1
	Приведенные характеристики некоторых энергетических						топлив СССР		
j?	Район, бассейн, месторождение	Марка и сорт	Выход летучих Vr, %	Низшая теплота сгорания qJJ,	Приведенная влажность wnv,	Приведенная зольность Лпр,	Приведенная сернистость 5ПР,	Приведенный объем воздуха V„p, hms‘ 10^/ккал	Доля прироста объема газа при
•О				ккал/кг	кг /ккал	кг‘108/кл:а.4	ке-10*/ккал		а=1, Даг
о S			Ископаемые угли						
о	Донецкий бассейн	д	43	4 840	2,68	4,05	0,82	1,10	0,09
<3		г	39	5 900	1,37	2,68	0,56	1,10	0,07
с		пж	32	5 980	1,00	3,14	0,60	1,09	0,06
ш		т	13	6 550	0,76	2,32	0,41	1,10	0,05
1		ПА	8	6 470	0,85	2,34	0,30	1,11	0,04
ф		AM и АС	4	6 500	0,76	2,04	0,26	1,10	0,03
о ф		АРШ	4	6 100	0,98	2,77	0,29	1,10	0,04
Л.		АШ	4	6010	1,16	2,78	0,28	1,10	0,04
		ППМ	30	3 650	3,01	11,0	1,04	1,13	0,08
а		Шлам	30	5 070	3,94	3,16	0,45	1,11	0,09”
S	Кузнецкий бассейн								
ф	Анжеро-Судженское	ПС	15	6 740	0,96	1,81	0,089	1,10	0,05
3	Кемеровское	к-пс-сс	29	5 990	1,50	2,59	0,083	1,10	0,07
^1 о		ПС-Т	16	6 360	1,25	2,31	0,078	1,10	0,05
з	Ленинское	Д	40	6 300	1,58	0,79	0,063	1,09	0,08
ф		Г	39	6 240	1,44	1,60	0,096	1,10	0,07
><	Прокопье вско-Киселевское	сс	30	6 640	1.09	1,11	0,060	1,09	0,07
X г*		сс	22	6 770	0 88	1,52	0,059	1,09	0,06
5?		сс	14	6 830	U 73	1,67	0,05	1,10	0,05
Ш	ю Араличевское	т	11	6210	1,13	2,70	0,10	1,11	0,05
	о СП	ппс	28	5 660	о,:о	4,42	0,08	1,09	0,06
	Район, бассейн, месторождение	Марка и сорт	Выход летучих vr. %
ar	Карагандинский бассейн	пж—ПС	28
Q		Б	40
О s о	Подмосковный бассейн	Б	45
	Печорский бассейн	пж	31
«S3 r*	УССР	д	39
Ш	Александрийское и др.	Б	60
i	Золочевское	Б	57
ф о ф	Коломыйское Башкирская АССР	Б	53
S’ •Q 5 Ф	Бабаевское Урал	Б	63
	Кизеловское	Г	44
□		Д	45
		ппм	44
о	Богословское	ь	48
s	Челябинское	Б	43
5	Буланашское	Г	40
I c ?	Егоршинское Грузинская ССР	А	9
Ш	Ткварчельское	пж	40
Продолжение табл. П-t
Низшая теплота сго- рания ккал/кг	Приведенная влажность ТРпр, кг-103 (ккал	Приведенная зольность ДНР, кг-№/ккал	Приведенная сернистость Snp, кг-105/ккал	Приведенный объем воздуха ипр, нм*-Ю*/ккал	Доля прироста объема газа при а=1, Даг
5 320	1,40	4,70	0,15	1,09	0,07
3 620	7,18	4,70	0,16	1,12	0,15
2510	13,10	9,37	1,15	1,18	0,21
5 930	1,18	3,13	0,15	1,08	0,05
4 340	2,53	5,75	0,57	1,11	0,09
1 650	32,12	8,55	1,57	1,35	0,38
2 420	15,28	7,82	1,48	1,20	0,23-
3410	5,86	7,05	1,05	1,15	0,14
2 240	23,21	4,28	0,31	1,24	0,32
4 970	1,10	5,90	1,02	1,11	0,07
5 000	1,10	5,30	0,92	1,10	0,07
3 860	2,84	9,22	0,59	1,13	0,08
2 840	9,85	7,62	0,10	1,15	0,19'
3 770	4,50	6,62	0,31	1,10	0,12
5 460	1,83	3,30	0,20	1,09	0,08
5 880	0,85	3,56	0,06	1,11	0,05.
4 180	2,39	8,17	0,43	1,11	0,09
	Район, бассейн, месторождение	Марка и сорт	Выход летучих vr, %
			
О	Тквибульское	Г	43
	Гелати	Б	43
о at	Ахалцихское	Б	49
О	Казахская ССР		
с	Экибастузское	СС	32
	Ленгеровское	Б	40
ш	Узбекская ССР		
ф	Ангре некое	Б	34
о ф	Киргизская ССР		
съ	Кизил-Кийское	Б	38
§	Сулюктинское	Б	36
	Кок-Янгакское	Д	37
5	Ташкумырское	Д	37
ГО	Таджикская ССР		
*3 О	Шурабское	Б	35
5 ф	Красноярский край		
><	Канское	Б	49
X	Назаровское	Б	48
2	Хакасская А. О. 5 Минусинское	Д	42
Продолжение табл. П-1
Низшая теплота сго-п рания Q£, ккал {кг	Приведенная влажность VFnp, кеЛ^1ккал	Приведенная зольность Лпр ке- Kfi/ккал	Приведенная сернистость Snp, ке- 1Ф/ккал	Приведенный объем воздуха Vnp, нм*-\&/ккал	Доля прироста объема газа при а=1, Даг
4 470	2,46	5,98	0,31	1,11	0,09
3070	3,58	13,0	0,65	1,12	0,11
2 470	8,09	15,5	0,44	1,15	0,16
4 050	1,97	9,10	0,20	1,11	0,08
3 850	7,01	3,80	0,54	1,14	0,14
3 450	10,10	3,19	0,40	1,16	0,16
4 000	6,75	2,92	0,45	1,12	0,14
4 440	4,72	2,68	0,13	1,11	0,11
4 850	3,09	3,50	0,33	1,10	0,10
5 450	2,38	2,05	0,14	1,09	0,09
3 950	6,58	3,19	0,17	1,13	0,14
3 570	8,96	2,86	0,14	1,14	0,17
3 110	12,50	2,35	0,19	1,16	0,21
6 340	2,05	1,64	0,09	1,14	0,07
ьэ
8________________________________________________
		Выход
5	Район, бассейн, месторождение	Марка и сорт	летучих
		Иг, %
		
•g	Иркутская область		
О Черемховское	Д	45
Р	Бурят-Монгольская АССР		
<g Гусино-Озерское	Б	43
Читинская область		
Тарбагатайское	Б	43
Ф Черновское	Б	42
q Арабагарское	Б	45
Ф Букачачинское	Г	38
СЪ	Д	42
з Sq Хабаровский край		
5 Райчихинское	Б	43
Ф Ургальское	Г	42
П риморский край		
Суча некое	Г	35
Ф	пж	29
><	т	11
g Артемовское	Б	49
§ Тавричанское	Б	45
Ш Подгородненское	Т	17
Липовецкое	Д	50
Продолжение табл. П-1
Низшая теплота сго- рания Q„, ккал!кг	Приведенная влаж- ность кг- 10*/ккал	Приведенная зольность лпр, кг-\Ф/ккал	Приведенная сернистость Snp, кг • 1 О^/ккал	Приведенный объем „0 воздуха Упр, ИМ3’ \(Р/ккал	Доля прироста объема газа при а=1, Даг
4 660	3,00	4,62	0,21	1,10	0,10
4 240	4,95	3,73	0,14	1,10	0,12
4 050	6,17	3,33	0,09	1,16	0,13
3910	8,43	1,89	0,12	1,13	0,16
3 720	6,72	4,04	0,18	1,11	0,15
6 140	1,30	1,95	0,09	1,09	0,07
5610	2,13	1,78	0,08	1,10	0,09
3 070	12,0	3,09	0,06	1,15	0,20
4 860	1,02	6,46	0,06	1,08	0,07
5 030	1,39	5,55	0,09	1,11	0,07
5 720	1,04	3,78	0,07	1,09	0,06
5 720	1,04	4,11	0,07	1,10	0,05
3 120	8,97	6,93	0,09	1,14	0,18
4 350	3,21	4,95	0,11	1,10	0,11
4 520	1,10	8,42	0,06	1,11	0,06
4 530	1,88	6,07	0,06	1,09	0,09
Продолжение табл. П-1
1	Район, бассейн, месторождение	Марка и сорт	Выход летучих V. %	Низшая теплота сго- рания ккал[кг	Приведенная влажность VFnP, кг /ккал	Приведенная зольность Лпр, ке»1(А/ккал	Приведенная сернистость Snp, ке>103/ккал	Приведенный объем 0 воздуха Vnp, як3-103/ккал	Доля прироста объема газа при <х=1, Да г
< о нг	Эстонская ССР	__	I 90	'орючие с 2 720	ланцы 5,51	13,73	0,55	1,09	0,17
О «2	Ленинградская область Гдовское			90	2 080	7,21	21,02	0,62	1,11	0,19
ш 1 ф	Куйбышевская область Кашпирское	1	80	1 510	13,2	30,40	2,38	1,19	0,25
о ф S' •Q	Торф	Кусковой	Разл1 70	ячные вил 2 560	[ы топлив: 15,62	а 2,58	0,07	1,17	0,28
S яч	Дрова	Фрезерный	70 85	2 030 2 440	24,63 16,39	2,71 0,24	0,04	1,23 1,15	0,36 0,33
CD з	Коксовая мелочь	—-	6	5 220	3,83	2,30	0,21	1,13	0,07
!а	Мазут малосернистый	—	—	9 310	0,32	0,032	0,05	1,10	0,07
о	То же среднесернистый	—	—	9 170	0,32	0,033	0,31	1,10	0,07
5 £	(S₽=2,9%) Мазут высокосернистый					9 040	0,32	0,033	0,44	1,10	0,07
I с	($р=4о/о) Газ саратовский	___			8 560			.—			1,11	0,12
§	Газ дашавский ЬЭ ф о	—	—	8 523	—	—	—	1,11	0,12
ЛИТЕРАТУРА
1-1. Рихтер Л. А., Тяга и дутье на тепловых электростанциях, Госэнергоиздат, 1962.
1-2. Кляч ко Б. И., Кузнецов Н. В., Петросян Р. А., сб. «Повышение параметров и мощности агрегатов в теплоэнергетике», Госэнергоиздат, 1961.
1-3. Клячко Б. И. и др., ТЭ, 1963, № 8.
1-4. Стырикович М. А., К а т к о в с к а я К. Я., С е р о в Е. П., Котельные агрегаты, Госэнергоиздат, 1958.
1-5. Гельтман А. Е., Апатовский Л. Е., ТЭ, 1961, № 1.
1-6. 3 м а ч и н с к и й А. В., ТЭ, 1961, № 12.
1-7. Рихтер Л. А., ТЭ, 1962, № 4.
1-8. Drewry М. К., Transaction of ASME, т. 84, серия А, 1962, № 1.
1-9. Модель 3. Г., ЭМС, 1960, № 4.
1-10. Кроль Л. Б., Основные особенности котельных агрегатов высокого и сверхкритического давления, Госэнергоиздат, 1962.
2-1. Л о й ц я н с к и й Л. Г., Ламинарный пограничный слой, ГФМИ, 1962.
2-2. Buri А., Диссертация, 1931.
2-3. Рихтер Л. А., Известия высших учебных заведений — Энергетика, 1967, № 1.
2-4. Дейч М. Е., Техническая газодинамика, Госэнергоиздат, 1961.
2-5. Рихтер Л. А., Тувальбаев Б. Г., Доклады на научно-техн. конференции за 1966—1967 гг., секции ТЭ, подсекция ТЭС, МЭИ, 1967.
2-6. Рихтер Л. А., Труды научно-техн, совещания по вспомогательному оборудованию, Госэнергоиздат, 1955.
2-7. ЦКТИ, Аэродинамический расчет котельных установок (нормативный метод), изд-во «Энергия», 1964.
2-8. И дел ьч и к И. Е., Справочник <по гидравлическим сопротивлениям, Госэнергоиздат, 1961.
2-9. Та л и ев В. Н., Аэродинамика вентиляции, Госстройиздат, 1958.
3-1. ГКНТ, Методика технико-экономических расчетов в энергетике, 1966.
3-2. Р и х т е р Л. А., ТЭ, 1960, № 4.
3-3. Рихтер Л. А., Салов Ю. В., ТЭ, 1967, № 11.
3-4. ВТИ — ЦКТИ, Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод), Госэнергоиздат, 1957.
3-5. Матвеев Г. А., Беляев В. И., ЭС, 1962, № 9.
270
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
3-6 Матвеев Г. А., Беляев В. И., ТЭ, 1962, № 2
3-7: Беляев В. И., ТЭ, 1962, № 2.
3-8. Змачинский А. В., ТЭ, 1968, № 6 и 1966, № 6.
4-1. Рихгер Л. А., Вопросы аэродинамики газовоздухопрово-дов и регулирования тягодутьевых машин электростанций, Госэнергоиздат, 1959.
4-2. Шере тюк А. Н., Вентиляторы и дымососы, Госэнергоиздат, 1957.
4-3. Еск В., Ventilatoren, 1957.
4-4. Рихтер Л. А., сб. «Котельно-вспомогательное оборудование», Госэнергоиздат, 1957.
4-5. Engineering and Boiler House Review, 1964, № 6.
4-6. Юдин E. Я-, Глушение шума вентиляторных установок, Госстройиздат, 1958.
4-7. Wendower W., Coal Utilization, 1960, № 6.
4-8. Рихтер Л. А., «Промышленная	энергетика»,	1948,	№	7.
4-9. Рихтер Л. А., «Промышленная	энергетика»,	1957,	№	3.
4-10. N a 11 er N. E., Wiliams R. W.,	Combustion,	t. 38,	№	1,
июль 1967.
5-1. Нормы технологического -проектирования тепловых электрических станций и тепловых сетей, .изд-во «Энергия», 1967.
5-2. Левин И. М., Б о т к а ч и к И. А., Дымососы и вентиляторы мощных электростанций, Госэнергоиздат, 1962.
5-3. Ушаков К. А., Брусиловский И. В., Бушель А. Р., Аэродинамика осевых вентиляторов и элементы их конструкции, Госгортех-издат, 1960.
5-4. 1150 Generating Unit in Kentucky, The Engineer, March, 17, 1967.
5-5. Ф и н и т Л. A., Combustion, 1968, июль.
5-6. Пеккер Я. Л., Теплотехнические расчеты по приведенным характеристикам топлива, Энергия, 1966.
6-1. Локшин И. Л., Г аз ир беков а А. X., сборник «Промышленная аэродинамика», ЦАГИ, 1955, № 6.
6-2. Рихтер Л. А., ЭС, 1960, № 4.
6-3. Ковалев А. П., Лелеев Н. С. и др., Парогенераторы, изд-во «Энергия», 1966.
7-1. Ужов В. Н., Очистка промышленных газов электрофильтрами, изд-во «Химия», 1967.
7-2. Р и х т е р Л. А., ЭС, 1957, № 10.
7-3. Рихтер Л. А., Козлов Ю. Г., ЭС, 1966, № 11.
7-4. Col I а г A. R., A. R. С., Rep. а Мет., 1939, № 1867.
7-5. Таганов Г. И., Труды ЦАГИ, 1947, № 604.
7-6. 3 а л о г и н Н. Г., ТЭ, 1964, № 7.
7-7. Идельчик И. Е., Аэродинамика промышленных аппаратов, изд-во «Энергия», 1964.
7-8. Рихтер Л. А., Козлов Ю. Г., Мая кин В. П., Доклады научно-техн, конференции за J966—1967 гг., секция ТЭ, подсекция ТЭС, МЭИ, 1967.
7-9. Очистка дымовых газов электростанций от золы, БТИ ОРГРЭС, 1962.
7-10. Deutsch W., Ann. Phys., 68, № 11, 335 (1922).
8-1. Жилин В. Г., Проектирование тепловых электростанций большой мощности, изд-во «Энергия», 1964.
8-2. Саттон О Г., Микрометеорология, Гидрометеоиздат, 1958.
271 www.teplota.org.ua - все для теплотехника
8-3. Bresser H., H a n s c h W., Staub, 1965, № 6
8-4. E 1 s h о u t A. J., Duren H., Mitteilung dcr VGB, H 107, 1967, апрель.
8-5. Временная методика расчетов рассе кания в атмосфере выбросов из дымовых труб электростанций, ТЭ, 1964, № 7.
8-6. Госстрой СССР, Указания по расчету рассеивания в атмосфере вредных веществ (пыли и сернистого газа), содержащихся в выбросах -промышленных предприятий, СН369-67, Гидрометеоиздат, Ленинград, 1967.
8-7. Инструкция по проектированию железобетонных дымовых труб, Стройпздат, 1962.
8-8. Т р и н к с р Б Д, «Промышленное строительство», 1966, № 11.
8-9. Т р и п к е р Б. Д., ЭС, 1968, № 4.
8-10. Б у р с а к о в с к и й Д А., ЭС, 1968, № 4.
8-11. Рихтер Л. А, ЭС, 1968, № 4.
8-12. П о ш е х о н о в В. Л., ЭС, 1968, № 4.
8-13. Stone С. N., Clarke, Combustion, 1967, т. 39, № 4.
8-14. Черемисов К. М., Еремеев Г. Г., Пермяков С. И., Прудникова А А, ЭС, 1968, № 4.
8-15. Андреев П. И., Рассеивание в воздухе газов, выбрасываемых промышленными предприятиями, Госстройиздат, 1952.
8-16. Holland J. Z., Atomic Energy Commission Report ORO-99, 1953.
8-17. Roberts O. F. T., Proc. Roy. Soc. (London), A104, 1923.
8-18. Taylor G. J., Phil. Trans., A, vol. 215, 1915.
8-19. Б e л о с e л ь с к и й Б. С., Покровский В. Н., Сернистые мазуты в энергетике, Энергия, 1969.
9-1. Рихтер Л. А., Салов Ю. В., Доклады научно-техн, конференции за 1966—1967 гг., секция ТЭ, подсекция ТЭС, МЭИ, 1967.
10-1. Жирнов И. И., Кроль Л. Б., Лившиц Э. М., Раб-к и н Ю. И., Пиковые водогрейные котлы большой мощности. Энср* гия, 1964.
10-2. Рихтер Л. А., Тувальбаев Б. Г., «Энергетическое строительство», 1966, № 12.
10-3. Рихтер Л. А., Тувальбаев Б. Г., ТЭ, 1968, № 2.
Принятые сокращения: журнал «Теплоэнергетика» — ТЭ, журнал «Электрические станции»—ЭС.
www.teplota.org.ua - все для теплотехника
ПОПРАВКА
На стр. 33 строки 28—29 сверху следует читать так:
Можно предположить, что устойчивость пограничного слс уменьшается с ростом давления на некотором участке р2—Pi
www.teplota.org.ua - все для теплотехника