УДК 621.181.647 : 629.12
С 89
Н. И. ПУШКИН,
д. и. волков,
к. с. ДЕМЕНТЬЕВ,
В. А. РОМАНОВ,
А. С. ТУРЛАКОВ
В учебнике изложены вопросы теории и основ проектирования судовых
парогенераторов мазутного отопления и частично — парогенераторов ядерных
энергетических установок. Большое место отведено тепловым расчетам в меж¬
дународной системе единиц измерения и описанию наиболее характерных кон¬
струкций.
Круг читателей: студенты, изучающие курс «Судовые парогенераторы»,
и инженерно-технические работники, занимающиеся проектированием пароге-
раторов и исследованием рабочих процессов в них.
Рецензенты:
инж. А. Я. НАГИБИН,
кафедра парогенератостроения Николаевского ко¬
раблестроительного института —
канд. техн. наук С. В. РОЖКОВ
Научный редактор	,
инж. В. П. СИГАЧЕВ
С
31805—048
048(01)—77
© Издательство «Судостроение», 1977 г.

ПРЕДИСЛОВИЕ
Изданный в 1965 г. учебник «Судовые паровые котлы»
Н. И. Пушкина был написан для студентов, обучающихся по
специальности «Парогенераторостроение». В нем освещались
главным образом теория и расчет судовых парогенераторов. Во¬
просы проектирования и конструирования парогенераторов
почти не рассматривались. Не было и раздела, относя¬
щегося к парогенераторам ядерных энергетических установок
(ЯЭУ).
Выпущенный в 1970 г. учебник В. М. Бузника по судовым
парогенераторам построен на материале предыдущих изданий
и нуждается в обновлении и дополнениях.
Предлагаемый настоящий учебник написан в соответствии
с программой одноименного курса, читаемого в Ленинградском
ордена Ленина кораблестроительном институте на факультете
корабельной энергетики для студентов, специализирующихся по
судовым энергетическим установкам. Он пригоден и для студен¬
тов специальности «Турбиностроение» факультета корабельной
энергетики ЛКИ.
В учебнике использованы материалы позднейших научно-ис¬
следовательских и проектно-конструкторских работ в области
парогенераторостроения. В нем нашел отражение новый нор¬
мативный метод «Тепловой расчет котельных агрегатов», издан¬
ный в 1973 г. В книгу вошли новые или значительно обновлен¬
ные главы, как, например, гл. XI, XII, XIV, XV и XVII. Рассмот¬
рены только наиболее распространенные в судовой практике
парогенераторы, а именно: главные парогенераторы мазутного
отопления и парогенераторы ЯЭУ.
1*
3

Современное состояние и перспективы развития судового па-
рогенераторостроения в настоящее время можно характеризо¬
вать следующими признаками:
—	применением высоких параметров пара;
—	созданием высокоэкономичных парогенераторов малой
форсировки;
—	применением малогабаритных высоконапорных парогене¬
раторов высокой форсировки;
—	дальнейшим усовершенствованием конструкций парогене¬
раторов прямоточного типа;
—	введением промежуточного перегрева пара;
—	широким применением автоматического регулирования
рабочих процессов в парогенераторе;
—	применением жаростойких и жаропрочных материалов;
—	внедрением современных методов технологии изготовле¬
ния и монтажа;
—	созданием методов технико-экономического анализа при
проектировании, исследовании и постройке парогенераторов.
Перед современной теплоэнергетикой и, в частности, перед
парогенераторостроением поставлено много других, не менее
важных и сложных задач. Многие ученые сейчас работают в об¬
ласти тепло- и массообмена в условиях высоких плотностей теп¬
ловых потоков, температур, давлений и скоростей; гидродина¬
мики двухфазных жидкостей; газодинамики при высоких и
сверхвысоких скоростях движения сред, а также над решением
следующих проблем:
—	разработка новых методов борьбы с химической и элект¬
рохимической коррозией;
—	создание новых методов обработки воды.
При написании учебника авторы стремились, в меру воз¬
можности, кратко осветить эти вопросы.
По замыслу, книга должна служить не только учебником
для студентов, изучающих курс «Судовые парогенераторы»; она
может быть полезной и для инженерно-технических работников,
занимающихся проектно-исследовательской работой.
Учебник написан коллективом преподавателей, работающих
на кафедре судовых парогенераторов и теоретических основ
теплотехники Ленинградского ордена Ленина кораблестроитель¬
ного института. Состав коллектива авторов: доктор технических
наук, проф. Н. И. Пушкин (предисловие и гл. I и XI), канд.
техн. наук. доц. Д. И. Волков (гл. II—VII), канд. техн. наук
доц. К. С. Дементьев (гл. XII и XVII.8), канд. техн. наук доц.
В. А. Романов (гл. XV, XVI и XVII. 1—XVII.7), канд. техн. наук
доц. А. С. Турлаков (гл. VIII—X, XIII, XIV).
Критические отзывы и пожелания по содержанию книгц
просим направлять по адресу: 191065, Ленинград, ул. Гоголя, 8,
издательство «Судостроение».

Глава I. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ОСНОВНЫХ
ТИПОВ СУДОВЫХ ПАРОГЕНЕРАТОРОВ.
ИХ РОЛЬ В СИСТЕМЕ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ УСТАНОВКИ
1.1. Взаимосвязь парогенератора
с другими частями судовой
энергетической установки
В настоящее время на судах в качестве главных применяют па¬
ротурбинные, дизельные и газотурбинные энергетические уста¬
новки. Кроме указанных, используют комбинированные уста¬
новки: паровые турбины с газовыми турбинами, двигатели внут¬
реннего сгорания с газовыми турбинами, паровые турбины
с двигателями внутреннего сгорания (редко).
В обычных паротурбинных установках рабочей средой яв¬
ляется пар, производимый парогенераторами мазутного отопле¬
ния или парогенераторами ядерных энергетических установок.
Пар как рабочая среда может вырабатываться непосредственно и
в реакторах ядерных установок.
Основное назначение парогенератора состоит в том, чтобы
производить нужное количество пара заданных параметров.
Любой парогенератор на органическом топливе представляет
собой устройство, предназначенное, с одной стороны, для пре¬
образования химической энергии топлива в тепловую, а с дру¬
гой— для передачи теплоты от греющей среды (продуктов сго¬
рания) к нагреваемой среде (воде, пару, воздуху) через по¬
верхности нагрева.
Существуют парогенераторы, в которых источником энергии
являются выпускные газы двигателя внутреннего сгорания или
газовой турбины. Такие парогенераторы называют утилизацион¬
ными.
Парогенераторы мазутного отопления бывают главные и
вспомогательные. Главные парогенераторы предназначены про¬
изводить пар для главных турбин, турбогенераторов, вспомога¬
тельных механизмов и различных устройств. Вспомогательные
5

парогенераторы служат, главным образом, для обеспечения па¬
ром турбогенераторов, испарительных установок, грузовых и
других палубных механизмов во время стоянки, а также для
бытовых нужд и пуска главной энергетической установки из
холодного состояния. Вспомогательные парогенераторы по своей
конструкции значительно проще главных; в них обычно отсут¬
ствуют пароперегреватели, экономайзеры и воздухоподогрева¬
тели.
Развитие судовых парогенераторов мазутного отопления и
парогенераторов ядерных установок происходит параллельно
(об особенностях работы парогенераторов ядерных установок
будет сказано в гл. XIV). В этой главе рассматриваются паро¬
генераторы мазутного отопления.
Состав парогенераторной установки. На рис. I показана
одна из возможных тепловых схем современной паротурбинной
энергетической установки, в которой предусмотрен только один
водотрубный парогенератор с естественной циркуляцией и ма¬
зутным отоплением.
Установка условно разбита на две части: турбинную и па¬
рогенераторную. Основное внимание уделено описанию пароге¬
нераторной установки и ее главнейшей части·—парогенератору.
Что касается турбинной установки, то о ней будет сказано очень
кратко, так как вопросы теории и проектирования паровых тур¬
бин и турбинных установок изучаются в отдельных самостоя¬
тельных курсах.
В парогенераторную установку входят следующие основные
агрегаты и системы:
—	главный парогенератор;
—	питательная система, включающая бустерный и питатель¬
ный насосы (или только питательный), деаэратор со своим обо¬
рудованием, подогреватели питательной воды, трубопроводы,
измерительные приборы и арматуру;
—	топливная система, состоящая из топливного насоса, топ¬
ливных фильтров, подогревателя топлива, трубопроводов, изме¬
рительных приборов, арматуры, расходных цистерн, перекачи¬
вающего насоса, предназначенного для подачи мазута из запас¬
ных цистерн и расходные (этот насос»на рис. 1 не показан);
—	воздухоподводящая система (вентилятор и воздушные
коробы, расположенные вне парогенератора);
•— газоотводящая система, включающая газоход и дымовую
трубу;
—· система водоподготовки;
—· система автоматического регулирования подачи воды,
топлива и воздуха в парогенератор, которая состоит из регуля¬
торов и исполнительных механизмов;
—	система дистанционного управления.
Водотрубный парогенератор, изображенный схематично на
рис. 1, содержит следующие основные узлы:
6

V- 04 ^ “
э ^
/ Võteteni
шПти j 1'
7
Рис. 1. Схема судовой энергетической паротурбинной установки.

—	топку 11, в которой происходит горение топлива и одно¬
временно передача теплоты всем трубам, обращенным в топку,
в том числе трубам бокового экрана 9;
—	конвективный парообразующий пучок труб 12, в кото¬
рых происходит процесс парообразования за счет теплоты го¬
рячих продуктов сгорания и факела (пламени);
—	пароводяной 5 и водяной 10 коллекторы, соединенные
между собой опускными необогреваемыми трубами 8 и обогре¬
ваемыми подъемными трубами пучка 12 и экрана 9, предназна¬
ченными для образования пара;
—	пароперегреватель 14, состоящий из коллекторов и труб,
в которых происходит перегрев пара;
—	экономайзер 15, состоящий из труб и коллекторов, в ко¬
тором подогревается подаваемая в парогенератор питательная
вода;
—	воздухоподогреватель 1, включающий трубы и трубные
доски; он предназначен для· подогрева воздуха, идущего в топку.
Холодный воздух подается к воздухоподогревателю от вен¬
тилятора 29. Нагретый в воздухоподогревателе 1, он по воздухо¬
проводу 2, а затем через воздухонаправляющие устройства 6,
расположенные на фронте парогенератора, поступает в топку и
участвует в сгорании топлива (мазута).
Мазут подается в топку насосом 19. Топливный насос заса¬
сывает мазут из расходной цистерны и под давлением подает
его к форсункам 7 через подогреватель 18 и фильтр 17.
При выходе из форсунок мазут распыливается до мельчай¬
ших частиц, испаряется и, смешавшись с воздухом, сгорает. Об¬
разовавшиеся в топке горячие газы (продукты сгорания топ¬
лива) проходят пространство между трубами парообразующего
пучка 12, пароперегревателя 14, экономайзера 15 и внутри труб
воздухоподогревателя 1 и направляются затем через дымовую
трубу в атмосферу.
Вода поступает в парогенератор из подогревателя питатель¬
ной воды 16. В экономайзере 15 она нагревается до темпера¬
туры, которая на 30—70° С ниже температуры кипения, и затем
по внешней трубе 4 идет в водяное пространство пароводяного
коллектора 5.
В нижнюю часть коллектора 5 поступает также и влажный
пар из труб пучка 12 и экрана 9. С помощью специальных уст¬
ройств в коллекторе происходит отделение пара от влаги. Этот
пар с очень малой степенью влажности (почти сухой) по пере¬
пускной трубе 3 направляется в пароперегреватель 14 для пе¬
регрева. Вода, которая поступает из экономайзера, смешивается
в коллекторе 5 с отделившейся влагой и направляется по опуск¬
ным трубам 8 в водяной коллектор 10, а затем в парообразую¬
щие трубы пучка 12 и экрана 9 вновь для образования пара.
Движение пара и воды в паротурбинной установке. Основ¬
ная часть перегретого пара через главный стопорный клапан 13
8

парогенератора и маневровый клапан 28 поступает в главную
двухкорпусную турбину 27 для превращения тепловой энергии
пара в механическую. Другая часть пара направляется во вспо¬
могательные механизмы и аппараты, обслуживающие главный
парогенератор, главную турбину, а также используется и для
других целей.
Пар, отработавший в главной турбине, поступает в главный
конденсатор 26, откуда в виде конденсата (воды) забирается
конденсатным насосом 24 и через охладитель воздушного эжек¬
тора 25 подается в деаэратор 22.
Назначение главного конденсатора — конденсировать пар и
создавать разрежение. Теплота отработавшего пара переходит
к холодной забортной воде, прокачиваемой циркуляционным на¬
сосом 23 через трубы главного конденсатора 26.
Воздушный эжектор 25 служит для отсасывания из главного
конденсатора воздуха и газов, попадающих в конденсатор вме¬
сте с паром и через неплотности. В деаэраторе 22 вода от на¬
гревания ее до температуры кипения высвобождает оставшиеся
в ней растворенные газы, которые затем удаляются в атмо¬
сферу. Назначение деаэратора — не только удалять из питатель¬
ной воды растворенные газы, но и быть подогревателем пита¬
тельной воды.
Подогретая питательная вода забирается из деаэратора бус-
терным насосом 21 и нагнетается в приемную часть питатель¬
ного насоса 20. Из питательного насоса вода под высоким на¬
пором, превышающим давление пара в парогенераторе, через
подогреватель питательной воды 16 (которого может не быть)
подается в экономайзер 15.
Утечки воды и пара, которые неизбежны во время работы
всей энергетической установки, пополняются за счет конденсата
испарительной установки (не показанной на данной схеме) или
запасов питательной воды, находящейся в специальных цис¬
тернах.
1.2. Краткая классификация и основные
характеристики судовых парогенераторов
Основные признаки классификации парогенераторов. Парогене¬
раторы классифицируют по определенным признакам, которых
насчитывается множество. Рассмотрим основные из них.
Из истории парогенераторостроения известно, что развитие
судовых парогенераторов шло по двум основным направлениям.
Для первого направления характерно создание парогенерато¬
ров с жаровыми и дымогарными трубами, размещенными в кор¬
пусе с большим объемом воды. В этих парогенераторах трубы
омывались газами с внутренней стороны. Парогенераторы по¬
лучили название огнетрубных. Для второго направления харак¬
терно создание парогенераторов с относительно малым объемом
воды и с большим количеством парообразующих труб, которые
9

омывались газами с наружной стороны. Эти парогенераторы
получили название водотрубных.
На транспортных судах длительное время применяли огне¬
трубные парогенераторы с угольным отоплением. Корабли воен¬
но-морского флота уже в начале XX в. почти повсеместно были
снабжены водотрубными парогенераторами на мазутном отопле¬
нии. Впоследствии и на транспортных судах стали устанавливать
исключительно водотрубные парогенераторы.
Рассмотренные два признака классификаций парогенерато¬
ров не исчерпывают большого многообразия всех существую¬
щих типов парогенераторов.
Современные водотрубные парогенераторы подразделяют,
например, по принципу организации движения воды и пара
в парообразующих трубах на парогенераторы с естественной
циркуляцией и с принудительной циркуляцией, а также по прин¬
ципу воздуха и газов в газовоздушном тракте — с естественной
тягой (в судовой практике в настоящее время не применяют);
с вентиляторным дутьем, при абсолютном давлении воздуха на
выходе из вентилятора не более р~0,115 МПа (р~ 1,15 кгс/см2);
высоконапорные парогенераторы, с подачей воздуха от ком¬
прессора турбонаддувочного агрегата (ТНА) при давлении
р~0,3-т-0,4 МПа (3—4 кгс/см2).
Классификация по другим признакам здесь не рассматрива¬
ется.
Основные характеристики судового парогенератора. Для ко¬
личественной оценки парогенератора служат многие теплотех¬
нические характеристики и показатели. Главнейшими из них
являются:
—- паропроизводительность парогенератора D, представляю¬
щая собой количество производимого пара в единицу вре--
мени, кг/с;
—	рабочее, давление пара — избыточное давление в парово¬
дяном коллекторе рп. к парогенератора с естественной и прину¬
дительной циркуляцией или избыточное давление пара при вы¬
ходе из пароперегревателя в прямоточном парогенераторе, МПа;
—	температура перегретого пара при выходе из паропере¬
гревателя tna;
—	температура питательной воды при входе в экономайзер
или в пароводяной коллектор при отсутствии экономайзера
/	0 Г·
*П. В»
—	коэффициент полезного действия парогенератора ηπ, пред¬
ставляющий собой отношение полезно используемой в парогене¬
раторе теплоты топлива к теплоте топлива, сжигаемого в тот же
промежуток времени, %;
—	расход топлива В — масса топлива, сжигаемого в пароге¬
нераторе в единицу времени, кг/с.
Степень совершенства конструкции парогенератора харак¬
теризуют другими показателями, а именно:
10

—	мощностью или, что то же самое, объемной плотностью
тепловыделения топочного пространства qT, представляющей
собой количество теплоты, выделяющейся при сгорании топлива
в единицу времени и отнесенной к единице объема топки, Вт/м3;
—	плотностью теплового потока поверхности нагрева qn. н,
представляющей собой количество теплоты, воспринятой в еди¬
ницу времени единицей поверхности нагрева какого-либо эле¬
мента парогенератора, Вт/м2;
—	относительной массой парогенератора в сухом виде GJD,
т. е. отношением полной массы парогенератора без воды к его
кг
паропроизводительности,	;
кг/с
G I G
—	относительной массой парогенератора с водой п ■ ‘ ■	,
т. е. отношением массы парогенератора, заполненного водой при
/ = 20° С до рабочего уровня, к его паропроизводительности,
кг
кг/с
— относительным объемом VJD, представляющим собой от¬
ношение объема всего парогенератора к его паропроизводитель-
м3
ности, 		.
кг/с
Таблица 1
Условная классификация главных судовых парогенераторов
по удельной (объемной) мощности топочного пространства
Парогенератор
Удельная тепловая мощность
топочного пространства qT,
МВт/м3 [ккал/(м3-ч)]
Газовоздушные сопротив¬
ления парогенератора ΣΔΛ,
МПа (мм вод. ст.)
Малой удельной
(объемной) мощности
при вентиляторном
дутье
0,4—1,2 (0,4-10е—1,2· 10е)
0,003—0,005 (300—500)
Средней удель¬
ной (объемной) мощ¬
ности при вентиля¬
торном дутье
1,2—3,5 [(1,2—3,5)· 10е]
0,005—0,009 (500—900)
Высокой удельной
(объемной) мощно¬
сти при вентилятор¬
ном дутье
3,5—6,0 [(3,5—6,0)-10е]
0,009—0,0015 (900—1500)
Сверхвысокой
удельной (объемной)
мощности при над¬
дуве от турбонадду-
вочного агрегата
8,0—15,0 [(8,0—15) -10е]
0,025—0,04 (2500—4000)
Примечание. В последующем, вместо «парогенераторы малой, средней, вы¬
сокой и сверхвысокой удельной (объемной) мощности» будем просто называть «па¬
рогенераторы малой, средней, высокой и сверхвысокой мощности».
11

Показатели (характеристики) qT и qn. н играют очень важ¬
ную роль при оценке парогенератора с точки зрения его тепло¬
вой удельной мощности. Как правило, чем выше у парогенера¬
тора величина qr> тем большей плотностью теплового потока
<7п. н обладают конвективные поверхности нагрева.
В начальной стадии проектирования парогенератора для оп¬
ределения объема топки пользуются обычно показателем qr.
В табл. 1 дана условная кассификация главных судовых па¬
рогенераторов по мощности топки и газовоздушному сопротив¬
лению. Вместе с этими показателями в прямой связи находится
(ранее это отмечалось) и характеристика парогенератора по
плотности теплового потока поверхности нагрева qn. Η·
1.3. Краткое описание огнетрубного
парогенератора
На транспортных судах длительное время применяли преиму¬
щественно огнетрубные парогенераторы угольного отопления,
которые сыграли очень важ-
12	- ную роль в истории развития
судовой энергетики.
Схема судового огнетруб¬
ного парогенератора с уголь¬
ным отоплением и ручным об¬
служиванием топки представ¬
лена на рис. 2.
Цилиндрический корпус па¬
рогенератора состоит из бочки
1, переднего 11 и заднего 2
днищ, огневой камеры 4 (од¬
ной или нескольких, в зависи¬
мости от количества жаровых
труб 9), дымогарных труб 10,
длинных и коротких связей 3.
Топочное устройство, разме¬
щенное в жаровой трубе 9,
включает следующие части:
колосники 6, боровок 5, то¬
почную дверцу 8 и поддуваль¬
ную дверцу 7.
Пар в огнетрубном парогенераторе образуется на наружной
поверхности стен дымогарных труб, огневой камеры и верхней
части жаровой трубы и собирается в верхней части корпуса па¬
рогенератора.
Из парового пространства пар через паросборник 12 посту¬
пает в пароперегреватель, установленный внутри дымогарных
труб (на рисунке не показан), а затем через главный стопор¬
ный клапан — к потребителям. В последующих конструкциях
Рис. 2. Схема судового цилиндриче¬
ского огнетрубного парогенератора
с угольным отоплением.
12

паросборник 12 был заменен паросборной трубой, расположен¬
ной в паровом пространстве бочки, вверху.
Огнетрубный парогенератор обычно имеет газовый воздухо¬
подогреватель (на рисунке не показан).
Горение каменного угля происходит в слое, на колосниках,
расположенных в жаровой трубе. Топка обслуживается вруч¬
ную.
Основные характеристики огнетрубных парогенераторов:
производительность D = 1,14-1,4 кг/с (D = 44-5 т/ч), параметры
пара: р= 1,54-1,8 МПа (р = 154-18 кгс/см2) и /Пп = 3004-320оС.
В настоящее время на судах огнетрубные парогенераторы
практически не встречаются, а если и встречаются, то как вспо¬
могательные на мазутном отоплении.
Основные недостатки огнетрубных парогенераторов:
—	неорганизованная циркуляция воды, не позволяющая уве¬
личивать паросъем с 1 м2 поверхности нагрева более 0,007
кг-с) (при угольном отоплении);
—	невозможность применения их для давлений пара более
2 МПа (20 кгс/см2) и паропроизводительности более 1,5 кг/с;
—	высокая относительная масса парогенератора: GJD —
= 47-103 -Ξ- и Оп.+ °й-=72-103—;
кг/с	D	кг/с
—	длительная разводка пара (12 ч и более);
—	опасность взрыва в случае аварии, который может про¬
изойти вследствие мгновенного вскипания большой массы воды,
находящейся в бочке парогенератора;
—	большая металлоемкость и высокая трудоемкость изго¬
товления и ремонта, и как следствие — высокая общая стои¬
мость.
1.4. Водотрубные парогенераторы
с естественной циркуляцией
Водотрубные парогенераторы, в отличие от огнетрубных, зна¬
чительно легче и экономичнее.
До шестидесятых годов XIX в. водотрубные парогенераторы
на судах почти не встречались. Лишь к концу XIX в. они прочно
закрепляются в судостроении, особенно после того, как по ини¬
циативе русских химиков и теплотехников на судах начали при¬
менять жидкое топливо — мазут.
Существует большое количество конструкций судовых водо¬
трубных парогенераторов с естественной циркуляцией. Вначале
рассмотрим современный судовой парогенератор отечественной
постройки (рис. 3).
Парогенератор, предназначенный для сухогрузных судов
типа «Ленинский комсомол», имеет следующие характеристики:
7 кг/с (25 т/ч), рп. к = 4,5 МПа, /Пп=470°С, ηπ = 93%. Судно
одновальное. Эффективная мощность на валу /Ve~9,5 МВт
13

18
Рис. 3. Схема судового водотрубного парогенератора малой
тепловой мощности с естественной циркуляцией воды, снаб¬
женного газовым воздухоподогревателем.
14

(13 000 л. с.). На каждом судне установлены два главных паро¬
генератора.
Корпус парогенератора включает в себя следующие узлы и
детали: пароводяной коллектор 1, водяные коллекторы 10 и 13,
парообразующие трубы в виде экрана 8, притопочного пучка 11
и периферийного пучка 14, опускные необогреваемые трубы 9
(они обеспечивают подачу воды в коллектор 10 и далее в трубы
экрана и притопочного пучка 11). Кроме труб 9, существуют
опускные необогреваемые трубы периферийного пучка 14, рас¬
положенные по концам коллекторов 1 и 13 в межобшивочном
пространстве (на рисунке они не показаны).
Пароперегреватель 12 состоит из десяти рядов труб и кол¬
лектора, разделенного внутри продольными и поперечными пе¬
регородками. Экономайзер 15 представляет собой горизон¬
тальные трубы, выполненные в виде змеевиков. Концы труб
приварены к раздающему и собирающему коллекторам (не по¬
казанных на рисунке).
Воздухоподогреватель смонтирован из труб 16 и включает
в себя верхнюю и нижнюю трубные доски 18 и промежуточные
диафрагмы 17.
Воздух для горения топлива нагнетается вентилятором.
Прежде чем войти в воздухоподогреватель, воздух проходит
между внутренней и наружной обшивками кожуха 6, где он
в зависимости от режима работы парогенератора нагревается на
10—20° С.
Давление воздуха в межкожуховом пространстве выше, чем
давление газов в топке и в любой точке газохода. Поэтому
проникновение продуктов сгорания в парогенераторное отделе¬
ние исключено.
В воздухоподогревателе воздух нагревается до 165° С, затем
по межобшивочному пространству переднего фронта парогене¬
ратора поступает к шести воздухонаправляющим устройствам
(ВНУ), присоединенным к фурмам 5. Фурмы изготавливают из
кирпича особой формы. В центре каждой фурмы установлена
форсунка. Воздух с большой скоростью выходит из воздухона¬
правляющих устройств и смешивается с мазутом, поступающим
в топку из шести форсунок. Под действием температуры мазут
в топке испаряется и, смешавшись с воздухом, сгорает.
Затем горячие газы проходят пространство между трубами
притопочного пучка 11, пароперегревателя 12, периферийного
пучка 14 и экономайзера 15, входят во внутреннюю часть труб
16 воздухоподогревателя и, охлажденные до температуры
flyx=160°C, выходят через дымовую трубу в атмосферу.
Пространство парогенератора, в котором движутся газы, ог¬
раничено кожухом. Кожух выполнен двухслойным. Он состоит
из каркаса и листов обшивки. Внутренняя и наружная части
обшивки кожуха соединены между собой распорными трубами
и скобами.
15

Топка и часть газохода футерованы шамотным кирпичом 4.
Применяемый кирпич обладает высокой термостойкостью, он
выдерживает температуру около 1600° С.
Внутри пароводяного коллектора 1 находятся питательная
труба 3, дырчатый (успокоительный) щит 2, расположенный
в водяном пространстве, верхний потолочный дырчатый лист
19, детали для верхнего продувания воды (на рис. не пока¬
заны).
Для очистки поверхности нагрева от загрязнений перед эко¬
номайзером и воздухоподогревателем установлены сажеобду¬
вочные устройства (на рисунке не показаны), в которые перио¬
дически подается перегретый пар. Выходя из отверстий
сажеобдувочных устройств с большой скоростью, пар очищает
наружные стенки поверхности нагрева от сажистых и золовых
отложений.
Парогенератор установлен на восьми опорах 7, из которых
одна является неподвижной.
Для обеспечения надежной работы парогенератор снабжен
системой автоматического регулирования, контрольно-измери¬
тельными приборами, различными запорно-разобщительными
клапанами, которые в совокупности называют арматурой.
Назовем основные особенности рассматриваемого парогене¬
ратора:
—	поверхности нагрева экономайзера, пароперегревателя и
парообразующей части в нем выполнены из труб малого диа¬
метра;
—	экран, расположенный у боковой стенки топки, эффек¬
тивно использует теплоту излучаемого факела;
—	установка в «хвостовой» (концевой) части парогенератора
таких узлов, как экономайзер и газовый воздухоподогреватель,
позволяет иметь высокое значение к. п. д. из-за глубокого ох¬
лаждения дымовых газов;
—	двойная обшивка снижает потери теплоты в окружаю¬
щую среду, вследствие отвода теплоты от внутренней стенки
обшивки холодным воздухом, проходящим в межобшивочном
пространстве;
—	установка шиберов на пути от воздухоподогревателя
к топке позволяет регулировать температуру горячего воздуха,
а следовательно, и температуру стенок труб воздухоподогрева¬
теля, чтобы избежать появления сернистой коррозии при сниже¬
нии нагрузки (на рис. 3 шиберы не показаны);
—	конструкцией предусмотрена возможность отключения
экономайзера по газовому тракту, в случае его аварии;
—■ процессы подачи в парогенератор воды, топлива и воз¬
духа в данном парогенераторе автоматизированы.
На рис. 4 показан судовой водотрубный парогенератор с па¬
ровым воздухоподогревателем. Газовый воздухоподогреватель
отсутствует. Пароперегреватель змеевиковой конструкции. Ком¬
16

поновка остальных частей напоминает компоновку парогенера¬
тора, изображенного на рис. 3.
Кроме рассмотренных, парогенераторы различаются формой
и количеством топок, расположением топочных устройств, чис¬
лом циркуляционных контуров и коллекторов, расположением
пароперегревателя и т. д.
Рис. 4. Схема судового водотрубного парогенератора малой
тепловой мощности с естественной циркуляцией воды, снаб¬
женного паровым воздухоподогревателем.
/ — трубы экрана; 2 — притопочный пучок парообразующих труб; 3 —
пароперегреватель; 4 — периферийный пучок парообразующих труб;
5 — экономайзер.
Наряду с наиболее распространенным расположением топоч¬
ных устройств на фронте, при котором оси форсунок парал¬
лельны продольным осям коллекторов (рис. 3 и 4), встречаются
парогенераторы с поперечным расположением форсунок отно¬
сительно продольной оси пароводяного коллектора (рис. 5).
Рассмотрим еще несколько типов парогенераторов с естест¬
венной циркуляцией.
17

На рис. 6 приведена схема современного высокоэкономич¬
ного шахтного парогенератора транспортного судна. Парогене¬
раторы данной конструкции имеют высокий к. п. д. (95—96%)
и высокие параметры пара (р — 8 МПа и /Пп = 515° С). Форма
таких парогенераторов близка к параллелепипеду, поэтому их
называют шахтными.
Топка 3 отделена от другой части парогенератора сплошным
экраном 2. Все стенки топки экранированы парообразующими
Рис. 5. Схема судового водотруб¬
ного парогенератора малой теп¬
ловой мощности, имеющего попе¬
речное расположение форсунок
относительно продольной оси па¬
роводяного коллектора.
1 — вход воздуха; 2 — вход питатель¬
ной воды; 3 — выход перегретого пара;
4 — подача мазута.
Рис. 6. Схема судового водотруб*
ного шахтного парогенератора,
имеющего вертикальное потолоч¬
ное расположение форсунок.
трубами. В нижней части топки трубы экрана разрежены для
входа продуктов сгорания в камеру с конвективными пучками
труб. Разреженные трубы образуют двухрядный пучок 1, назы¬
ваемый фестоном. Форсунки 4 расположены в верхней части
топки. Топливо и воздух подаются сверху вниз. В камере с кон¬
вективными пучками труб находятся следующие поверхности
нагрева: двухсекционный пароперегреватель 9 и 8, двухсекци¬
онный экономайзер 7 и б и газовый воздухоподогреватель (на
рис. он не показан).
Шахтная конструкция позволила расположить пароперегре¬
ватель таким образом, что его последняя (выходная) секция 9
по ходу движения пара оказалась в зоне'высокой температуры
18

Рис· 7; Схема судового водотрубного
средней и высокой тепловой мощности
двухколлекторного парогенератора
(7ух — энтальпия уходящих газов).
19

газа, причем температура стенок труб не превышает допусти¬
мого оптимального значения.
Сажеобдувочные устройства, обеспечивающие регулярную
обдувку, предусмотрены в данном парогенераторе двух типов:
выдвижные 10, расположенные в зоне высокой температуры га¬
зов, и стационарные 5 — в зоне низкой температуры.
Наиболее характерной особенностью рассматриваемого па¬
рогенератора является высокая степень экранирования топки
трубами, что позволяет практически исключить конвективные
парообразующие пучки труб.
Верхнее размещение топочных устройств и большой объем
топки позволяют удлинить путь для смешения топлива с воз¬
духом и улучшить условия сгорания даже при малом коэффи¬
циенте избытка воздуха (а = 1,05-4-1,08).
На рис. 7 приведена схема, которая может быть применена
для двухколлекторных парогенераторов как средней, так и вы¬
сокой тепловой мощности. Компоновка парообразующих поверх¬
ностей нагрева в рассматриваемом парогенераторе исключи¬
тельно проста. Все подъемные и опускные трубы замыкаются на
два коллектора. Трубы конвективного парообразующего пучка 5
и экрана 2 одними концами входят в пароводяной коллектор 1,
а другими — в водяной коллектор 4. Подвод воды в коллектор 4
из пароводяного коллектора осуществляется по опускным не-
обогреваемым трубам 3, расположенным за сплошным экра¬
ном 2.
Топка по форме близка к круговому цилиндру. Такая топка
позволяет более рационально использовать объем топочного
пространства для организации горения топлива почти без потерь.
Пароперегреватель 6 расположен непосредственно за паро¬
образующим пучком труб 5. Парогенератор заканчивается эко¬
номайзером 7.
В рассматриваемой схеме парогенератора высокой форси¬
ровки воздухоподогреватель отсутствует. Это объясняется тем,
что к таким парогенераторам предъявляются основные требо¬
вания: малые габариты и масса, надежность работы, простота
конструкции и высокая маневренная способность.
Коэффициент полезного действия у таких парогенераторов
меньше на 8—12%, чем у слабофорсированных парогенераторов
с развитыми «хвостовыми» поверхностями нагрева.
1.5. Схема и описание принципа действия
парогенератора с принудительной
циркуляцией
Переход к высоким параметрам пара делает все более затруд¬
нительным применение обычных водотрубных парогенераторов
с естественной циркуляцией, несмотря на непрерывное усовер¬
шенствование их конструкции. Создание надежных парогенера¬
20

торов для высокого давления (выше 10 МПа) становится воз¬
можным только при переходе к парогенераторам с принудитель¬
ной циркуляцией или к прямоточным.
Принцип действия парогенератора с принудительной цирку¬
ляцией заключается в том, что нагреваемая среда многократно
прокачивается через трубы парообразующей поверхности на¬
грева принудительно специальным насосом, который называют
циркуляционным.
Рис. 8. Схема судового парогенератора с принудительной цирку¬
ляцией.
На рис. 8 показана схема судового парогенератора с при¬
нудительной циркуляцией. Он состоит из пароводяного коллек¬
тора 9, парообразующей лучевоспринимающей поверхности на¬
грева 1, парообразующей конвективной поверхности нагрева 19,
экономайзера 16, пароперегревателя 17, циркуляционного
насоса 6.
Вода питательным насосом 7 по трубе 14 подается в раз¬
дающий коллектор 15 экономайзера. Пройдя по параллельно
включенным змеевикам 16, вода из собирающего коллектора 13
по трубе 12 направляется в пароводяной коллектор 9 и смеши-
21

вается в нем с отсепарированной парогенераторной водой.
Смесь питательной и парогенераторной воды при температуре,
близкой к температуре кипения, из коллектора поступает по
трубе 8 в циркуляционный насос 6, который подает воду по
трубе 5 в нижний раздающий коллектор 3. Из этого коллектора
вода направляется в парообразующие трубы, в виде парал¬
лельно включенных змеевиков, где она сначала подогревается,
а затем, по мере движения и нагрева, частично превращается
в пар.
Парообразующие трубы идут вначале по поду топки, а за¬
тем, образуя задний экран, выходят на потолок, который слу¬
жит началом образования конвективного парообразующего
пучка труб.
Кроме экранных поверхностей в топке дополнительно рас¬
полагают боковые экраны со своими коллекторами (на рисунке
не показаны). В трубах этих экранов также происходит обра¬
зование пара.
Во всех парообразующих трубах в пар превращается только
часть воды из общего количества* прокачиваемого циркуляци¬
онным насосом. Образовавшаяся в трубах пароводяная смесь
поступает в коллектор (сепаратор) 9, в котором происходит от¬
деление воды от пара. Пар, отделившийся от воды, по трубам
10 сначала поступает в раздающий коллектор 11, а затем
в трубы 17 пароперегревателя и в собирающий коллектор 18,
откуд? перегретый пар направляется к потребителю.
Вода, отделившаяся в коллекторе (сепараторе) 9 от пара,
смешивается с питательной водой, поступающей из экономай¬
зера, и направляется к циркуляционному насосу 6.
Циркуляционный насос 6, осуществляющий принудительную
циркуляцию, создает напор Ар = 0,2ч-0,35 МПа, который необ¬
ходим для преодоления гидравлических сопротивлений в паро¬
образующих трубах. Производительность циркуляционного на¬
соса в 4—8 раз выше паропроизводительности парогенератора.
Установка специального насоса 6 в этих парогенераторах позво¬
ляет увеличить скорость движения воды и пара в парообразую¬
щих трубах и тем самым создать благоприятные условия для
отвода тепла от стенок обогреваемых труб.
Топка рассматриваемого парогенератора почти полностью
экранирована. .Экраном не покрыт только один передний фронт
2, на котором размещены топочные устройства 4.
Парогенераторы с принудительной циркуляцией являются
промежуточными между прямоточными и парогенераторами
с естественной циркуляцией. По сравнению с последними их
преимущества заключаются в следующем:
—	они легче вписываются в ограниченные по размерам га¬
бариты помещения;
—	наличие циркуляционного насоса позволяет более сво¬
бодно компоновать их парообразующие поверхности нагрева,
22

в то время как парогенераторы естественной циркуляции нуж¬
даются в определенной высоте;
— рассматриваемые парогенераторы, с точки зрения цирку¬
ляции воды, особенно при высоком давлении, надежнее, чем
парогенераторы с естественной циркуляцией.
Принцип принудительной циркуляции в главных парогене¬
раторах отечественных судовых паротурбинных установках рас¬
пространения не получил (о применении этого принципа в ути¬
лизационных парогенераторах см. в 1.8).
1.6. Принцип действия
прямоточного парогенератора
Хотя парогенераторы с принудительной циркуляцией имеют не¬
которые преимущества по сравнению с парогенераторами есте¬
ственной циркуляции, однако малонадежная работа циркуля¬
ционного насоса, перекачивающего горячую воду при темпера¬
туре, близкой к температуре
кипения, является большим
недостатком.
В прямоточных парогене¬
раторах, как и в парогенера¬
торах с принудительной цир¬
куляцией, движение рабочей
среды (воды и пара) в паро¬
образующих трубах проис¬
ходит принудительно. Дви¬
жение воды и пара осуще¬
ствляется в них за счет
напора питательного насоса.
Если в парогенераторе
с принудительной циркуля¬
цией происходит возврат
в циркуляционный контур
неиспарившейся в парообра¬
зующих трубах воды, то
в прямоточном парогенера¬
торе такого возврата нет.
На рис. 9 показана схема трубной части прямоточного паро¬
генератора, в котором отсутствуют не только циркуляционный
насос, но и громоздкий пароводяной коллектор (сепаратор).
Здесь питательная вода питательным насосом 1 подается по
внешним трубам 2 и 3 к раздающему коллектору 4 и далее по¬
ступает в трубы экономайзера 5.
Пройдя по этим трубам, вода в экономайзере нагревается
до заданной температуры и направляется в собирающий кол¬
лектор 6. В этом коллекторе происходит смешение воды и вы¬
равнивание ее температуры. Вода затем по перепускной трубе 7
Рис. 9. Схема трубной части судового
прямоточного парогенератора.
23

поступает в нижний раздающий коллектор 13 (коллектор 13,
как и все остальные, расположен вне зоны омывания газами или
факелом). Из коллектора 13 вода направляется по параллельно-
включенным трубам, которые образуют экранную парообразую¬
щую поверхность нагрева. Трубы 16 идут сначала по поду
топки, затем наклонно по левой половине задней стенки 18, ле¬
вой боковой стенке 15 и переднему фронту 14. На переднем
фронте, в средней части, трубы расходятся вверх и вниз, обра¬
зуя свободное пространство 12 для топочных устройств.
После переднего фронта трубы закрывают правую боковую
стенку 17, вторую половину задней стенки 18, выходят наверх
и образуют так называемый потолок 19, состоящий из разре¬
женных труб. По потолку трубы идут параллельно поду, затем
делают несколько поворотов (на рисунке показано четыре) и
гем самым образуют конвективный парообразующий пучок 20.
Трубы пучка 20 в отличие от труб топки и потолочных труб вос¬
принимают теплоту преимущественно конвекцией.
Из парообразующих труб в собирающий коллектор 11 пар
поступает, как правило, слегка перегретый. Из коллектора 11
по внешней трубе 9 пар поступает в раздающий коллектор 8
пароперегревателя 21. Здесь он распределяется по параллельно-
включенным трубам, перегревается и далее идет в Собирающий
коллектор 10. Из этого коллектора перегретый пар через сто¬
порный клапан направляется к главным и вспомогательным ме¬
ханизмам.
Из сказанного следует, что в прямоточном парогенераторе по¬
догрев воды, парообразование и перегрев пара осуществляются
в трубах последовательно, причем движение воды и пара в них
происходит принудительно за счет напора питательного насоса.
Этот напор превосходит давление перегретого пара при выходе
из коллектора 10 на величину гидравлических сопротивлений,
возникающих при движении рабочей среды в питательной ма¬
гистрали и трубной части парогенератора.
Преимущества прямоточных парогенераторов заключаются
в следующем:
—	в них отсутствуют большие и тяжелые коллекторы (или
сепараторы), которые имеются в парогенераторах с естествен¬
ной и принудительной циркуляцией, поэтому они легче и зани¬
мают меньше места в парогенераторном помещении;
—	в них так же, как и в парогенераторах с принудитель¬
ной циркуляцией, легко компоновать поверхность нагрева при¬
менительно к габаритам парогенераторного помещения;
—' в них допускаются более высокие тепловые потоки по
сравнению с парогенераторами естественной циркуляции вслед¬
ствие принудительного движения воды и пара;
—	степень использования поверхности нагрева так же, как
и в парогенераторах с принудительной циркуляцией, высокая
за счет увеличения полноты омывания газами пучков труб;
24

—	по сравнению с парогенераторами естественной циркуля¬
ции в них нет опускных труб;
—	маневренные свойства их значительно выше вследствие
меньшей металлоемкости и меньшей массы воды.
К недостаткам прямоточных парогенераторов относятся:
—	меньшая надежность работы на пониженных нагрузках,
обусловленная неравномерностью распределения воды по па¬
раллельно включенным парообразующим трубам и неустойчи¬
вым движением среды в этих трубах;
—	дополнительная затрата энергии питательным насосом на
преодоление гидравлических сопротивлений при движении воды
и пара в парообразующих трубах (в сравнении с парогенерато¬
рами естественной циркуляции);
—	высокая чувствительность к качеству питательной воды,
объясняемая тем, что большинство солей, находящихся в пита¬
тельной воде, в процессе парообразования оседает на внутрен¬
них стенках парообразующих и частично пароперегревательных
труб.
1.7. Высоконапорные парогенераторы.
Их принцип действия
В отличие от обычных парогенераторов, в которых воздух для
горения топлива подается вентилятором, в высоконапорном па¬
рогенераторе подача воздуха производится от компрессора тур-
бонаддувочного агрегата (ТНА).
Высоконапорный парогенератор — это агрегат, процесс горе¬
ния топлива в котором и отдача теплоты стенкам поверхностей
нагрева протекают при давлении, превышающем атмосферное
в 2,5—4 раза.
Турбонаддувочный агрегат (ТНА) состоит из компрессора,
газовой турбины и добавительного двигателя.
Движение воды и пара в парообразующих трубах высоко¬
напорных парогенераторов может быть осуществлено по прин¬
ципу или естественной, или принудительной циркуляции либо
прямоточному.
Для примера рассмотрим схему высоконапорного прямоточ¬
ного парогенератора (рис. 10), основными частями которого
в данном случае являются:
—	собственно парогенератор, состоящий из топки 1, экран¬
ных 2 и конвективных 3 парообразующих труб, пароперегрева¬
теля 4 и экономайзера 5;
—	турбонаддувочный агрегат, состоящий из газовой турбины
6 (обычно одноступенчатой), работающей на охлажденных про¬
дуктах сгорания, осевого многоступенчатого компрессора 7,
предназначенного для сжатия воздуха и подачи его в топку, и
добавительного двигателя 8, который одновременно является и
пусковым двигателем.
25

Образовавшиеся в топочной камере-продукты сгорания омы¬
вают вначале поверхности парообразующей части, затем паро¬
перегревателя и, наконец, экономайзера. Охлажденные при¬
мерно до 550—650° С газы поступают в газовую турбину, в ко¬
торой происходит их расширение и снижение температуры на
150—250° С. Работа, создаваемая за счет расширения газов
в газовой турбине, идет на сжатие и нагрев воздуха в компрес¬
соре.
При выходе из турбины газ под небольшим избыточным дав¬
лением направляется в дымоход и затем уходит в дымо¬
вую трубу, если нет на пути внешнего экономайзера (иногда
в дополнение к экономайзеру, расположенному по ходу газов
Рис. 10. Принципиальная схема судового прямоточного высокона¬
порного парогенератора с наддувом от ТНА.
/χ в и /отр>г-энтальпии холодного воздуха перед компрессором и отрабо¬
тавших газов.
до газовой турбины устанавливают второй, так называемый
внешний экономайзер, за турбиной).
Вода поступает в экономайзер, нагревается в нем, а затем по
внешней трубе через нижний раздающий коллектор направля¬
ется в экраны и конвективные парообразующие трубы для об¬
разования пара. Из парообразующей поверхности нагрева пар
идет в пароперегреватель, а из него — к потребителям.
Для рабочего процесса любого высоконапорного парогене¬
ратора характерным является то, что с воздухом в цикл возвра¬
щается теплота, эквивалентная работе газовой турбины. Прак¬
тически это происходит следующим образом. Энергия продук¬
тов сгорания, расходуемая на вращение газовой турбины,,,
возвращается в рабочий цикл паровенератора с теплотой горя¬
чего воздуха, который нагревается в компрессоре ТНА в про¬
цессе сжатия. В этом смысле ТНА в какой-то степени напоми¬
нает газовый воздухоподогреватель.
Напор воздуха, создаваемый компрессором, идет не только
на работу расширения газов в турбине ( — 90%), но и на прео¬
26

доление газовоздушного сопротивления газовоздушного тракта
парогенератора, которое составляет примерно 10% общего на¬
пора.
Высокий наддув, применяемый в парогенераторе, целесооб¬
разен лишь в том случае, если величина внутреннего перепада
в газовой турбине будет достаточна для создания полезной ра¬
боты, необходимой компрессору. Обычно это Лак и бывает, если
газовая турбина будет подключена в газоход парогенератора
в том месте, где температура газов не ниже 550—650° С. Прини¬
мать выше температуру газов не рекомендуется.
При переходе на малую нагрузку парогенератора мощность
газовой турбины может оказаться недостаточной для сжатия
воздуха в компрессоре и подачи его в топку в количестве, не¬
обходимом для сжигания топлива. В этом случае необходим
добавительный двигатель, и его мощность вместе с мощностью
газовой турбины будет достаточна Для работы компрессора на
пониженных нагрузках парогенератора.
Добавительный двигатель (обычно паровая турбина) не
только восполняет нехватку мощности газовой турбины. Он
также служит источником энергии для подачи воздуха в топку
во время пуска парогенератора из холодного состояния, когда
газовая турбина не работает. Пар для добавительного двига¬
теля в этом случае берут от другого парогенератора, или с бе¬
рега.
На рис. 11 показан судовой высоконапорный парогенератор
с естественной циркуляцией типа «Сюраль». Парообразующая
и пароперегревательная поверхности нагрева вместе с коллекто¬
рами расположены в плотнопрочном кожухе цилиндрической
формы. Водяной экономайзер в этом парогенераторе отсутст¬
вует.
Циркуляция воды в рассматриваемом парогенераторе оказа¬
лась недостаточно надежной. Позднее, в помощь естественной
циркуляции, был подключен циркуляционный насос, который
несколько улучшил условия циркуляции воды. Все же раз¬
витие конструкции этого парогенератора не получило своего за¬
вершения. Однако сказанное не дает основания утверждать, что
принцип естественной циркуляции воды для высоконапорных
парогенераторов не применим.
При давлении парау? = бЧ-9 МПа принцип естественной цир¬
куляции может быть вполне применен и для высоконапорных
парогенераторов.
По сравнению с парогенераторами, имеющими вентилятор¬
ное дутье, высоконапорные парогенераторы имеют следующие
преимущества:
— малый габарит топки, обусловленный тем, что сгорание
топлива в ней происходит при высоком давлении, а следова¬
тельно, и при высокой плотности воздуха, кислород которого
служит окислителем;
27

■— малый габарит и масса конвективных поверхностей на¬
грева из-за повышения массовой скорости газов, а следовательно,
и повышения тепловых потоков;
— к. и. д. парогенератора в широком диапазоне изменения
нагрузок практически сохраняется постоянным.
К недостаткам высоконапорных парогенераторов следует
отнести относительную сложность конструкции, некоторую труд-
Рис. 11. Схема судового высоко¬
напорного парогенератора с есте¬
ственной циркуляцией типа «Сю-
раль».
1 — топка; 2 — лучевоспринимающие
парообразующие поверхности нагрева;
3	— необогреваемые опускные трубы;
4	— конвективно-лучевоспринимающая
парообразующая поверхность нагрева,
расположенная на стороне заднего
фронта; 5 — конвективная парообразу¬
ющая поверхность нагрева, располо¬
женная сбоку; 6 — пароперегреватель;
7 — прочно-плотный наружный корпус.
ность в эксплуатации, вызванную появлением дополнительного
сложного агрегата (ТНА), и затрату мощности на добавитель-
ный двигатель при пониженных нагрузках. Тем не менее,
принцип высокого наддува для судовых установок перспек¬
тивен.
Если в энергетической установке принять высокие параметры
пара и, кроме того, если необходимо снизить габарит установки,
то прямоточный принцип работы парогенератора в сочетании
с высоким наддувом лучшим образом решит эту задачу.
28

1.8. Краткие сведения об утилизационных
и комбинированных парогенераторах
Выше рассматривались схемы главных парогенераторов, обес¬
печивающих паром энергетические установки паротурбинных
судов.
На дизельных и газотурбинных судах устанавливают паро¬
генераторы для выполнения других функций, а именно, для
снабжения насыщенным паром таких потребителей, как, напри¬
мер: отопление, камбуз, опреснительные установки, система
кондиционирования воздуха, душ, прачечная; на танкерах для
обогрева жидкого топлива.
В настоящее время созданы установки, в которых перегре¬
тый пар (до 300°С), полученный в утилизационном парогене¬
раторе за счет теплоты выпускных газов главного двигателя,
подается также и на паровую турбину, работающую на турбо¬
генератор или гребной вал (через гидромуфту).
В установках с использованием теплоты выпускных газов
главных двигателей встречаются два типа парогенераторов:
утилизационные и комбинированные.
Смысл применения этих парогенераторов состоит в том,
чтобы использовать хотя бы частично теплоту отработавших
газов главных двигателей и тем самым повысить экономический
(эффективный) к. п. д. энергетической установки. В зависимости
от типа главного двигателя температура отработавших газов
находится в пределах 250—450° С — в двигателях внутреннего
сгорания (дизелях) и 240—350° С — в газовых турбинах.
Давление пара в утилизационных парогенераторах состав¬
ляет 0,3—1,5 МПа.
Конструктивно утилизационные парогенераторы отличаются
от комбинированных. Утилизационные парогенераторы обычно
работают по принципу принудительной циркуляции воды,
а комбинированные — по принципу естественной циркуляции
(принцип принудительной циркуляции воды был рассмотрен
в 1,5).
Приведем кратко описание утилизационного парогенератора.
Существует большое количество их конструкций и различий
в принципах действия. Конструкция парогенератора во многом
зависит от типа главного двигателя (ДВС или газовая тур¬
бина) и способа регулирования производительности парогене¬
ратора.
Регулирование производительности утилизационных пароге¬
нераторов осуществляется несколькими способами и в частности
перепуском части газов помимо поверхности нагрева (встреча¬
ются утилизационные парогенераторы и без газового регулиро¬
вания).
На рис. 12 показан утилизационный парогенератор отече¬
ственный постройки с полным газовым регулированием, рабо-
29

тающий по принципу принудительной циркуляции. Он состоит
из парообразующей поверхности нагрева, выполненной в виде
параллельно включенных спиральных змеевиков 3. Концы змее¬
виков вварены в раздающий и собирающий коллекторы 5 (на
рис. виден только один
коллектор). Для регу¬
лирования потока газа
через поверхность на¬
грева, а следовательно,
и для регулирования
паропроизводительно -
сти парогенератора ус¬
тановлены вертикаль¬
ная заслонка 1, кониче¬
ская передача 2 и гори¬
зонтальная заслонка 6.
Обшивка парогенера¬
тора, камера глушения
шума выпуска с тру¬
бами 4 и приемная ка¬
мера 7 выполнены из
листовой стали толщи¬
ной 4—6 мм.
В настоящее время
на судах получили
большое распростране¬
ние утилизационные па¬
рогенераторы прямо¬
угольной формы, пред¬
назначенные для ис¬
пользования теплоты
выпускных газов тихо¬
ходных двигателей
внутреннего сгорания и
газовых турбин боль¬
шой мощности.
Поверхность тепло¬
обмена этого типа ути¬
лизационных парогене¬
раторов представляют
собой.	конструкцию,
очень сходную с конструкцией конвективных поверхностей теп¬
лообмена прямоточного парогенератора, изображенного на
рис. 9. Как правило, утилизационные парогенераторы прямо¬
угольной формы предназначены для глубокой утилизации теп¬
лоты выпускных газов главных двигателей и обеспечения паром
паровых турбин, приводящих в движение турбогенератор или
передающих дополнительную мощность на гребной вал.
Рис. 12. Утилизационный парогенератор с при¬
нудительной циркуляцией и газовым регулиро¬
ванием паропроизводительности.
30

В отличие от чисто утилизационных, комбинированные паро¬
генераторы состоят из двух частей: одна часть работает на вы¬
пускных (отработавших) газах, вторая — на жидком топливе
(рис. 13). Комбинированный парогенератор не может одновре¬
менно работать на выпускных газах и топливе. Обе части
Рис. 13. Комбинированный парогенератор с раздель¬
ными поверхностями нагрева.
/ — пароводяной коллектор; 2 — каркас и обшивка; 3 — парооб¬
разующие трубы утилизационной части; 4 — водяной коллектор
утилизационной части; 5 — форсунка малой производительно¬
сти; 6 — разделительный щит; 7 — опускные трубы топливной
части; 8 — экран; 9 — пароперегреватель; 10 — водяной коллек¬
тор топливной части; 11 — форсунка повышенной производитель¬
ности; 12 — парообразующие трубы (конвективный пучок) топ¬
ливной части; 13 — смотровое окно.
(камеры) работают обычно по принципу естественной циркуля¬
ции воды.
На рис. 13 показан комбинированный парогенератор для
газовой турбины мощностью 5500 л. с. с температурой выпуск¬
ных газов 240° С.
31

Основные характеристики указанного парогенератора сле¬
дующие:
Рабочее давление пара, МПа:
на отработавших газах	 0,5
при сжигании топлива	0,5—1,5
Паропроизводительность, кг/с:
на отработавших газах	 1,0
при сжигании топлива . .	 3,0
В комбинированном парогенераторе утилизационная часть
снабжена небольшим пароперегревателем. При давлении
0,5 МПа пар в нем перегревается до температуры около 180° С.
Комбинированные парогенераторы в отечественном флоте
большого распространения не получили.
Глава II. ТОПЛИВО И ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ
11.1. Общие сведения
Топливом называют горючее вещество органического проис¬
хождения, которое экономически целесообразно сжигать для
получения тепловой энергии в больших количествах. Все виды
топлив состоят преимущественно из углеводородных соединений
и в природе встречаются в твердом, жидком и газообразном
состоянии. Природное топливо, не подвергшееся обработке, на¬
зывают естественным, а прошедшее термическую или химиче¬
скую обработку, — искусственным.
Естественные виды топлива — дрова, торф, бурый уголь,
каменный уголь, горючие сланцы, нефть, природный газ. Искус¬
ственные виды топлива — древесный уголь, каменноугольный
кокс, бензин, керосин, соляр, дизельное топливо, мазут, жидкие
продукты перегонки каменного угля, генераторный газ, колош¬
никовый газ и др. Особое положение занимает ядерное топливо,
которое начинают широко использовать в энергетике.
Органическое топливо для судовых парогенераторов должно
обладать значительным удельным тепловыделением, быть де¬
шевым и транспортабельным, активно вступать в реакцию
с окислителем (кислородом воздуха) и не образовывать при
горении трудноудаляемых загрязнений на поверхности нагрева.
Поскольку применяемые на практике виды топлива пред¬
ставляют собой углеводородные соединения, а окисляющей сре¬
дой является воздух, то продукты сгорания топлива состоят
преимущественно из углекислого газа, водяных паров и азота.
В настоящее время в судовых парогенераторах в основном
применяют жидкое топливо — мазут.
32

II.2.	Состав топлива
В состав органического топлива, применяемого в судовых паро¬
генераторах, входят:
—	горючие элементы, свойственные органическим веществам:
углерод С, водород Н и сера S;
—	негорючие элементы, свойственные органическим вещест¬
вам: кислород О, азот N;
—	негорючие минеральные примеси: зола А;
'	— влага W.
Рассмотрим отдельно каждый элемент.
Углерод является основным горючим элементом любого орга¬
нического топлива. Содержание углерода в мазуте по массе
составляет 84—86%. При полном сгорании I кг углерода выде¬
ляется 32,8 МДж (7830 ккал) теплоты.
Водород является важным горючим элементом, содержание
которого значительно повышает величину теплоты сгорания
топлива. В мазуте содержится 10—12% водорода. При полном
сгорании 1 кг водорода выделяется 141, 9 МДж (33 885 ккал)
теплоты.
Сера в топливе может находиться в трех разновидностях:
в виде серы органической S0, входящей в состав молекул орга¬
нической массы топлива, серы колчеданной SK, входящей в топ¬
ливо в виде соединения FeS2, и серы сульфатной Sc, входящей
в минеральную массу топлива в виде сульфатов CaS04, FeSC>4
и др.
Органическая и колчеданная сера при сгорании превраща¬
ется в S02. Сульфатная сера содержится в топливе в форме
высшего предельного окисла S03 и поэтому гореть не спо¬
собна.
При полном сгорании 1 кг серы выделяется теплота, равная
9,25 МДж (2210 ккал).
Сера относится к вредным составляющим топлива, так как
продукт сгорания серы — сернистый ангидрид S02 при воздей¬
ствии катализатора, например окиси железа Fe203, превраща¬
ется в трехокись серы S03. Соединяясь с водяным паром, кото¬
рый содержится в продуктах сгорания, S03 образует пары сер¬
ной кислоты H2S04. Эти пары могут конденсироваться и стать
причиной коррозионного разрушения низкотемпературных по¬
верхностей нагрева, особенно труб газовых воздухоподогрева¬
телей. Кроме того, попадая с газами в атмосферу, пары серной
кислоты загрязняют ее, вредно воздействуя на здоровье людей
и растительность.
В топливе для судовых парогенераторов содержание серы
по массе может достигать 4,5%.
Азот и кислород являются внутренним балластом топлива.
Наличие их в топливе уменьшает содержание в нем горючих
элементов — углерода и водорода.
2 Заказ № 2222
33

Общее содержание азота и кислорода в топливе, применяе¬
мом для судовых парогенераторов, невелико. Например, в ма¬
зуте это содержание по массе не превышает 1%.
Под золой понимают твердый остаток минеральных соедине¬
ний, получающийся после выгорания всех горючих элементов.
Зола является балластом топлива. Содержание золы в ма¬
зуте колеблется от 0,1 до 0,5%.
Несмотря на весьма малое содержание, зола приводит
к серьезным затруднениям в эксплуатации парогенераторов,
понижает надежность работы и к. п. д. парогенераторных уста¬
новок. Так, например, сжигание мазута сопровождается окисле¬
нием ванадия, содержащегося в золе, с образованием пятиокиси
ванадия V2O5. При высокой температуре стенок труб паропере¬
гревателя пятиокись ванадия в жидком состоянии оседает на
трубах, вызывая интенсивное или, как говорят, «катастрофиче¬
ское» разрушение металла (ванадиевую коррозию).
Влага в топливе является балластом. Различают внешнюю
и внутреннюю влагу топлива. К внешней относится влага, при¬
обретенная топливом в период хранения в результате поглоще¬
ния атмосферных осадков и при разогреве мазута паром. Влаж¬
ность мазута малой вязкости можно уменьшить путем подогрева
его до 60—70° С с последующим отстоем в течение суток.
Внутренняя влага входит в структуру самого топлива. Со¬
держание- структурной влаги уменьшается с увеличением «воз¬
раста» топлива.
Количество общей влаги, содержащейся в мазуте, колеблется
от 1 до 3%.
II.3. Массы топлива
Характеристики топлива могут быть отнесены к рабочей, сухой
или горючей массе топлива.
Рабочей массой топлива или просто рабочим топливом назы¬
вают топливо в том виде, в котором оно поступает в топку для
сжигания. В этом случае состав топлива определяется из соот¬
ношения
Ср + Нр + Ор + Np + Sp+K + Wp + Ар = 100%.	(II. 1)
Здесь Sp +к — содержание органической и колчеданной серы
в рабочей массе топлива.
Сухой массой топлива называют топливо, совсем не содер¬
жащее влаги. Эту массу называют также абсолютно сухим
топливом, в котором элементы связаны между собой равенством
Cc-f-Hc + Oc+Nc + SS+K + Ac=I00%.	(II.2)
Сухая масса без золы составит горючую массу топлива
Сг + Hr + Or + Nr + So+K=100%.	(И.З)
34

Горючая масса топлива среди остальных масс является наи¬
более важной и имеет наибольшее практическое значение. Срав¬
нивая между собой горючие массы разных сортов топлива, судят
об их ценности.
В основу классификации ряда топлив положена горючая
масса. Зная эту массу, а также содержание в топливе золы Ар
и влаги Wp, нетрудно подсчитать элементарный состав рабочей
массы топлива. Коэффициент пересчета при этом будет постоян-
„	100-(AP + WP) „
ной величиной, равной 		. Например:
СР = СГ
100 — (Ар -I- wp)
100
%,
HP = Hr,100-(A» + W») % ит
100
11.4. Теплота сгорания топлива
Теплотой сгорания топлива называют количество теплоты,
выделяемой при полном сгорании единицы массы топлива,
обычно 1 кг. Различают высшую QB и низшую QH теплоту сго¬
рания топлива.
Высшей теплотой сгорания называют количество теплоты,
выделяющейся при полном сгорании 1 кг топлива, при условии,
что газы, полученные после сгорания, охлаждаются до темпе¬
ратуры конденсации содержащихся в них водяных паров. При
этом теплота парообразования высвобождается и передается
газам.
Влага в продуктах сгорания судовых парогенераторов нахо¬
дится, как правило, в парообразном состоянии. Это объясняется
тем, что уходящие из парогенератора газы имеют сравнительно
высокую температуру. Поэтому применительно к парогенерато¬
рам обычно пользуются низшей теплотой сгорания топлива,
в которой теплота парообразования не учитывается.
Для рабочей массы топлива связь между величинами QB
и Qhp, МДж/кг, имеет вид
Qh = Qb — 2,51
9НР
100
WM
100 ) ’
(II.4)
где 2,51 МДж/кг (600 ккал/кг) —теплота парообразования при
парциальном давлении паров воды в продуктах сгорания, при¬
мерно равном 0,01 МПа (0,1 кгс/см2). Коэффициент 9 перед №
стоит потому, что при окислении водорода в воду из одной мас¬
совой части водорода получается девять массовых частей воды.
Теплоту сгорания топлива определяют опытным путем. Для
этого служат специальные приборы — калориметры. При отсут¬
ствии опытных данных теплоту сгорания можно оценить, поль¬
зуясь формулой Д. И. Менделеева, в основу которой положены
2*
35

элементарный состав и теплота сгорания горючих элементов.
Эта формула имеет вид
qp = 0,339СР + 1,256НР — 0,109 (θρ—Sp) — 0,025 1 (9HP + WP); (II.5)
величины Ср, №, Ор и Sp=Sp к выражены в процентах от рабо¬
чей массы топлива.
Расхождение получаемых по формуле (II. 5) значений Qp
с теми, которые найдены опытным путем при помощи калори¬
метра, как правило, не превышает ±’(0,6-f-0,8) МДж при абсо¬
лютном значении теплоты сгорания мазута QS = 40-1-41 МДж/кг.
11.5.	Характеристики жидкого топлива
В судовых парогенераторах обычно сжигают мазуты прямой пере¬
гонки нефти, крекинг-мазуты и мазуты, получаемые путем сме¬
шения мазутов прямой перегонки с соляровым маслом и крекинг-
остатком. Все эти виды жидкого топлива представляют собой
смесь тяжелых углеводородов СпН2п+2, CnH2n, CnH2n-2 и т. д.
Рассмотрим основные характеристики жидкого топлива.
Элементарный состав и теплота сгорания. В состав мазута
входят различные углеводороды с различными температурами
кипения. Простыми химическими формулами состав мазута вы¬
разить невозможно. Можно лишь указать, что состав рабочей
массы мазута характеризуется большим содержанием углерода
и водорода, малым содержанием кислорода, азота и серы, ма¬
лой влажностью и высокой теплотой сгорания.
Для примера можно привести следующий состав рабочей
массы стандартного высококачественного флотского мазута
Ср = 84,42%;	№=11,47%; 0 = 0,7%; Sp = 0,8%;	№ = 0,21%;
Wp = 2,0%; Ар = 0,4%. Теплота сгорания его QHp = 40,4 МДж/кг
(9650 ккал/кг).
Вязкость. Вязкость — одна из важнейших технических харак¬
теристик топлива, определяющая методы и продолжительность
перекачки мазута, условия перевозки, гидравлические сопротив¬
ления при транспортировке топлива по трубопроводам и эф¬
фективность работы форсунок, способность мазута отстаиваться
от воды.
Вязкостью или внутренним трением называется свойство
жидкости сопротивляться перемещению ее частиц под влиянием
действующих на нее сил.
Различают три вида вязкости: динамическую, кинематичес¬
кую и условную. В технике часто пользуются условной вязко¬
стью, которую выражают в градусах условной вязкости °ВУ.
Для определения вязкости существуют приборы, называемые
вискозиметрами.
Согласно ГОСТ 6258—52 вязкость, выраженная в условных
градусах, представляет собой отношение времени истечения
36

из калиброванного отверстия вискозиметра типа ВУ 200 см3
испытываемого нефтепродукта при определенной температуре
(обычно при 50 или 80° С) ко времени истечения из этого же
прибора 200 см3 дистиллированной воды при температуре 20° С.
Для записи условной вязкости приняты соответствующие
обозначения. Например, условная вязкость мазута при темпера¬
туре 50°С, равная 12°, обозначается следующим образом:
ВУ50=12° или 12 °ВУ50.
По ГОСТ 10585—63 в зависи¬
мости от условной вязкости раз¬
личают следующие марки мазу¬
тов: мазуты флотские повышен¬
ного качества марок ФС5 и Ф12
и мазуты топочные марок 40,
100 и 200 (цифры означают ус¬
ловную вязкость мазута при тем¬
пературе 50 °С).
Для судовых парогенераторов
в настоящее время применяют
мазуты марок ФС5, Ф12 и топоч¬
ный мазут марки 40.
Зависимость вязкости от тем¬
пературы для мазутов марок
Ф12, 40 и 100 представлена на
рис. 14. Здесь же указаны значе¬
ния вязкости, обеспечивающие
удовлетворительную работу на¬
сосов и форсунок.
Содержание серы. По содер¬
жанию серы мазуты делят на три
группы:	малосернистые (Sp^
^0,5%), сернистые (Sp = 0,5-r-
-У2,0% и высокосернистые (5р>
>2,0%).
Содержание серы в некоторых высокосернистых мазутах дости¬
гает 3,0—4,5 %.
Температура вспышки и температура воспламенения. Темпе¬
ратурой вспышки называют минимальную температуру, при ко¬
торой пары жидкого топлива (нагреваемого в строго определен¬
ных условиях) в смеси с окружающим воздухом при поднесении
пламени вспыхивают с легким взрывом. Жидкая масса топлива
при этом не загорается. Температура вспышки топлива служит
показателем наличия в топливе легких фракций, а также пока¬
зателем пожарной опасности при использовании и хранении
топлива.
Температура вспышки флотских мазутов ФС5 и Ф12 состав¬
ляет 80—90° С; температура вспышки топочного мазута марки
40 значительно выше: 100—110° С.
Рис. 14. Вязкость основных марок
мазута в зависимости от темпера¬
туры.
Штриховые линии показывают значе¬
ние вязкости, обеспечивающее удов¬
летворительную работу: а — поршневых
насосов; б — центробежных насосов;
в — вращающихся (ротационных) фор¬
сунок; г — паромеханических форсу¬
нок; д — механических форсунок.
37

Температурой воспламенения называют такую температуру,
при которой жидкое топливо после вспышки паров продолжает
гореть не менее 5 с. Температура воспламенения мазута обычно
бывает выше температуры вспышки на 15—20° С.
Температура застывания. Температурой застывания назы¬
вают такую температуру, при которой налитый в пробирку
испытываемый нефтепродукт загустевает до такой степени, что
при наклоне пробирки на угол 45° его уровень остается неиз¬
менным в течение 60 с.
Значение температуры застывания находится в пределах
от +25 до —11°С. Температуру застывания нужно учитывать
при хранении и перекачке мазута.
Плотность. Под. этим понятием подразумевается отношение
плотности топлива при температуре 20° С к плотности воды при
температуре 4° С, взятой в том же объеме. Относительная плот¬
ность жидкого топлива обозначается р420. Величина р420 для ма¬
зута колеблется в пределах 0,88—1,03.
Соотношение плотности мазута и воды характеризует процесс
отделения влаги, которую удаляют из мазута с целью повыше¬
ния теплоты сгорания, улучшения качества горения и т. д.
Для мазута с относительной плотностью р420< 1 влагу отде¬
ляют отстаиванием в цистернах. Благодаря большей плотности,
вода осаждается на дне емкости, откуда она дренируется. Значи¬
тельно хуже условия отстоя для мазута с плотностью р420>1.
Даже при длительном отстаивании вода остается в мазуте в виде
прослоек. При попадании в топку вода может загасить факел.
Поэтому для мазута с р420> 0,99 содержание влаги ограничи¬
вают (не более 1 %).
Плотность мазута необходимо также знать для расчета рас-
пыливающих устройств и подсчета запаса топлива в цистернах.
Теплоемкость мазута лежит в пределах 1,67—2,1 кДж/(кг-°С)
и может быть определена по эмпирической формуле
стл= 1,738 + 0,002 51+,,	(П.6)
где /Тл — температура топлива (мазута), °С.
В приложении I приведены сведения о физических свойствах
мазутов.
Стоимость топлива. Стоимость топлива, составляющая 25—
30% общей суммы эксплуатационных расходов, значительно
влияет на экономические показатели транспортного судна.
Стоимость топлива зависит от его марки (качества) и порта
бункеровки. В соответствии с прейскурантом № 04-02, введенным
в действие с 1 января 1970 г., союзные республики, края и обла¬
сти разбиты на три пояса оптовых цен:
I	пояс ·— порты Черного, Каспийского, Азовского, Балтий¬
ского и Баренцева морей;
II	пояс — Алтайский край, Бурятская АССР, Иркутская об¬
ласть, Кемеровская область, Красноярский край,
38

Новосибирская область, Тюменская область; Ту¬
винская АССР, Читинская область;
III	пояс — порты Японского, Охотского, Берингова морей.
Стоимость мазута разных марок приведена в табл. 2.
Таблица 2
Стоимость мазутного топлива
Марка мазута
Цена за 1000 нг,
руб.
I пояс
11 пояс
III пояс
Флотский Ф12
31,0
34,0
39,0
Флотский из сернистых нефтей
ФС5
Топочный 40:
30,0
33,0
38,0
малосернистый (до 0,5% серы)
25,5
28,5
32,5
сернистый (не более 2% серы)
24,0
27,0
31,0
высокосернистый (не более
3% серы)
23,0
26,0
30,0
Примечание. Цены на флотские мазуты Ф12 и ФС5 по ГОСТ
в соответствии с дополнением № 4 к прейскуранту № 04-02—1969 г.
10585—63 даны
В заключение рассмотрим достоинства и недостатки мазута
как топлива для судовых парогенераторов.
Положительными свойствами мазута являются высокая теп¬
лота сгорания, незначительное содержание балласта, удобство
погрузки и транспортировки, возможность осуществления без¬
дымного горения.
К недостаткам мазута следует отнести его огнеопасность
и взрывоопасность при образовании смеси из паров мазута
и воздуха. Мазут обладает способностью легко проникать через
неплотности, поэтому цистерны для его хранения должны иметь
плотные швы.
Одним из существенных недостатков мазута является его
способность образовывать плотные осадки смолистоасфальто¬
вого характера, называемые коксом. При хранении, транспорти¬
ровке и подогреве кокс постепенно оседает и отлагается на
днищах резервуаров, в топливопроводах, на поверхности нагрева
подогревателей топлива, в фильтрах. При сжигании топочных
мазутов кокс оседает на распылителях форсунок и диффузорах
воздухонаправляющих устройств в виде нагара.
Учитывая эксплуатационные затруднения, связанные с обра¬
зованием осадков и нагаров, а также для борьбы с сернистой
коррозией и эоловыми отложениями, иногда в мазут добавляют
присадки. В качестве присадок используются такие химические
вещества, которые, будучи введены в состав мазута, выполняют
сразу несколько функций, а именно: интенсифицируют процесс
39

горения, уменьшают коррозионное действие самого топлива и его
продуктов сгорания, препятствуют образованию осадков в ци¬
стернах и т. д. Такие присадки получили название многофунк¬
циональных.
Для улучшения свойств отечественных топочных мазутов
в ВНИИ НИ (Всесоюзный научно-исследовательский институт
нефтяных присадок) разработаны многофункциональные при¬
садки ВНИИ НИ — 102, 103, 104 и 106. Их рекомендуют при¬
менять при сжигании высоковязких и сернистых мазутов, добав¬
ляя 2—3 кг на 1 т мазута.
11.6. Сведения о горении топлива
Горение — это химический процесс соединения горючих элемен¬
тов топлива с окислителем, сопровождающийся интенсивным
выделенном теплоты. Характерной особенностью процесса явля¬
ется быстрота протекания реакций. Этим горение отличается
от других окислительных процессов, протекающих с медленным
повышением температуры (гниение, ржавление).
Окислителем топлива в парогенераторах обычно служит
кислород воздуха.
Сгорание топлива может быть полным и неполным. Полным
считается сгорание, при котором все горючие элементы топлива
полностью окисляются до конечных продуктов. При полном
сгорании газообразные продукты сгорания состоят из углекис¬
лого газа С02, сернистого ангидрида S02 и водных паров Н20.
Кроме того в продуктах полного сгорания содержится избы¬
точный кислород 02 и азот воздуха и топлива N2.
Неполное сгорание характеризуется наличием в продуктах
сгорания окиси углерода СО и некоторого количества горючих
веществ в золе и отложениях. При неполном сгорании в состав
продуктов сгорания входят: С02, S02, Н20, 02, N2 и СО1.
Неполное сгорание является следствием химического и меха¬
нического недожога. Сущность химического недожога состоит
в том, что часть углерода топлива сгорает не в С02, а в СО,
и поэтому из топлива не высвобождается часть теплоты.
Механический недожог, который также происходит в резуль¬
тате неполного сгорания, заключается в том, что часть топлива
в виде нагаров, кокса и сажи либо оседает на стенках труб,
либо уносится потоком газов в атмосферу.
Механический недожог при сжигании жидкого топлива незна¬
чителен и в расчетах парогенераторов его обычно не учитывают.
1 Неполное сгорание, характеризуемое наличием неокисленных углеводо¬
родистых соединений типа Н2, СН4 и др., здесь не рассматривается, так как
при эксплуатации судовых парогенераторов оно недопустимо.
40

11.7.	Теоретически необходимое
количество воздуха
Количество воздуха, необходимое для полного сгорания топ¬
лива, можно подсчитать, пользуясь уравнениями реакций окщ
сления горючих элементов топлива.
Предположим, что в 1 кг рабочей массы топлива содержится
Ср кг углерода, № кг водорода, Sp кг серы, Ор кг кислорода,
№ кг азота, Wp кг влаги и Ар кг золы. Из них горючими эле¬
ментами являются Ср, Нр и Sp.
Исходная формула для определения количества кислорода,
необходимого для сжигания углерода с образованием углекис¬
лого газа, имеет вид
C + 02 = C02.	(II.7)
Поскольку атомная масса углерода равна 12, а молекуляр¬
ные массы кислорода и углекислого газа соответственно равны
32 и 44, то для полного сгорания 12 кг углерода потребуется
32 кг кислорода и при этом получится 44 кг углекислого газа:
12 кг (С)+ 32 кг(02) = 44 кг(С02).	(II.8)
Для сгорания 1 кг углерода необходимо 32/12 = 8/3 кг кис¬
лорода. В 1 кг топлива содержится углерода Ср кг. Поэтому для
сжигания Ср кг углерода потребуется кислорода в количестве
Go2 = ~Cp.	(П.9)
Аналогичные расчеты по соответствующим уравнениям окис¬
ления показывают, что для сгорания Sp кг серы потребуется
кислорода в количестве
GÕa = Sp,	(II. 10)
а для сжигания Нр кг водорода потребуется кислорода
Go, = 8Hp.	(II.11)
Для полного сжигания'1 кг рабочей массы топлива коли¬
чество теоретически необходимого кислорода можно определить
как сумму G0ä + G^+ G" за вычетом кислорода Ор, содержа¬
щегося в топливе, а именно
Ga = yCp + 8Hp + Sp —Ор.	(11.12)
В сухом воздухе содержание кислорода по массе равно
23,2%. Поэтому масса сухого воздуха, теоретически необходи¬
мого для сжигания 1 кг топлива, равна
°о, .
0,232’
JLCP-
8НР + Sp — Ор
0,232
(П.13)
41

Если выразить отдельные компоненты рабочей массы топлива
в процентах, то формула для подсчета величины L0 будет иметь
следующий вид
L° = 0,115 (Ср + 0,375SP) + 0,345НР — 0,043 10р.	(11.14)
Количество теоретически необходимого сухого воздуха в объ¬
емных единицах, м3 сух. воздуха/кг топлива, при нормальных
условиях равно
== — = 0,088 9 (Ср + 0,375SP) + 0,267НР — 0,033 ЗОр. (11.15)
Рв
Здесь р° =1,293 кг/м3 — плотность сухого воздуха при нормаль¬
ных условиях, т. е. -при давлении
0,101 2 МПа (760 мм рт. ст.) и темпера¬
туре 0° С.
В формулах (II. 14) и (II. 15) компоненты топлива выражены
в процентах по массе (весу).
П.8. Теоретические объемы
продуктов сгорания
В случае полного сгорания 1 кг топлива при теоретически
необходимом количестве воздуха в образующихся газообразных
продуктах должны содержаться лишь продукты окисления горю¬
чих элементов — С02, SO, Н20 и азот воздуха и топлива N2.
Получающиеся в этом случае объемы газов называют теорети¬
ческими.
Подсчитаем теоретический объем углекислого газа. Согласно
уравнению (II. 8) при сгорании 12 кг углерода получается 44 кг
углекислого газа. Так как в топливе массой 1 кг содержится
углерода Ср кг, то масса углекислого газа окажется равной
асо,= %С°.	(11.16)
Теоретический объем углекислого газа, м3/кг, составит
(объем С02 и всех других составляющих продуктов сгорания
отнесен к нормальным условиям)
Vr
Jco2
44 Ср
= 0,018 66 Ср,
(П.17)
где Рсо,
СОа р£о2 12 100 1,977
1,977 кг/м3·—плотность углекислого газа при нор¬
мальных условиях.
Записав реакцию горения серы, можно аналогичным путем
рассчитать теоретический объем сернистого ангидрида Vso3
который окажется равным
V
so3
G so,
Pso2
64 Sp 1
32 100 2,86
0,007SP,
(11.18)
где Psq =2,86 кг/м3 — плотность сернистого ангидрида при
нормальных условиях.
42

Теоретический объем сухих трехатомных газов, образующихся
при сгорании ! кг топлива, подсчитывается по формуле
У ROa = Усо, + ^ = 0,018 66 (Ср + 0,375SP) ·	(11.19)
Азот в продукты сгорания поступает с воздухом в количестве
0,79 У° и с топливом в количестве
Np 1
100 p°Na
— — = 0,008NP,
100 1,25
гдер^, =1,25 кг/м3 — плотность азота при нормальных условиях.
Теоретический объем азота составит
V0Nj = 0,79V° + 0,008Np.	(11.20)
В теоретический объем водяных паров, находящихся в про¬
дуктах сгорания топлива, войдут следующие составляющие
Ун,о = Vh.,o + Ин2о + Ун2о + Ин2о,	(11.21)
где уно—объем водяных паров, образующихся при сгорании
водорода топлива;
ywo —объем водяных паров, образующихся при испарении
рабочей влаги топлива;
уво —объем водяных паров, вносимых в топку с атмос¬
ферным воздухом;
1/®0 -объем водяных паров, вносимых в топку при паро¬
механическом распылении мазута.
Из реакции горения водорода следует, что на 1 кг водорода
приходится 9 кг водяных паров. Так как в топливе массой 1 кг
содержится № кг водорода, то масса водяных паров составит
9 Нр кг, а их объем определится выражением
У
н
н2о
9НР _\	■ 9НР
100 Рн.о ~ 100-0,805
0,111НР,
(11.22)
где Рн.о = 0,805 кг/м3 — условная плотность водяного пара при
нормальных условиях.
Объем водяных паров, образующихся при испарении влаги
топлива, равен
Т 7 W	WP
V н2о =
100 риН;С
.... wP.._ = 0,012 4WP.
1000,805
(11.23)
Объем водяных паров, вносимых с атмосферным воздухом,
определяется по теоретическому количеству воздуха У° и его
влагосодержанию d, выраженному в килограммах на 1 кг су¬
хого воздуха (обычно считают d = 0,01 кг/кг).
Ун.о =
/0Р°В^
Рн,о
1,293-0,01
0,805
У=0,0161У°
(11.24)
43

Объем водяных паров, вносимых в топку при паромеханиче¬
ском распылении мазута, определяется по массовому расходу
форсуночного пара \Уф кг, затрачиваемого на распыление 1 кг
мазута (\Уф = 0,01—0,3 кг пара/кг топлива)
V
ф
н,о
Рн2о 0,805
1.24W
Ф ‘
(11.25)
Теоретический объем водяных паров, образующихся при сго¬
рании 1 кг топлива, равен следующей сумме:.
Vh,o = 0,111НР + 0,012 4WP + 0,016 1V°+ 1,2ШФ.	(11.26)
Суммарный теоретический объем продуктов сгорания, полу¬
ченных при сжигании 1 кг топлива, равен
У°г = УяоЛУи, + Уко·	(П.27)
В формулах (II. 17) — (11.26) составляющие рабочего топлива
выражены в процентах.
11.9. Действительные объемы
продуктов сгорания
В реальных условиях, вследствие несовершенства топочных
устройств, в топку парогенератора подают воздуха больше, чем
это требуется теоретически.
Отношение действительного количества воздуха Кд (или Тд),
подводимого в топку для сгорания 1 кг топлива, к теоретически
необходимому количеству V0 (или L°) называют коэффициен¬
том избытка воздуха а, т. е.
или
(11.28)
Коэффициент избытка воздуха выбирают в зависимости от
вида и свойств топлива, способа его сжигания, степени тепло¬
вого напряжения топки и других показателей. Для судовых па¬
рогенераторов мазутного отопления коэффициент избытка воз¬
духа при работе на полной нагрузке находится в пределах
1,03—1,25.
При сжигании топлива с α> 1 действительный объем про¬
дуктов сгорания будет больше теоретически необходимого на
величину объема избыточного воздуха (а—1) V0 и объема водя¬
ных паров 0,016 1 (а—1) V0, вносимых с избыточным воздухом.
Таким образом, действительный объем продуктов сгорания
при нормальных условиях равен
Кг = (У ro2 + V°n2 + Κ°Ηϊο) + (а-1) У0 + 0,016 1 (α-1) V0 (11.29)
44

или
У г = (Vro,+ V°n, + У°нао) + (α-1) Увл- в,	(11.30)
где УВл. в° = 1,016 1 У0 — объем теоретически необходимого коли¬
чества влажного воздуха (при 0,01
кг/кг).
11.10. Энтальпия продуктов сгорания
Определив объемные количества воздуха и газов, можно
вычислить энтальпию продуктов сгорания и построить диаг¬
рамму /—0·, которой пользуются при выполнении теплового
расчета парогенератора. Энтальпию газов при температуре О
измеряют количеством теплоты, затраченной на нагревание
газов от 0 до 0° С. Величину I обычно относят к объему газов,
полученных при сжигании 1 кг топлива. Поэтому размерность
энтальпии Дж/кг топлива.
Энтальпию продуктов сгорания топлива, представляющих
собой смесь различных газов, можно подсчитать, если известны
объем и теплоемкость каждого компонента смеси, а также тем¬
пература смеси.
Энтальпия теоретического объема газов при температуре
θ подсчитывается по формуле
/?="= (yROaCROj + Уы2Сы2 + Ун»осн2о) Ф·	(11.31)
Здесь Cro», Сыа и СНао — средние изобарные объемные тепло¬
емкости составляющих газовой смеси
в интервале температур от 0°Сдо θ'0 С,
Дж/(м3-°С).
Энтальпия действительного объема продуктов сгорания /г
при α> 1 будет больше /° на величину энтальпии избыточного
влажного воздуха. В соответствии с уравнениями (II. 30)
и (11.31)
/г = (уro2Cro2 + уn,cn2 + ун.юСню) ,θ, + (α — 1) У°Свл.	(11.32)
или
/г = /°г + (а—1)/°л.в,	(П.ЗЗ)
где /в®в=У°Свл.в'0—энтальпия теоретически необходимого ко¬
личества влажного воздуха, Дж/кг топ¬
лива;
сВл. в — средняя изобарная объемная теплоем¬
кость влажного воздуха (при d = 0,01 кг/кг),
Дж/ (м3. °С).
Заметим, что теплоемкости в уравнениях (11.31) и (11.32)
отнесены к объему газа при нормальных условиях.
Уравнением (II. 32) пользуются для подсчета энтальпии про¬
дуктов сгорания /г в зависимости от температуры Ό-, коэффици-
45

Таблица 3
Расчет количества воздуха и объема газов, полученных при
сгорании 1 кг топлива
Единица
Формула или источник
Число-
Величина
чение
измере-
ния
ние
Элементарный состав

%
Задано: Ср; Нр; Sp;
топлива
Ор; Np; \VP; Ар
Коэффициент избыт¬
ка воздуха
а
—
Задано
Теоретически необ-
V0
м3/кг
0,088 9 (CP+0,375SP) +
ходимое количество су¬
хого воздуха
+ 0,267НР —0,033 ЗОр
Теоретический объем
V
»
Np
0,79К° +0,8 —
азота
100
Объем трехатомных
V RO,
»
1,866 C’+0’375SP
газов С02 и S02
100
Теоретический объем
Vo
»
0,111 Ыр + 0,0124WP +
водяного пара при d =
= 0,01 кг/кг (Ψφ = 0)
+ 0,016 IV°
Избыточный объем
воздуха
К„
»
(α — 1) V°
Объем водяного пара
^Н.О
»
+0,016 l(ct—1)F°
при коэффициенте из¬
бытка воздуха а > 1
Полный объем про-
Кг
»
Vo, + V, + rHrf> +
дуктов сгорания
+ (α — 1) V°
Объемная доля трех-
^ι?α
VRO,
атомных газов С02 и S02
V Г
Vo
% Объемная доля водя-
[ных паров
-t
X
о
Kr
ента избытка воздуха а и состава газов. Объемы отдельных
компонентов продуктов сгорания находят по формулам (11.15),
(II. 19), (11.20) и (11.26).
Значения теплоемкостей отдельных компонентов, составляю¬
щих смесь газов, можно найти в приложении II. При этом надо
иметь в виду, что теплоемкость сернистого газа S02 близка
к теплоемкости углекислого газа С02, а количество S02 по
сравнению с С02 мало, поэтому можно считать, что cRo2=c«v
46

Теплоемкости влажного воздуха свл.в, также приведенные
в приложении II, подсчитаны по формуле
Свл.в = Сс.в+1-6^На0,	(11.34)
где сс.в и Ся2о — теплоемкости сухого воздуха и водяного пара
(см. приложение II).
На практике для определения энтальпии газов обычно поль¬
зуются диаграммой /—O', которую строят в зависимости от со¬
става топлива и коэффи-	.
диента избытка воздуха.	г’ ж'"г
Следует отметить, что
для одного и того же со¬
става топлива при раз¬
личных значениях коэф¬
фициента избытка полу¬
чается целое семейство
кривых, из которых каж¬
дая кривая соответствует
своему значению а.
Диаграмму / — б- стро¬
ят следующим образом.
Вначале определяют объ¬
емы воздуха и газов
для 1 кг топлива согласно
табл. 3 (считая Гсо = 0).
Затем, используя дан¬
ные табл. 3, подсчиты¬
вают энтальпию продук¬
тов сгорания. Последова¬
тельность определения
энтальпии продуктов
сгорания указана в
табл. 4. После этого
строят график:	по оси
ординат откладывают эн¬
тальпию /г, а по оси
абсцисс — температуру
■&°С. График зависимости / = /($■) называют диаграммой I—Ό.
На рис. 15 показана диаграмма I—Ό· для стандартного флот¬
ского мазута, рассчитанная для различных коэффициентов
избытка воздуха. Из рисунка видно, что при повышении коэф¬
фициента избытка воздуха энтальпия продуктов сгорания уве¬
личивается. Объясняется это тем, что при увеличении а увели¬
чивается количество воздуха, подаваемого для сжигания 1 кг
топлива и, следовательно, повышается объем газов. Естественно,
что для нагревания большего объема газов требуется большее
количество теплоты. Именно поэтому продукты сгорания при
увеличении а обладают большей энергией, т. е. энтальпией.
Рис. 15. Диаграмма -# для флотского
мазута при различных коэффициентах из¬
бытка воздуха.
47

Таблица 4
Расчет энтальпии продуктов сгорания
yROa=
м3/К Г
О
Ы”···'
м3/кг
VHaO ■ · · ·
м3/кг
Влажный
воздух
,
°с
и
о
Ъ
0\=1
и
·. о
8|
о'Д
&
и
о
Е
. *
о
и
25
О 25
О
о
«
оД
хЗ
. υ
X и
и -г:
Ой
о хч
^ й
«
СС
О и
-ч
о
о
в
и
- *
ш й
§ч
°.~.ей
1
8
<“-1>/вл.в
МДж/кг
С-. ■
*
й
fct
Й
С-1
■ч.
0
100
200
'2200
2300
-^ro/co^ + ^n
cNaa + ^НоОЧцО
»;
С в = У°‘
θ·
вл. ви>
/г — /г + («
-\)1
о
вл. в *
II.11.	Определение объема продуктов сгорания
по данным газового анализа
и элементарного состава топлива
При теплотехнических испытаниях парогенератора, а также
в процессе его работы на судне состав продуктов сгорания опре¬
деляют с помощью специальных приборов — газоанализаторов.
Чаще всего применяют химические газоанализаторы, работаю¬
щие по принципу поглощения специальными реактивами отдель¬
ных составляющих, входящих в газовую смесь. С помощью
переносных газоанализаторов, обычно применяемых в судовых
условиях, можно определить процентное содержание (по объему)
углекислого газа С02, кислорода 02 и окиси углерода СО
(в случае неполного сгорания).
Анализу подвергаются охлажденные газы. Поэтому водяные
пары в процессе подготовки газов конденсируются, и проба,
поступающая на анализ, содержит в себе только сухие газы.
Определение объема сухих газов и суммарного объема газов
при полном сгорании топлива (СО = 0). При отсутствии в газах
окиси углерода объем сухих газов будет состоять из следующих
компонентов
Усг-Ус^ + У^ + У^ + Уо,	(II.35)
или в процентах
100 = C02 + S02 + N2 + 02.	(11.36)
48

Процентное содержание каждой составляющей смеси равно:
СО2 = -^-100; Ν2 = ^·100 и т. д.	(П.37)
У С· Г	•'с. г
В газоанализаторе в качестве одного из химических реакти¬
вов используют щелочь КОН, которая поглощает С02 вместе
с S02. Поэтому сумму этих составляющих целесообразно, как
и ранее, обозначить символом, а именно R02 = C02 + S02.
Определенное прибором содержание R02 равно
R02==—^ · 100.	(II.38)
Ус. г
Из этого уравнения для Vc. г можем записать
1/с.г = —-100.	(11.39)
R02
Подставив в уравнение (II. 39) вместо Kro2 значение, полу¬
ченное по формуле (II. 19), будем иметь
Кс г = 1,866—P + 0,37SSP .	(II.40)
с	R02	v '
В э4ой формуле R02 — в процентах от объема сухих газов,
а Ср и Sp — в процентах от рабочей массы топлива.
Если сумму Ср +0,375 Sp обозначить через Кр, то оконча¬
тельно формула для определения объема сухих газов в случае
СО = 0 будет иметь вид
Кс.г = 1,866^-.	(П.41)
Kw2
Газоанализатором, как уже говорилось, удается определить
только состав сухих газов. Поэтому для получения полного объ¬
ема газов необходимо к объему сухих газов прибавить объем
водяных паров. Полный объем продуктов сгорания при СО = 0
согласно уравнению (II. 29) равен
Кг = Vc.r + Vko + 0,016 1 (о-1) К0,	(П.42)
где 0,016 1 (а—1) V0 — объем водяных паров, вносимых в про¬
дукты сгорания вместе с избыточным
воздухом.
Если вместо Ус.г и 1/0НаО подставить их значения из формул
(11.41) и (II. 26), то в окончательном виде формула для опре¬
деления VT примет вид
Vr= 1,866 -^- + 0,111НР + 0,012 4WP +
R02
+ 0,016 1К°+ 1,24ΨΦ + 0,016 1 (α — 1) V°	(11.43)
i
49

или
Kr = 1,866	+ 0,111HP + 0,012 4WP +
R С>2
+ 1,24ΨΦ+0,016 laV°.	(П.44)
В формулах (II. 43) и (II. 44) величина Vr отнесена к нор¬
мальным условиям.
Определение объема сухих газов и суммарного объема газов
при неполном сгорании топлива (СО>0). При неполном сгора¬
нии топлива в продуктах сгорания появляется окись углерода
СО. В этом случае формула для опрёделения полного объема
продуктов сгорания имеет вид
Кг = 1,866	^	Ь 0,111 Нр + 0,012 4WP + 1,24Ψφ +
R02 СО
+ 0,016 1αΙ/°,	(П.45)
где СО — содержание окиси углерода в процентах от объема
сухих газов.
В этой формуле, как и ранее, величина Vr отнесена к нор¬
мальным условиям.
Газоанализатором можно довольно точно определить содер¬
жание в продуктах сгорания R02 и 02. Определение СО такой
точности не дает. Это объясняется небольшим содержанием СО
в продуктах сгорания. Поэтому чаще всего содержание СО пред¬
почитают определять расчетом.
Содержание СО можно определить расчетным путем по дан¬
ным состава топлива и но содержанию в продуктах сгорания
R02 и 02. Количество окиси углерода в процентах от объема
сухих газов определяется на основании уравнения
СО =
21-PR02-(R02 + 0,)
0,605+ β
(11.46)
где значения СО, R02 и 02 выражены в процентах от объема
сухих газов, причем R02 и 02 определяют с помощью газового
анализа.
Величина β является характеристикой топлива и зависит от
его состава. Характеристика β для мазута определяется по фор¬
муле
0 = 2.35	(,,.47)
К'
После того, как процентное содержание окиси углерода бу¬
дет определено, ее объем, полученный при сгорании 1 кг топ¬
лива, может быть подсчитан по формуле
50

Вернемся к формуле (II. 46). Если ее преобразовать, то по¬
лучим уравнение, которое называют уравнением неполного сго¬
рания топлива
R02 + 02 = 21 — β R02—(0,605 + β) СО.	(11.48)
При отсутствии в продуктах сгорания окиси углерода
(СО-О), формула (II. 48) преобразуется в уравнение полного
сгорания
R02 + 02 = 21-pR02.	(11.49)
Это уравнение интересно в следующем отношении. Если при
анализе газов окажется, что сумма R02 + 02 не равна правой
части уравнения, то это
свидетельствует о непол¬
ном сгорании топлива
(СО>0).
В идеальном случае
горения топлива, когда
в продуктах сгорания
О2 = 0 (горение происхо¬
дит при теоретически не¬
обходимом количестве
воздуха, а=1), величина
R02, очевидно, достигает
своего максимума R02MaKC. В этом случае уравнение сгорания
топлива выразится формулой
R02MaKC =	21 ■ ■.	(11.50)
1 + β
При горении чистого углерода в среде воздуха № = 0, 0р = 0
и β = 0 [см. формулу (II. 47)]. Тогда R02MaKC = 21 % или, что то
же самое, С02макс = 21 %, так.как Sp = 0. Это указывает на то,
что весь кислород воздуха пошел на образование С02
Значения β и RO2MaK0 для некоторых видов топлива приве¬
дены в табл. 5.
11.12. Определение коэффициента избытка воздуха
по данным газового анализа
Одна из задач анализа продуктов сгорания заключается в оп¬
ределении коэффициента избытка воздуха а. При проектирова¬
нии парогенератора коэффициент избытка воздуха принимают
из опытных данных, а при испытании его определяют по данным
анализа продуктов сгорания.
Существует несколько формул для определения коэффициен¬
та избытка воздуха. Выведем так называемую азотную формулу
применительно к случаю, когда СО = 0.
Таблица 5
Значения β и R02aKC
Топливо
β
RO“aKC, %
Водород
_
0
Мазут
0,33
16,0
Антрацит
0,13
18,7
Углерод
0
21,0
51

Если в продуктах сгорания окиси углерода нет, то сухие
газы состоят из следующих компонентов
R02 + 02+N2=100.	(II.51)
Коэффициент избытка воздуха представляет собой отношение
а -■
У д-Е„
(11.52)
где Уд, У0 и Vn — соответственно действительный, теоретический
и избыточный объемы воздуха.
Определим объемы Уд и Уи.
Объем действительного количества воздуха Уд можно выра¬
зить через объем азота. Поскольку в воздухе содержится по
объему 79% азота, то можно записать
У
д
100.
79
(11.53)
В процессе горения топлива азот полностью переходит
в продукты сгорания. Содержание азота в процентах от объема
сухих газов равно
откуда объем азота
No ==
100,
(П.54)
Ус. г
= NLy .
100 c'г
(II.55)
Если в формуле (II. 53) заменить Kn2 выражением из фор¬
мулы (II. 55), то для Уд получим
Гд=^П,г·	(11.56)
Объем избыточного воздуха Уи можно выразить через объем
кислорода, содержащегося в воздухе. Поскольку в воздухе на¬
ходится по объему 21% кислорода, то можно записать
Vn
Уи = —· 100.	(П.57)
21
Кислород избыточного воздуха не принимает участие в го¬
рении топлива и поэтому полностью переходит в продукты сго¬
рания. Содержание кислорода в процентах от объема сухих га¬
зов
Vn
02 = —· 100,	(11.58)
Ус. г
52

откуда объем кислорода
.О,
’ 100
V'
(11.59)
С учетом последней формулы уравнение (II. 57) примет вид
У„=^кс.г.	(11.60)
Подставляя значения Пд и Уи из формул (11.56) и (11.60)
в уравнение (11.52), получим азотную формулу для подсчета
коэффициента избытка воздуха
а =			=				(11.61)
j Ус г02/21	j 7902
Vc. γΝ2/79	21Ν2
Чтобы найти по этой формуле величину а, необходимо вна¬
чале определить газоанализатором процентное содержание
в сухих газах R02 и 02. Значение N2, входящее в формулу
(11.61), находят по уравнению N2=100—(R02 + 02).
Глава III. ЭФФЕКТИВНОСТЬ
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТОПЛИВА
И КОЭФФИЦИЕНТ
ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ ПАРОГЕНЕРАТОРА
III.1. Уравнение теплового баланса парогенератора
без наддува
Эффективность использования тепловой энергии сгораемого
топлива характеризуется коэффициентом полезного действия
(к. п. д.) парогенератора. Для определения к. п. д. составляют
тепловой баланс.
Тепловой баланс, являясь выражением закона сохранения
энергии, представляет собой равенство между приходом теп¬
лоты, поступающей в топку вместе с топливом и окислителем, и
ее расходом. Тепловым балансом пользуются при испытании
парогенератора для определения к. п. д. парогенератора и всех
потерь и при тепловом расчете для определения расхода топ¬
лива и проверки правильности теплового расчета.
Составим уравнение теплового баланса судового парогене¬
ратора мазутного отопления с вентиляторным дутьем, не имею¬
щего воздухоподогревателя (см. рис. 7).
53

Предположим, что в парогенераторе сгорает В кг/с топлива.
Тогда уравнение теплового баланса будет иметь вид
в (Q5 + 1'тл+Q(j)+Лс. в) = ^ух+Q3+Q4+Qb)· (iii-i)
В приходную левую часть уравнения входят следующие ве¬
личины, отнесенные к 1 кг топлива и измеряемые в МДж/кг
топлива;
Qhp —низшая теплота сгорания 1 кг рабочей массы топлива;
гтл — физическая теплота 1 кг топлива, затрачиваемая при его
подогреве вне парогенератора от 0°С до /тл°С;
Qφ —теплота, внесенная в топку парогенератора паром, пред¬
назначенным для распыливания 1 кг мазута;
1Х.в — энтальпия холодного воздуха, подаваемого в топку для
сжигания 1 кг топлива.
В правую часть уравнения (III. 1) вошли следующие вели¬
чины, также отнесенные к 1 кг топлива:
Qi —полезно используемая теплота, затраченная в парогенера¬
торе на подогрев воды, парообразование и перегрев пара;
/Ухэнтальпия газов, уходящих из парогенератора через дымо¬
вую трубу в атмосферу;
Q3 — потеря теплоты вследствие химической неполноты горения;
Q4 —потеря теплоты от механического недожога;
Q5 —потеря теплоты в окружающую среду, обусловленная ох¬
лаждением наружных частей парогенератора.
Уравнение (III. 1) можно представить в другом виде. Пере¬
несем значение энтальпии /х.в в правую часть уравнения и раз¬
делим обе части уравнения на В. Кроме того учтем, что в слу¬
чае сжигания жидкого топлива Q4 = 0. Тогда формула (III. 1)
примет вид
Qh +	+	—	в) + Q3 + Q5·	(II 1.2)
В формуле (III.2) выражение в скобках называют потерей
теплоты с уходящими газами и обозначают буквой Q2, т. е.
Q2=/yx-/x.B·	(Πΐ.3)
Потеря Q2 в основном определяется тем, что продукты сго¬
рания в парогенераторе не охлаждаются до температуры окру¬
жающего воздуха и выходят в атмосферу, имея еще достаточно
высокую температуру.
С учетом сказанного уравнение теплового баланса записы¬
вают следующим образом
Qh + *тл + Фф = Ql + Q2 + Q3 + Qõ ·	(III.4)
Левую часть уравнения (III.4) называют располагаемой те¬
плотой 1 кг рабочей массы топлива и обозначают
Qp = Qh + Кл + *3φ·	(III .5)
54

Укажем способы определения некоторых величин, входящих
в <2μρ·
Физическая теплота топлива г'тл определяется по формуле
ί тл = стл^тл >	(111.6)
где Стл средняя массовая изобарная теплоемкость топлива,
ее подсчитывают по формуле (II.6);
Тгл— температура подогретого топлива, равна 90—100° С.
Теплоту <3ф пара, предназначенного для распыливания ма¬
зута в форсунках, определяют согласно уравнению
Оф-'МфРф-П.	(Ш.7)
где Ψφ — расход пара, подаваемого на распыливание 1 кг ма¬
зута, кг пара/кг топлива;
г’ф—энтальпия- форсуночного пара, расходуемого на рас¬
пыливание мазута, Дж/кг;
i" — энтальпия сухого насыщенного пара при парциаль¬
ном давлении его в продуктах сгорания. При давле¬
нии 0,01 МПа (^0,1 кгс/см2) значение i" составляет
2,5 МДж/кг (600 ккал/кг).
Расход пара Ψφ составляет в главных парогенераторах
0,01—0,07 и во вспомогательных парогенераторах 0,03—
0,3 кг пара/кг топлива.
С учетом формулы (III.5) уравнение теплового баланса за¬
пишется в виде
Qp = Qi + Q2 + Qs + Q5-	(III.8)
Графически тепловой баланс парогенератора, не имеющего
воздухоподогревателя, представлен на рис. 16, а.
В парогенераторе с газовым воздухоподогревателем (рис. 17)
схема распределения потоков теплоты будет отличаться от
приведенной на рис. 16, а тем, что в приходной части урав¬
нения теплового баланса появляется величина, связанная с теп¬
лотой подогрева воздуха, а в расходной части — величина, свя¬
занная с теплотой охлаждения газов в воздухоподогревателе.
На рис. 17 приведено графическое изображение теплового
баланса парогенератора, снабженного газовым воздухоподогре¬
вателем.
Тепловой баланс парогенератора с газовым воздухоподогре¬
вателем записывают так
Qh + гтл + Q$ -|- Qb п = Qi -f- 0.2 -Ь С?з -f~ Qb Ή Qbii>	(111.9)
где Q,Bn=7rB —/χ-в — теплота подогрева воздуха, равная разно¬
сти энтальпий горячего и холодного воз-
духа;
Q"bti=I'bti—I"вп — теплота охлаждения газов, равная разности
энтальпий газов перед газовым воздухопо¬
догревателем и за ним, причем /"вп=/ух.
55

a)	flj fij
5)
Рис. 16. Графическое
изображение теплового
баланса парогенератора:
а —не имеющего возду¬
хоподогревателя; б —
с паровым воздухоподо¬
гревателем (показана
только приходная часть
баланса).
Рис. 17. Графическое изображение теплового баланса па-
рогенератора^ снабженного газовым воздухоподогрева¬
телем.
56

Практически теплота подогрева воздуха Q^n численно равна
теплоте Q"Bn. Ввиду того, что СГвп^СГвш уравнение теплового
баланса парогенератора с воздухоподогревателем будет иден¬
тично уравнению (III.4) для парогенератора без воздухоподо¬
гревателя, а именно
Qh + ί-гл + *3ф — Qi Q2 + Q3 + Qs·	(III. 10)
Из этого уравнения видно, что теплота подогрева воздуха
в уравнение теплового баланса явно не входит. Однако косвенно
воздухоподогреватель оказывает положительное влияние на теп¬
ловые процессы в парогенераторе (подробнее о роли воздухопо¬
догревателя будет сказано в гл. XI).
Располагаемая теплота Qpp для парогенератора с газовым
воздухоподогревателем записывается той же формулой (III. 5),
что и для парогенератора без воздухоподогревателя
Ql = Ql+i,a+Qr	(in· li)
Иногда на судах применяют парогенераторы, для которых
подогрев воздуха осуществляется во внешнем воздухоподогре¬
вателе отработавшим паром. Для парогенератора с внешним (па¬
ровым) воздухоподогревателем общий вид уравнения теплового
баланса остается таким же, как и для парогенератора без воз¬
духоподогревателя [см. формулу (III 8)]. Однако при этом рас¬
полагаемая теплота Qpp содержит дополнительную составляю¬
щую и, в отличие от формулы (III.5), равна
Qp = QS + 1'тл + <2ф + Qb. вп>	(III.12)
где Qb.bd — теплота воздуха, нагретого во внешнем (паровом)
воздухоподогревателе.
На рис. 16, б графически показана приходная часть уравне¬
ния теплового баланса парогенератора, оборудованного паровым
воздухоподогревателем (в остальном схема распределения теп¬
ловых потоков аналогична схеме рис. 16, а).
Величину Qb.bh определяют следующим образом
Qb. вп = ^г. в Ιχ.Β-	(III. 13)
В этом выражении:
/гв = аИ° свл в в — энтальпия горячего воздуха, Дж/кг;
/х. в = аУ° ^ВЛ.В ^х.в — энтальпия холодного воздуха, Дж/кг;
/г.в и ίχ.Β — температура соответственно горячего и хо¬
лодного воздуха, °С.
II 1.2. Полезно используемая теплота.
Коэффициент полезного действия парогенератора
Во время работы парогенератора большая часть располагаемой
теплоты передается рабочему телу через поверхности нагрева.
За счет этой теплоты производится подогрев воды до кипения,
превращение ее в пар и перегрев пара. Это — полезно использу¬
емая теплота.
57

Для парогенератора, вырабатывающего только перегретый
пар, расход которого составляет Dnп кг/с, полезно используемая
теплота 1 кш расходованного топлива составляет
Qi
DПП (£ПП 1п. в)
в '
(III. 14)
где гпп и ί'π.Β — энтальпия соответственно перегретого пара и пи¬
тательной воды, Дж/кг;
В — расход топлива, кг/с.
Кроме перегретого пара, необходимого для главных турбин,
парогенератор может вырабатывать слабоперегретый пар для
вспомогательных механизмов и влажный пар для теплообменных
аппаратов и судовых нужд.
В некоторых парогенераторах часть полезно используемой
теплоты расходуется на вторичный (промежуточный) перегрев
пара, поступающего из турбины. Некоторое количество полезной
теплоты затрачивается и на подогрев продуваемой из парогене¬
ратора воды. Таким образом, в общем случае полезно исполь¬
зуемая теплота 1 кг топлива определяется суммированием всех
составляющих, а именно
D (i —i ) 4- D (i —i ) + D (i — i Ί 4-
ПП \ ПП n. B/ 1 с. π \ С. п n. B/ r X V X п. B/ 1
Qi=-
^пром (/пром ■
пром)
B
Dnp 0'np V в)
(III .15)
где Dna, Dc.u, Dx, Дпром, Aip — расход соответственно перегре¬
того, слабоперегретого, влаж¬
ного и вторично перегреваемого
пара и продуваемой из пароге¬
нератора воды, кг/с;
г‘пп, ic.п, ix, i'пром, ίν/προΜ, t’np — энтальпия соответственно пере¬
гретого, слабоперегретого, вла¬
жного, вторично перегреваемого
пара (при входе в промежу¬
точный пароперегреватель и вы¬
ходе из него) и продуваемой
воды, Дж/кг.
Отношение полезно используемой теплоты Qt к располагае¬
мой Qpp называют коэффициентом полезного действия парогене¬
ратора
ηπ = -^Μ00.	(III.16)
Qpp
Подставив в уравнение (III. 16) значение Qi из формулы
(III.15), найдем
Dim (1пп г"п. в) "К Dс. п (гс. п г'п.в) Dx (*х г'п. в) ~Ь
Лп:
+ D
пром \гпром 1пром)
^пр (1пр 1'п. в)
BQPP
•100%. (III.17)
58

Метод определения к. п. д. по уравнению (III. 17) называют
методом прямого теплового баланса. Этим методом пользуются
при определении к. п. д. во время испытаний парогенераторов.
К. п. д. парогенератора можно определить и другим методом,
называемым методом обратного теплового баланса. Уравнение
теплового баланса можно получить, если все составляющие
уравнения (III.8) разделить на величину располагаемой теп¬
лоты, а затем умножить на 100. В результате имеем
100 = ηπ —J— <72 М- <73 —(— <7S,	(III.18)
где q2= — -100, <73= —-100 и q-0 = — -100
Qp	Qp	Ql
— относительные потери теплоты, %.
Из выражения (III. 18) получаем к. п. д. по обратному теп¬
ловому балансу
ηπ= 100 — (<72 + <7з + <75)·	(III.19)
Методом обратного теплового баланса пользуются для опре¬
деления к. п. д. в тех случаях, когда точно рассчитать расходы
воды, пара и топлива во время испытаний затруднительно.
Этим методом пользуются также для проверки правильности оп¬
ределения к. п. д. по прямому балансу.
При проектировании парогенератора величиной ηπ задаются,
принимая во внимание тип судна, судовой энергетической уста¬
новки и парогенератора.
Расчет парогенератора при проектировании начинается с оп¬
ределения расхода топлива, который подсчитывается на основа¬
нии уравнения (III.17), а именно
Dnn ((ПП гп. в) + Dс. П (1с. п 1п. в) + Dx (Ιχ !п. в) Э"
в =
+ D
(г'пром г'г
пром \/пром
пром;
D
пр V пр
100. (III.20)
Все величины, входящие в эту формулу, известны из задания
на проектирование парогенератора. Очевидно, чем выше к. п. д.
парогенератора, тем меньше, при прочих равных условиях, рас¬
ход топлива.
III.3. Потери теплоты
Потеря теплоты с уходящими газами. В тепловом балансе паро¬
генератора наибольшей является потеря теплоты с уходящими
газами Q2. Величина ее составляет 4—20% от располагаемой
теплоты QPp. При проектировании парогенератора относитель¬
ную величину потерь с уходящими газами определяют по
формуле
(III.21)
q2 — 100—Oln + ^s + fo)
59

где ηπ, q3. и q5 берут из задания на проектирование либо по
опытным данным.
В абсолютных единицах, отнесенных к 1 кг топлива, потеря
теплоты с уходящими газами
Qa=^0Q£·	(in .22)
Эту потерю теплоты можно подсчитать, пользуясь формулой
Q2 = /yx—/х.в·	(ΙΠ.23)
Формулой (III. 23) пользуются для нахождения потери Q2
в процессе испытаний парогенератора. Величины /ух и /х.в, вхо¬
дящие в эту формулу, определяют по данным измерения темпе¬
ратуры уходящих газов и холодного воздуха. Так, величина /ух
для заданного состава топлива определяется по диаграмме
I — ϋ· в зависимости от измеренной температуры уходящих га¬
зов йух и коэффициента избытка воздуха а. Коэффициент а,
в свою очередь, определяют с помощью анализа продуктов сго¬
рания на содержание С02 и 02.
Энтальпию /х.в подсчитывают в зависимости от измеренной
температуры холодного воздуха и коэффициента избытка воз¬
духа а.
Решив уравнение (III.23) относительно энтальпии уходящих
газов, получим
/yx = Qa~/x.B.	(II 1.24)
Формулой (III.24) совместно с диаграммой I — θ удобно
пользоваться для определения температуры уходящих газов -0ух
при проектировании парогенератора. Для этого вначале по фор¬
муле (III.22) рассчитывают величину Q2 и далее /ух. Зная /ух
и коэффициент избытка воздуха а, можно, пользуясь диаграм¬
мой I — Ф, найти температуру ϋΎχ.
Потеря теплоты д2 зависит в основном от температуры ухо¬
дящих газов /lyx. Так, например, при уменьшении -дух на 15—
20° С потеря уменьшается примерно на 1%, а к. п. д. парогене¬
ратора соответственно увеличивается на такую же величину.
Однако необходимо помнить, что даже для небольшого умень¬
шения температуры уходящих газов требуется существенно уве¬
личить поверхность нагрева. Иными словами, снижение потери
с уходящими газами сопровождается увеличением габарита па¬
рогенератора. Вместе с тем было бы неправильно проектировать
парогенераторы с высокой />ух. Это привело бы к снижению эф¬
фективности использования топлива. Поэтому выбор темпера¬
туры уходящих газов является задачей технико-экономической.
В настоящее время на судах транспортного морского флота
устанавливают парогенераторы, имеющие температуру уходящих
газов Фух=170—120° С. Такая величина Фух соответствует к. п. д.
парогенератора 93—96%.
60

На величину Q2 оказывает влияние коэффициент избытка
воздуха. Для уменьшения потери Q2 необходимо уменьшить ко¬
эффициент избытка воздуха до минимально возможной вели¬
чины, а также исключить возможность присосов воздуха в га¬
зовый тракт парогенератора.
Потеря теплоты от химической неполноты сгорания топлива.
Под этой потерей подразумевают количество теплоты, которое
не высвободилось из-за неполного окисления таких газообразных
продуктов, как СО, Н2, СН4, а также тяжелых углеводородов
СтН„. Основную долю в общей потере от химического недожога
Q3 составляет потеря теплоты от недожога окиси углерода СО.
Величину Qз, обусловленную наличием в продуктах сгорания
окиси углерода, можно определить по формуле
Qs-^coQco,	(II 1.25)
где Veo — объем окиси углерода в продуктах сгорания при нор¬
мальных условиях (/? = 0,101 3 МПа, t = 0°С), м3/кг
топлива;
Qco — теплота сгорания окиси углерода, МДж/м3.
Относительная потеря теплоты от химической неполноты сго¬
рания топлива равна
q3 =	. 1 oo = IcpQcq.'lQQ'	(III.26)
Qp	<3р
Подставим в формулу (III.26) значение Qco=12,7 МДж/м3
и выразим объем Veo через процентное содержание СО
ГО	КР
Veo — —Vc г, где при СО>0 Vc г= 1,866	 м3/кг топлива.
ео юо с-г м е	с. г	R02+CO
Тогда для q-i (в %) можно записать
23,7-КР СО
qP ro2 + со
(II 1.27)
Здесь КР, R02 и СО — в процентах, a Qpp имеет размерность
МДж/кг.
Формулой (III. 27) можно пользоваться для определения по¬
тери <7з при теплотехнических испытаниях парогенератора.
В этом случае значение R02 определяют с помощью газоанали¬
затора, а значение СО либо рассчитывают, либо определяют
также газоанализатором.
При проектировании парогенератора величиной q3 задаются
на основании опытных данных. В главных судовых парогенера¬
торах величина q3 не превышает 0,5%.
Потеря теплоты в окружающую среду. Наружные стенки па¬
рогенераторов имеют более высокую температуру, чем окружа¬
ющий их воздух. За счет конвекции и излучения происходит от¬
дача теплоты этими стенками в окружающую среду.
61

Потеря теплоты в окружающую среду, отнесенная к 1 кг то¬
плива, равна
Q6 = ?CT^CT	(III.28)
В
В формулу (III. 28) вошли следующие величины:
<7ст — плотность теплового потока, Вт/м2;
Fст—поверхность наружных стенок парогенератора, м2.
Относительная потеря в окружающую среду
σ5 = —· 100
QpP
или
q ^SzL·*. .100.	(III.29)
QPPB
Величина потери теплоты от наружного охлаждения в совре¬
менных парогенераторах небольшая. Объясняется это тем, что
наружная обшивка у них выполняется с двойными стенками,
между которыми движется воздух, подаваемый в топку для го¬
рения.
При расчете судовых парогенераторов величину q5 ориенти¬
ровочно принимают в зависимости от паропроизводительности
парогенератора согласно следующим данным:
D, кг/с	 До 5,5	5,5 — 17	17 — 30
q5, %	 1,5—1,0 1,0 —0,6 1,6 —0,4
Для парогенераторов с однослойной наружной обшивкой ве¬
личину <75 следует умножить на 1,2—1,25.
В тепловом расчете парогенератора потерю q$ учитывают
путем введения коэффициента ср, который называют коэффици¬
ентом сохранения теплоты. Этот коэффициент однозначно свя¬
зан с потерей 95 следующим образом
Ф = 1	5s_.	(Ш.ЗО)
% + Чъ
При испытании парогенератора потерю теплоты в окружаю¬
щую среду определяют как остаточный член уравнения обрат¬
ного теплового баланса
<75— 100 — ('Чп + '/з + ^з)·	(III.31)
II 1.4. Общие сведения о тепловом балансе
высоконапорного парогенератора
В отличие от парогенератора с вентиляторным дутьем в высоко¬
напорном парогенераторе подача воздуха осуществляется тур-
бонаддувочным агрегатом, использующим для своей работы теп¬
лоту уходящих из парогенератора газов.
62

Схема судового высоконапорного парогенератора показана
на рис. 10. Принцип работы высоконапорного парогенератора
изложен в гл. I; в настоящем параграфе рассмотрим метод со¬
ставления теплового баланса для одного режима работы, на¬
пример для режима, характеризующегося равенством мощностей
газовой турбины NT и компрессора Νκ. Если учесть при этом ме¬
ханические потери, то для рассматриваемого режима будет
справедливо следующее равенство
Ντ = Νκ + ΝΜ,	(II 1.32)
где Nu — мощность, затрачиваемая газовой· турбиной на меха¬
нические потери в самой турбине, в компрессоре и
добавительном двигателе.
При сжатии воздуха его температура повышается до ПО—
180° С. Следовательно, компрессор в высоконапорном парогене¬
раторе выполняет функции своеобразного воздухоподогревателя.
С учетом теплоты, вносимой в парогенератор сжатым воздухом,
и энергии продуктов сгорания, расходуемых на работу газовой
турбины, уравнение теплового баланса высоконапорного пароге¬
нератора имеет вид
QS+*’тл+Q$+Qk — QiН-Q2 + Q3 + Qb+Qt·	(in .33)
В этой формуле:
Qk = /i\b—/х.в — теплота подогрева воздуха за счет сжатия его
в компрессоре, отнесенная к 1 кг топлива;
Qi — I'т—I"т —теплота, отданная газами при их расширении
в газовой турбине, отнесенная к 1 кг топлива
(здесь 1'т и I"т — энтальпия продуктов сгорания
перед газовой турбиной и за ней, см. рис. 13).
Разделив левую и правую части равенства (III.32) на рас¬
ход топлива, для QT можно записать
Qt = Qk + Qm·	(III.34)
Теперь подставим в правую часть уравнения (III. 33) вместо
QT выражение из формулы (III.34) и сократим на QK. В ре¬
зультате получим в окончательном виде уравнение теплового
баланса высоконапорного парогенератора для случая равенства
мощностей газовой турбины и компрессора
Qp = Qx + Q2 + Qs + Qs + QM.	(III.35)
где располагаемая теплота на 1 кг топлива Qpp=QpH + i’™ + Q<i>·
II 1.5. Коэффициент полезного действия
парогенератора, нетто
Рассмотренный ранее к. п. д. парогенератора ηπ называют
брутто. Он не учитывает затраты энергии на работу механизмов,
обслуживающих парогенератор. Поэтому характеризовать эф¬
фективность работы парогенератора только одним к. п. д. ηπ
63

недостаточно. Более полно отражает эффективность парогене¬
ратора другой коэффициент полезного действия, нетто, который
учитывает энергию, расходуемую на служебные нужды. К. п. д.
нетто
η нетто
п
= г1п
Σ D с л (*сл *п.
BQPP
2 <2эл
(III.36)
В этой формуле:
2£)сл — сумма расходов пара на все механизмы и теплообмен¬
ные аппараты, обслуживающие парогенератор, а также
на обдувку поверхностей нагрева, кг/с;
;сл — энтальпия пара, расходуемого на служебные нужды,
Дж/кг;
t'n.B — энтальпия питательной воды, Дж/кг;
Qan — расход электроэнергии на механизмы с электроприво¬
дом, Вт.
Для высоконапорного парогенератора в уравнении (III.36)
необходимо учесть энергию продуктов сгорания, израсходован¬
ную в газовой турбине. Тогда выражение для η"εττο высокона¬
порного парогенератора в случае равенства мощностей газовой
турбины и компрессора получает вид
ηΗβττοη ^ °сл (1сл — 1„. в) + Σ ^эл + в (7Т — 7т) ^ (III.37)
п п	5QP
где /'т и I"т — энтальпия продуктов сгорания перед газовой тур¬
биной и за ней.
Оценка эффективности работы парогенератора по к. п. д.
нетто особенно важна при сравнении обычного парогенератора
с высоконапорным, у которого вместо вентилятора, расходую¬
щего для своей работы пар, установлена газовая турбина, рас¬
ходующая энергию продуктов сгорания.
Глава IV. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА.
ТОПОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА
IV. 1. Общие сведения о процессе горения
Горением называют быстрое и полное окисление топлива, про¬
исходящее при высокой температуре и сопровождающееся зна¬
чительным выделением теплоты.
Процесс горения топлива в парогенераторе — это сложное
сочетание химических и физических процессов. Физические про¬
64

цессы (перемешивание топлива с окислителем, подогрев горю¬
чей смеси, испарение капель топлива) подготавливают и сопро¬
вождают химические процессы, представляющие собой реакции
окисления топлива.
Знание основных закономерностей процесса горения позво¬
ляет правильно сконструировать устройства для сжигания топ¬
лива и правильно выбрать размеры и форму топки. Без этого
нельзя достичь качественного сгорания топлива.
Характер процесса горения в каждом отдельном случае оп¬
ределяется рядом различных факторов, среди которых основ¬
ными являются вид сжигаемого топлива, способ его сжигания,
аэродинамические особенности процесса, механизм подвода ки¬
слорода к топливу.
Влияние вида топлива на процесс горения определяется аг¬
регатным состоянием топлива. Топливо может гореть как в га¬
зообразной, так и в твердой фазе. Это дает основание делить
процесс горения на два вида: гомогенное и гетерогенное. Гомо¬
генным горением называется процесс, который протекает в ка¬
кой-либо одной, обычно газовой фазе. Гетерогенным горением
называется процесс, происходящий на границе двух фаз, напри¬
мер на границе твердой фазы и газообразной. Бывают случаи
гетерогенного горения на границе жидкой фазы и газообразной.
Способы сжигания топлива могут быть различными. Чаще
всего топливо сжигают слоевым и факельным способами. При
слоевом способе твердое топливо,например дрова или каменный
уголь, сжигают на колосниковой решетке, в слое. Жидкое топ¬
ливо сжигают факельным способом: мелкие частицы распылен¬
ного топлива сгорают в топочной камере во взвешенном состо¬
янии. Таким же способом сжигают каменноугольную пыль и га¬
зообразное топливо.
Аэродинамические особенности влияют на горение главным
образом при сжигании топлива факельным способом. В этом
случае на процесс горения существенное влияние оказывает ре¬
жим движения горючей смеси и продуктов сгорания — ламинар¬
ный или турбулентный.
Гореть может только готовая горючая смесь, в которой обес¬
печены контакты между молекулами топлива и окислителя. Для
обеспечения этих контактов необходимо затратить некоторое
время Тф на чисто физический процесс смесеобразования. После
подготовки смеси некоторое время тх расходуется на химиче¬
скую реакцию окисления. Если предположить, что смесеобразо¬
вание и химическая реакция протекают последовательно, то об¬
щее время процесса горения
τ = τφ + τχ.	(IV. 1)
В зависимости от соотношения слагаемых величин процесс
может происходить в различных областях горения. Если тф-Стх,
то полное время сгорания определяется только временем
3 Заказ Кг 2222
65

протекания химической реакции, т. е. кинетикой процесса. В этом
случае τ^τχ и процесс относят к кинетической области горения.
Если Τφ^>τχ, то полное время определяется временем физиче¬
ского процесса смесеобразования: т~тф. В этом случае говорят,
что процесс протекает в диффузионной области горения.
В практике наблюдается случай, когда время химической ре¬
акции соизмеримо со временем физического процесса смесеоб¬
разования, т. е. хх~Гф. В этом случае процесс горения протекает
в так называемой промежуточной области.
IV.2. Скорость реакции горения
Вопрос о скорости химической реакции — это вопрос о кинетике
процесса. В классическом виде теоретические положения хими¬
ческой кинетики применимы только к гомогенному горению од¬
нородной смеси.
Рассмотрим простейший случай гомогенной реакции между
двумя молекулами. Взаимодействие молекул Л и В и образова¬
ние веществ С и D происходят по следующей схеме
A+B^C + D.	(IV.2)
Чему же равна скорость этой реакции и от чего она зависит?
Под скоростью реакции будем понимать количество вещества,
реагирующее в единицу времени в единице объема. Скорость
химических реакций зависит от химической природы реагирую¬
щих веществ, их концентрации и физических условий — темпе¬
ратуры и давления.
Зависимость скорости реакции от концентрации реагирую¬
щих веществ подчиняется закону действующих масс, в соответ¬
ствии с которым в однородной среде при постоянной темпера¬
туре скорость реакции пропорциональна произведению концент¬
раций реагирующих веществ. Основываясь на этом законе,
справедливо для реакции (IV. 2) записать следующее урав¬
нение:
w = kcacb,	(IV.3)
где w — скорость химической реакции;
к — константа скорости химической реакции, зависящая
от температуры и химической природы реагирующих
веществ;
сА и св — объемные концентрации реагирующих веществ.
При постоянной температуре парциальное давление газов
в смеси пропорционально их концентрации, поэтому уравнение
(IV. 3) можно представить в виде
w = KpApB,	(IV.4)
где рА и рв — парциальные давления соответствующих реаги¬
рующих веществ.
66

Из выражения (-IV.4) следует, что скорость реакции зависит
от давления реагирующих веществ.
На величину w влияет и температура, причем это влияние
сказывается через константу к. Действительно, согласно закону
Аррениуса, константа скорости реакции
Е
K = k0e Ю .	(IV.5)
Здесь обозначены:
k0 — предэкспоненциальный множитель;
е — основание натуральных логарифмов;
Е — энергия активации;
R — универсальная газовая постоянная;
Т — абсолютная температура реагирующих веществ.
Величина Е неизвестной мере определяет энергию, которую
необходимо затратить для того, чтобы разрушить связи между
атомами в молекулах исходных веществ и соединить освободив¬
шиеся атомы в молекулах конечных продуктов реакции. Оче¬
видно, что чем меньше значение энергии активации, тем легче
вступают в реакцию исходные вещества и тем быстрее она про¬
текает.
В химическую реакцию вступают не все молекулы реагиру¬
ющих веществ, а только те, которые обладают энергией, равной
_ Е
или большей энергии активации. Множитель e RT в формуле
(IV.5) означает как бы долю результативных столкновений
молекул, обладающих энергией не менее Е. Таким образом, для
возможности протекания химической реакции молекулам горю¬
чей смеси должна быть предварительно сообщена энергия ве¬
личиной не менее, чем энергия активации.
Подставив уравнение (IV. 5) в формулу (IV. 3), получим
Е
w = k0e RTсАсв.	(IV.6)
Из соотношения (IV. 6) следует, что скорость реакции зави¬
сит от температуры по экспоненциальному закону. Установлено,
что при понижении температуры всего на 10° С скорость боль¬
шинства гомогенных реакций уменьшается в 2—3 раза. При по¬
нижении температуры до некоторого значения скорость химиче¬
ской реакции может стать настолько низкой, что время протека¬
ния реакций окисления превысит время пребывания горючего
в топке. А это повлечет за собой недожог топлива. Поэтому
нижний температурный уровень в топках следует ограничивать.
IV.3. Цепные реакции
Экспериментальные исследования показали, что для некото¬
рых реакций, в том числе и реакций горения, наблюдается не¬
соответствие между действительными и расчетными скоростями
3*
67

взаимодействия. Чаще всего действительная скорость реакции
значительно превосходит величину, определенную по уравнению
(IV-6) ·
Одна из главных особенностей сложных химических реакций
состоит в том, что в них реагирующие исходные вещества пере¬
ходят в конечные продукты не сразу. Вначале создаются про¬
межуточные продукты, последовательное взаимодействие кото¬
рых и приводит к появлению конечных продуктов. Промежуточ¬
ными продуктами могут быть свободные атомы и радикалы. В
большинстве случаев они яв¬
ляются активными центрами,
которые не только вступают
в реакцию, но и развивают ее,
придавая ей цепной или само-
ускоряющийся характер.
Теория цепных реакций
раскрывает и объясняет внут¬
ренний процесс сложных мно¬
гостадийных химических взаи¬
модействий, в частности реак¬
ций окисления. Основы теории
цепных реакций были разра¬
ботаны академиком Η. Н. Се¬
меновым.
Цепные реакции бывают
неразветвляющимися и раз¬
ветвляющимися. В реакции
с неразветвляющимися цепями
один активный центр вызывает
появление только одного но¬
вого активного центра. Что ка¬
сается реакций с разветвляю¬
щимися цепями, то в них активный центр может вызвать обра¬
зование двух или большего числа новых активных центров.
Познакомимся с механизмом разветвляющейся цепной реак-
ци на примере реакции горения водорода. Сначала происходит за¬
рождение активных центров. Например, молекула водорода Н2,
встретившись с молекулой М*, обладающей энергией, равной
или большей энергии активации, распадается на атомы
Н2 + М* = Н + Н + М.	(IV.7)
Происходит зарождение цепи. Каждый возникший атом водо¬
рода вступает в реакцию с молекулой кислорода 02
Н + 02 = 0Н + 0.	(IV.8)
В результате этой реакции появились гидроксил ОН и сво¬
бодный активный атомарный кислород О. Гидроксил ОН при
последующем взаимодействии с другой молекулой водорода
Рис. 18. Схема разветвляющейся
цепной реакции горения водорода.
68

дает молекулу воды Н20 и свободный активный атом водо¬
рода Н
0Н + Н2~Н20 + Н.	(IV.9)
Полученный здесь свободный водород Н может реагировать
дальше. Свободный активный кислород О, полученный в реак¬
ции (IV. 8), также может вступать в реакцию с молекулой во¬
дорода
Ö + H2 = OH + H.	(IV.10)
При этом, как видно, образуются опять один радикал ОН
и один атом водорода Н. Этот гидроксил ОН соединяется с Н2
0Н + Н2 = Н20 + Н.	(IV. П)
Названные реакции входят в единичный цикл, который за¬
тем повторяется в первоначальной последовательности (рис. 18).
Суммарный итог единичного цикла выражается равенством
Н + 02 + ЗН2 = 2Н20 + ЗН.	(IV. 12)
Как видно из уравнения (IV. 12), в результате участия
в реакции одного атома водорода появились три новых атома.
Следовательно, имеет место разветвляющаяся цепная реакция.
IV.4 Самовоспламенение топлива
В начальной стадии развития цепных реакций тепловой эф¬
фект незначителен. Объясняется это наличием так называемого
индукционного периода, в течение которого конечные продукты
химического взаимодействия не образуются. Энергия в это время
расходуется главным образом на создание активных центров —
возбудителей. Избыточная тепловая энергия начинает по¬
являться в больших количествах лишь спустя некоторое время,
после образования конечных продуктов реакции. Эти продукты
в момент своего образования обладают повышенной энергией,
равной сумме энергий активации и реакции. Молекулы конечных
продуктов при столкновении с молекулами исходных веществ
активизируют их, что способствует развитию цепной реакции.
Если развитие цепи приводит к прогрессивному росту скорости
реакции и температуры, то наступает явление, называемое теп¬
ловым воспламенением.
Известно, что в топке процесс горения топлива сопровожда¬
ется поглощением теплоты стенками топочной камеры. Обозна¬
чив это количество теплоты буквой Qn, запишем равенство
Qa = aFc,(T-T„),	(IV. 13)
где а — коэффициент теплоотдачи от газообразной горючей
смеси к стенкам топочной камеры;
Ест — площадь стен топочной камеры;
69

Т — средняя температура горючей смеси топлива с окис¬
лителем;
Г0т “ средняя температура стен топочной камеры.
Количество теплоты, выделяющейся в процессе горения топ¬
лива, обозначим через QB. Оно пропорционально скорости хими¬
ческой реакции; следовательно, зависимость QB от температуры
имеет экспоненциальный характер [см. уравнение (IV. 6)].
Графическое изображение зависимостей величин QB и Qn
от температуры дано на рис. 19. Зависимость QB от темпера¬
туры представлена в виде кривой
1—2, а зависимость Qn— в виде
отрезков прямых.
Если начальная температура
смеси равна Т0, то зависимость Qn
от температуры представляет со¬
бой прямую 3—4. В том случае,
когда начальная температура смеси
будет равна Т'0>Т0, график из¬
менения Qn сместится вправо (см.
прямую 5—6).
Рассмотрим случай, когда на¬
чальная температура смеси равна
Т0. Очевидно, что в этом случае
смесь разогреется лишь до темпе¬
ратуры Τ'. Точка А на рис. 19 отве¬
чает равенству QB—Qn. В этой точ¬
ке состояние системы устойчиво.
Действительно, повышение темпе¬
ратуры выше Т' невозможно, так
как при этом тепловыделение будет
меньше, чем количество поглощенной теплоты. Понижение тем¬
пературы ниже Т' также невозможно, поскольку влево от тем¬
пературы Т' справедливо неравенство QB> Qn-
Устойчивое равновесие системы в точке А характеризует
низкотемпературный процесс медленного окисления горючих
элементов топлива без появления пламени.
Если повысить начальную температуру смеси до Т0, то пря¬
мая поглощения теплоты Qn станет касательной к кривой QB
в точке В. В точке касания QB = Qn· Однако это равенство не¬
устойчиво. При достижении горючей смесью температуры Тв
реакция окисления будет саморазгоняться за счет дальнейшего
повышения температуры, так как при Т>ТВ QB>Qn.
Таким образом, условие самоподдержания реакции опреде¬
ляется достижением в системе температуры, равной величине
Тв. Поэтому температуру Тв называют температурой воспла¬
менения. Заметим, что величина Тв не является физической
константой, так как она зависит от состава горючей смеси, ус¬
ловий теплообмена, размеров топки и. других факторов.
Рис. 19. Зависимость тепло¬
выделения QB и количества
поглощенной теплоты Qn от
температуры (горение газо¬
вой смеси в кинетической об¬
ласти).
70

IV.5. Распространение пламени
Представим себе, что однородная заранее приготовленная
горючая смесь 1 движется в топочной камере со средней ско¬
ростью оУпот (рис. 20). Режим движения смеси — ламинарный.
По мере движения смеси на участке 2 она нагревается от на¬
чальной температуры Т0 до температуры воспламенения Тв.
При этом начинается горение смеси. Участок 3 толщиной бф,
где происходит горение смеси, называют фронтом пламени
•рли зоной горения. Фронт
пламени в кинетической области
горения представляет собой слой
толщиной 6 = 0,1-1-0,001 мм. В
этом сравнительно тонком слое
благодаря высокой скорости ре¬
акции происходит полное окисле¬
ние горючих элементов смеси,
а температура увеличивается от
Тв до температуры горения Тг.
Справа от фронта горения на
участке 4 находятся продукты
сгорания. Горючая смесь на
участке 2 получает теплоту из
зоны горения и от продуктов сго¬
рания посредством теплопровод¬
ности и диффузии газов.
Изменим скорость wnот. Оче¬
видно, вместе с изменением шПот
фронт пламени переместится
вдоль топочной камеры. Подбе¬
рем такую величину щПот, при
которой фронт пламени будет неподвижен относительно стенок.
Физически это означает, что скорость перемещения фронта пла¬
мени и скорость потока горючей смеси численно равны.
Скорость распространения пламени относительно горючей
смеси в направлении нормали к поверхности фронта называют
нормальной скоростью распространения пламени и обозначают
буквой ын («фр).
При горении заранее приготовленной горючей смеси, выте¬
кающей из круглой горелки (факельный способ сжигания в ки¬
нетической области), фронт пламени образует поверхность в виде
конуса с основанием, расположенным почти на срезе горелки
(рис. 21). На поверхности конуса поддерживается равенство
проекции вектора скорости потока на нормаль wa и нормальной
скорости распространения пламени ия, а именно
wn = ^пот cos ф = ип.	(IV. 14)
При сохранении этого равенства по всей поверхности конуса
положение фронта пламени всегда стабилизировано.
Рис. 20. Изменение температуры
в различных зонах топочной ка¬
меры при горении однородной га¬
зовой смеси в ламинарном потоке.
71

Рассмотрим факторы, влияющие на скорость распростране¬
ния пламени ин.
Ранее было сказано, что в ламинарном потоке передача теп¬
лоты от продуктов сгорания к горючей смеси происходит не
только теплопроводностью, но и путем диффузии горячих про¬
дуктов сгорания. Диффузией называется самопроизвольный
процесс установления внутри объема газовой смеси (движуще¬
гося или неподвижного) равновесного распределения концен¬
траций. В процессе диффузии происходит пе¬
ренос вещества из области с большей концен¬
трацией в область с меньшей концентрацией
вещества. В объеме неподвижной смеси,
а также в потоке смеси с ламинарным режи¬
мом движения перенос вещества осущест¬
вляется путем молекулярной диффузии, т. е.
хаотического теплового движения молекул.
Этот процесс, как известно, не зависит от
скорости движения потока. Поэтому скорость
распространения пламени в ламинарном по¬
токе также не зависит от скорости движения
потока и определяется скоростью химической
реакции горения, природой соединения, сос¬
тавом горючей смеси, ее температурой и дав¬
лением. Скорость распространения пламени
в ламинарном потоке горючей смеси обычно
мала и редко превышает величину 2,5—5 м/с.
Теория распространения пламени в лами¬
нарных потоках находит приложение лишь
к процессам, происходящим в лабораторных
приборах. В реальных топках применяют тур¬
булентные потоки горючей смеси, в которых
скорость распространения пламени зависит от
гидродинамических характеристик потока
(скорости, турбулентности и др.). В турбу¬
лентных потоках нагрев горючей смеси до температуры воспла¬
менения осуществляется за счет молярной (турбулентной) диф¬
фузии горячих продуктов сгорания. В процессе молярной диф¬
фузии массообмен и смешение происходят целыми молярными
объемами. Основными характеристиками турбулентной диффу¬
зии служат пульсационная скорость w' и масштаб турбулент¬
ности /. Поясним смысл этих величин.
В турбулентном потоке мгновенная скорость пульсирует
по величине и направлению относительно некоторого среднего
по времени значения скорости. Отклонение мгновенной скорости
w от средней во времени w называют пульсациями скорости
или пульсационной скоростью w'. При этом w' = w—w. Вели¬
чина w' обычно принимается одинаковой в направлении всех
трех координатных осей.
72
Рис. 21. Схемати¬
ческое изображе¬
ние фронта пла¬
мени в круглой го¬
релке при лами¬
нарном потоке.

При пульсациях скорости происходит перенос механической
энергии. Если в потоке имеет место разность температур, то
пульсации скорости приводят к интенсивному переносу тепловой
энергии, вследствие чего возникает пульсация температуры.
Важнейшим параметром турбулентности является степень
или интенсивность турбулентности ε, представляющая собой
отношение пульсационной скорости к средней скорости потока,
т. е. ε= — . Обычно величина ε выражается в процентах. Для
w
примера укажем, что при турбулентном движении жидкости
Рис. 22. Схемы фронтов пламени: а — ламинарный поток; фронт горения
плоский; б — мелкомасштабная турбулентность (/^бл); в — крупномас¬
штабная турбулентность (/^>бл).
в трубах и каналах e = 2-f-3%, а в топках парогенераторов
е = 50ч-70%.
Другой характеристикой потока является масштаб турбу¬
лентности. Масштабом турбулентности I называют путь, кото¬
рый пройдет частица, обладающая пульсационной скоростью w',
за характерное, время. В зависимости от величины I различают
мелкомасштабную и крупномасштабную турбулентность. Схема¬
тически картина фронта пламени при мелкомасштабной и круп¬
номасштабной турбулентности приведена на рис. 22. Здесь же
для сравнения изображен фронт пламени в ламинарном потоке.
Толщина фронта пламени в ламинарном потоке обозначена бл;
видимые толщины фронтов пламени при мелкомасштабной
и крупномасштабной турбулентности обозначены соответственно
бт и б/.
Как видно из рис. 22, фронт пламени в ламинарном потоке
представляет собой плоскую поверхность, в то время как в тур¬
булентном потоке даже при мелкомасштабной турбулентности
пульсационная составляющая скорости искривляет поверх¬
ность фронта горения. Это приводит к увеличению суммарной
73

поверхности фронта, а следовательно, и к увеличению расхода
сжигаемого горючего.
При переходе к крупномасштабной турбулентности, при кото¬
рой величина / превышает толщину фронта пламени в ламинар¬
ном потоке (/>бл), от поверхности фронта отрывается большое
количество малых частиц горючей смеси. Эти частицы в среде
сгорания будут дробиться еще мельче и выгорать. В этом слу¬
чае поверхность фронта пламени резко возрастает, так как она
складывается из поверхностей большого количества маленьких
очагов горения. Естественно, что скорость горения при этом уве¬
личивается пропорционально поверхности фронта пламени.
Таким образом' для увеличения тепло- и массообмена сжига¬
ние топлива должно быть организовано в потоке, обладающем
высокой степенью турбулентности, а следовательно, высокой
скоростью. Однако при высокой скорости потока смеси трудно
стабилизировать положение фронта пламени в пространстве.
Действительно, как следует из рис. 21, с увеличением ©пот нор¬
мальная составляющая этой скорости ©h = ©iiotCOS <р окажется
больше нормальной скорости распространения пламени
ин, что приведет к срыву факела. Пламя может погаснуть и
вследствие увеличения составляющей w = ©ποτδίη φ — касатель¬
ной к поверхности фронта пламени.
При высоких величинах ©пот эта составляющая может ока¬
заться столь большой, что будет сносить к вершине конуса
не успевшие сгореть частицы топлива, где они могут погаснуть,
так как на вершине конуса имеет место неравенство ©ΠΟτ>«η·|
Именно поэтому для стабилизации фронта пламени относительно
устья горелки требуется непрерывное поджигание смеси у осно¬
вания конуса. Это.можно осуществить, например, раскаленным
телом или небольшим факелом.
IV.6. Роль аэродинамических факторов
при диффузионном горении
В предыдущем параграфе рассматривалось горение горючей
смеси, заранее приготовленной вне топочной камеры (кинети¬
ческое горение). Такое изолированное от процесса горения при¬
готовление горючей смеси применяется, в частности, в карбю¬
раторах двигателей внутреннего сгорания. В судовых парогене¬
раторах мелкораспыленное топливо и окислитель (воздух)
подаются в топку раздельно. Приготовление горючей смеси про¬
исходит в топочной камере одновременно с процессом горения.
При этом суммарное время τ зависит в основном от времени
приготовления горючей смеси τψ (время собственно химической
реакции горения тх составляет примерно 1% от τ). Иными сло¬
вами, в топке парогенератора происходит типичное диффузион¬
ное горение.
При диффузионном горении топливо и воздух, поступающие
74

в топку раздельными потоками, смешиваются и образуют сво¬
бодную струю топливо-воздушной смеси, т. е. турбулентную
струю, не ограниченную твердыми стенками и свободно расте¬
кающуюся в пространстве, заполненном газообразными про¬
дуктами сгорания.
Рассмотрим струю горючего газа, свободно вытекающего
из отверстия в объем, заполненный также газообразным веще¬
ством, например воздухом. Такая струя носит название неизо¬
термической свободной затопленной струи. Форма струи (пло¬
ская или круглая) определяется формой отверстия, а также
характером истечения — прямоточным или закругленным.
Рис. 23. Схема прямоточной свободной затопленной струи.
I
При прямоточном истечении струи, частицы газа, двигаясь
под действием сил инерции, по выходе из отверстия почти не
меняют своего направления движения, в результате чего струя
получается длинной и узкой (рис. 23). Расширение струи проис¬
ходит за счет подсоса воздуха из окружающего пространства.
При прямоточном истечении угол расширения β составляет
15—22°. Заштрихованная область 1 называется ядром струи.
В ядре скорость газа постоянна и равна скорости истечения
из отверстия Wq, т. e. w — w0. Область 2 между ядром и окру¬
жающей средой называется пограничным слоем. В этом слое
происходит взаимное проникновение горючего газа в воздух
и воздуха в газ, осуществляемое турбулентной диффузией. Мас-
сообмен приводит к тому, что толщина пограничного слоя уве¬
личивается, а размер ядра струи уменьшается. На определенной
длине, которую называют начальным участком, ядро струи
размывается и на последующем основном участке пограничный
слой занимает все сечение струи. В результате образуется тур¬
булентная струя топливовоздушной смеси, готовой к горению.
Более интенсивное перемешивание газа с окислителем проис¬
ходит при истечении не прямоточной, а закрученной струи
горючего газа. У такой струи угол расширения оказывается
75

значительно большим, достигая 60—70°. Струя становится ко¬
роче, а распределение скорости в поперечном сечении — более
равномерным.
Теория свободно истекающей струи позволяет представить
упрощенную схему факела, ' образующегося в турбулентной
струе топливовоздушой смеси при диффузионном горении. Для
этого производят расчет концентрации горючего газа и кисло¬
рода в струе. Очевидно, что максимальная концентрация горю¬
чего газа в смеси будет в ядре струи, а нименьшая — вблизи ее
поверхности. Для кислорода, наоборот, максимальная концен¬
трация будет вблизи поверхности струи, минимальная — в ядре
струи.
Детальный расчет концентрации горючего газа и кислорода
по длине струи и в поперечных направлениях позволяет наме¬
тить контур факела как некую
поверхность (см. позицию 2 на
рис. 24), для которой соблюда¬
ется стехиометрическое соотно¬
шение между кислородом и го¬
рючим газом. Эта поверхность
делит объем топливовоздушной
струи на внутреннюю область 1
с недостатком воздуха (а<1) и
внешнюю 3 — с избытком воздуха
(а>1). На самой поверхности 2
а=1, и именно здесь при диффу¬
зионном горении возможно воз¬
никновение устойчивого фронта пламени. Окисление горючего
газа, т. е. горение, происходит в тонком слое, называемом пла¬
менем.
Для интенсификации сжигания газового топлива необходимо
ускорить смешение его с воздухом и создать условия для увели¬
чения скорости турбулентного распространения пламени и фронта
пламени. При этом должно быть организовано надежное под¬
жигание, обеспечивающее воспламенение смеси у устья горелки
при высокой скорости потока. Опыт показывает, что очень
трудно добиться устойчивого горения газообразного или мелко
распыленного жидкого топлива, если скорость топливовоз¬
душного потока превышает 40—50 м/с. Пламя уносится пото¬
ком, потому что, скорость турбулентного распространения пла¬
мени оказывается меньше скорости потока. Для того чтобы
сохранить устойчивое положение фронта пламени и избежать
его отрыва от устья горелки, необходимо принять специальные
меры. Наиболее распространенным способом, обеспечивающим
надежное самоподжигание смеси в турбулентном потоке, явля¬
ется возврат части горячих газов к устью форсунки. С этой
целью на пути движения потока смеси устанавливается плохооб¬
текаемое тело, например конус (рис. 25,а), за которым созда¬
сс=°°
Рис. 24. Схема прямоточного диф¬
фузионного факела.
76

ются вихри, возвращающие горячие продукты сгорания к месту
воспламенения.
В топках парогенераторов с целью создания условий для
устойчивого самоподжигания смеси потоку газа придают вра¬
щательное движение путем установки тангенциальных лопаток
в воздухонаправляющем устройстве (рис. 25,6). Той же цели
служат раскаленные огнеупорные кирпичи и фурма.
При вращательном движении в центре вихревого потока со¬
здается разрежение: горячие топочные газы с периферии дви¬
жутся во внутреннюю часть вихря. Благодаря этому подогрев
Рис. 25. Схема движения обратных газовых вихрей: а — в потоке
за плохообтекаемым телом (конусом); б — в закрученном потоке.
и газификация улучшаются и процесс самоподжигания смеси
становится более устойчивым.
Установка плохообтекаемого тела и придание потоку газа
вращательного движения являются в настоящее время самыми
распространенными приемами организации очага горения и ин¬
тенсификации смесеобразования в топках судовых парогенера¬
торов.
IV.7. Сущность процесса сжигания
жидкого топлива
Горение жидкого топлива, в том числе и мазута, начинается
после его испарения и протекает в паровой фазе. Поэтому ма¬
зут подают в топку в распыленном виде, т. е. в виде мельчай¬
ших капель, чтобы поверхность испарения достигала максималь-
77

ной величины. Чем меньше размер капель, тем больше их
суммарная поверхность и тем быстрее происходит испарение
и горение мазута.
Мелкие капли быстро испаряются и, смешиваясь с воздухом,
образуют горючую смесь, которая при высокой температуре
интенсивно сгорает. Крупные капли за время пребывания
в топке могут не успеть полностью испариться. Капли неиспа-
рившихся высокомолекулярных углеводородов образуют твер¬
дый осадок — кокс. Частицы кокса либо сгорают по гетероген¬
ному принципу, либо откладываются на стенках топки.
Рис. 26. Схема топочного устройства и движения воздуха и га¬
зов в топке.
Устройство, служащее для распыливания и подачи жидкого
топлива в топку, называют форсункой. Устройство, предназна¬
ченное для подачи воздуха в топку и смешивания его с топли¬
вом называют воздухонаправляющим устройством. Совокуп¬
ность форсунки и воздухонаправляющего устройства называют
топочным устройством.
Схема топочного устройства и примерная картина движения
потоков топлива, воздуха и продуктов сгорания в топке пока¬
заны на рис. 26. Процесс сжигания жидкого топлива в топке
осуществляется следующим образом.
Форсунка 1, установленная в центре топочного устройства,
подает в топку мазут в мелкораспыленном виде. Причем ка¬
пельки мазута образуют в топке полый конус. Воздухонаправ¬
ляющее устройство 2 обеспечивает подачу воздуха в топку
закрученным потоком. Вращательное движение потоку воздуха
придают специальные лопатки, установленные в воздухона¬
правляющем устройстве.
78

Обычно на пути движения воздуха помещают диффузор 3,
являющийся плохообтекаемым телом. Благодаря вращательному
движению и наличию диффузора воздух, как и топливо, посту¬
пает в топку в виде полого конуса. Потоки воздуха и топлива
направлены так, чтобы в выходном сечении фурмы 4 произошло
их пересечение. Пересечение потоков способствует интенсивному
перемешиванию топлива с воздухом. При этом капли топлива
увлекаются потоком воздуха, меняют скорость и направление
движения. В результате перемешивания топлива с воздухом
образуется полая струя топливовоздушной смеси, которую с не¬
которым приближением можно рассматривать как турбулент¬
ную свободную струю. Поэтому закономерности подогрева
и воспламенения смеси, распространения пламени, а также ме¬
роприятия по интенсификации сжигания топлива в факеле будут
в обоих случаях одинаковы.
Подогрев полой струи топливовоздушной смеси происходит
за счет подмешивания снаружи и изнутри горячих топочных га¬
зов. Снаружи струя увлекает за собой окружающие ее топочные
газы и интенсивно с ними перемешивается. При этом капли
мазута нагреваются и начинают испаряться. В это же время
наиболее легкие фракции мазута, достигнув температуры кипе¬
ния, переходят в парообразное состояние. Затем пары легких
фракций воспламеняются. С этого момента испарение капель
резко ускоряется за счет теплоты, выделяемой при горении и пе¬
редаваемой конвекцией и излучением.
Внутри струи подмешиванию горячих газов способствует
разрежение, образовавшееся за плохообтекаемым телом (диф¬
фузором 3). Горячие газы подсасываются из периферии в об¬
ласть разрежения, двигаются навстречу потоку свежей смеси
и тем самым оббспечивают ее устойчивое поджигание. Благо¬
даря такому поджиганию пламя не уносится потоком, удержи¬
вается около выходного сечения фурмы даже при высоких ско¬
ростях топливовоздушной смеси.
Во время работы судового парогенератора часто приходится
менять расходы топлива и воздуха. При этом изменяется ско¬
рость топливовоздушной смеси. Если скорость снижается, то
разрежение в центре струи смеси и возврат части топочных
газов к корню факела уменьшается. Это может привести к на¬
рушению самоподжигания смеси. Чтобы в начале потока смеси
сохранить устойчивый очаг горения, устанавливают огнеупор¬
ную фурму и кирпичную кладку 5. Огнеупорная фурма и кир¬
пичная кладка, раскаляясь во время работы парогенератора,
сохраняют высокую температуру, достаточную для поддержания
устойчивого очага горения при малых нагрузках и скоростях
потока смеси.
Таким образом, мелкое распыливание топлива и интенсивное
завихрение воздуха являются основными мероприятиями,
обеспечивающими полное сжигание топлива. Однако необхо-
79

димо учесть, что для осуществления этих мероприятий требуется
значительный расход энергии. Например, для того чтобы осу¬
ществить распиливание мазута, необходимо поддерживать его
давление перед форсунками достаточно высоким, равным 1—4
МПа (10—40 кгс/см2). Кроме того, для снижения вязкости
и улучшения качества распиливания мазут перед подачей
к форсункам подогревают до температуры 90—110° С.
Образование завихренного потока воздуха также требует
затраты энергии. Например, в лопаточном аппарате воздухо¬
направляющего устройства расходуется до 40—50% всего на¬
пора, создаваемого вентилятором. Абсолютная величина потери
напора воздуха в воздухонаправляющих устройствах судовых
парогенераторов достигает 2—·5 кПа (300—500 мм вод. ст.).
IV.8. Конструкция форсунок
Классификация и принцип действия форсунок. В зависимости
от метода распиливания различают форсунки воздушные или
паровые, ротационные, механические и паромеханические.
а)
δ)
Bm3^najfc%22ZZZZZZZZZb
Γ·«ίιΓ“Π
I
ΙΓί
A-A
Топлабо
Рис. 27. Схемы, поясняющие принцип действия мазутных форсунок.
Принцип действия воздушных и паровых форсунок (см.
рис. 27, а) состоит в том, что движущийся с большой скоростью
воздух или пар увлекает за собой топливо, которое под дей¬
ствием кинетической энергии воздуха (пара) дробится на мел¬
кие капли. Топливо поступает к форсунке самотеком из расход¬
ного бака, установленного на некоторой высоте по отношению
к форсунке.
Воздушные (паровые) форсунки просты по устройству, не
требовательны к качеству обработки деталей и очистке топлива.
Хорошее распыливание в них достигается, если на *1 кг топлива
расходуется 0,3—0,7 кг воздуха или пара давлением 0,3—
0,5 МПа. В судовых парогенераторах воздушные (паровые)
80

форсунки в настоящее время не применяют ввиду большого
расхода воздуха (пара).
В ротационных форсунках для распиливания топлива ис¬
пользуется центробежный эффект, создаваемый вращением го¬
ловки (распылителя) форсунки (рис. 27,6). Распылителем
ротационной форсунки является полый, слегка конусный ста¬
кан, имеющий частоту вращения /г = 6000—10 000 об/мин, топ¬
ливо самотеком поступает во внутреннюю полость стакана и под
влиянием центробежных сил растекается по его конусной по¬
верхности в виде тонкой пленки. Пленка движется к кромке
стакана, стекает с нее и под действием центробежных сил
разрывается на мелкие капли.
Рис. 28. Схема распыления мазута форсункой: а — при низком давлении ма¬
зута; б—при высоком давлении.
В механических форсунках для распыливания топлива ис¬
пользуется центробежный эффект, создаваемый вращением
самого топлива в вихревой камере 1 (рис. 27, в). Чтобы создать
это вращение, топливо под давлением подводят к камере по
тангенциальным каналам 2. Из камеры вращающееся топливо
выходит в топку через отверстие распылителя 3 в виде пленки,
образующей пустотелый конус (рис. 28). При относительно
низком давлении топлива пленка распадается на крупные
капли, как показано на рис. 28, а. Если же повысить величину
давления, создаваемого топливным насосом, то пленка дробится
на мелкие капли (рис. 28,6). Обычно давление мазута, пода¬
ваемого в форсунку, поддерживают равным 1—4 МПа (10—40
кгс/см2).
В паромеханической форсунке сочетаются принципы работы
паровой и механической форсунок (см. рис. 27, г). В этой фор¬
сунке топливо по внутренним каналам 1 подается через танген¬
циальные каналы в такую же вихревую камеру, как и в меха¬
нической форсунке. Пар движется по кольцевому каналу 2,
проходит по своим тангенциальным каналам 3 в вихревую ка¬
меру 4, где закручивается и с большой скоростью выходит че¬
рез кольцевую щель 5. В результате взаимодействия парового
81

и топливного потоков происходит распиливание топлива, пода¬
ваемого в форсунку при давлении 0,1 —1,0 МПа. При давлении
топлива 1—4 МПа форсунка работает по принципу механиче¬
ской.
Ротационная форсунка. На рис. 29 показана ротационная
форсунка системы Сааке. Вращающаяся часть форсунки со¬
стоит из конического стакана /, цилиндрической вставки 2 и воз¬
душной крыльчатки 3, насаженных на полый вращающийся вал
6. Внутри вала вставлена неподвижная трубка 5, через которую
мазут поступает внутрь цилиндрической вставки, имеющей ради¬
альные сверления. Через эти сверления мазут стекает на внутрен¬
нюю стенку стакана. Под
действием центробежных
сил мазут прижимается
к внутренней поверхно¬
сти стакана и перемеща¬
ется к его кромке. При
выходе из стакана мазут
срывается с кромки и
распыливается на мел¬
кие частицы·
Вал, установленный
на двух шариковых под¬
шипниках, вращается
электродвигателем 4 с
помощью клиноременной
передачи.
Воздух в топку пода¬
ется двумя потоками.
Меньшая часть воздуха направляется в топку воздушной крыль¬
чаткой. Количество этого воздуха можно регулировать заслон¬
кой 7. Основная часть воздуха подается в топку вентилятором
через лопатки воздухонаправляющего устройства, не показан¬
ного на рисунке.
Ротационная форсунка обладает рядом достоинств. Она от¬
личается высокой производительностью (до 1 кг/с) и большой
глубиной регулирования. Под глубиной регулирования подра¬
зумевается отношение максимальной производительности фор¬
сунки к минимальной при сохранении высокого качества рас-
пыливания. Глубина регулирования обозначается буквой ι'ψ.
Для ротационной форсунки глубина регулирования составляет
1ф = Дмаке /ВЫщ1= 15 —20.
Механическая форсунка. На рис. 30 показана современная
механическая форсунка. Форсунки этого типа изготовляются
производительностью 0,07—0,15 кг/с.
Форсунка состоит из наконечника 3 с распылителем 1 и на¬
кидной гайкой 2, ствола форсунки 4 и корпуса 11 с рукояткой.
На рисунке вместе с форсункой показано крепежное соедине¬
82

ние, смонтированное на фронте парогенератора. В состав такого
устройства входят: скоба 10 со стопорным винтом 9, труба 5
в сборе с башмаком 6 и штуцерами 7 и 13. Закрепление фор¬
сунки обеспечивается стопорным винтом 9, с помощью которого
корпус плотно прижимается к башмаку.
Форсунка работает следующим образом. Мазут поступает
через верхний штуцер 13 в корпус, проходит фильтр 12 и далее
следует по каналу 14 ствола форсунки. Затем мазут проходит
через отверстия 15 и тангенциальные каналы распылителя и по¬
ступает в вихревую камеру 16. В вихревой камере топливо полу¬
чает вращательное движение и через отверстие в распылителе
выходит в топку в виде тончайшей пленки, распадающейся на
мелкие капли.
Форсунки со временем загрязняются и закоксовываются.
Для обеспечения бесперебойной подачи мазута форсунки перио¬
дически продувают паром. Насыщенный пар подводится к фор¬
сунке через нижний штуцер 7 и невозвратный клапан 8. Клапан
открывается под давлением пара, преодолевающего давление
мазута. Одновременно с подачей пара клапан перекрывает ма¬
зутный канал. Если прекратить подачу пара, то под давлением
мазута клапан опускается вниз и открывается мазутный канал.
Механические форсунки широко используются в судовых
парогенераторах. Они просты по устройству, обеспечивают хо¬
рошее распыливание мазута, надежны в работе.
К серьезному недостатку механических форсунок относят
малую глубину регулирования расхода топлива. Указанный не¬
достаток объясняется следующим. Расход мазута через фор¬
сунку зависит от его давления, причем связь между расходом
83

и давлением можно представить формулой
В = \iFcY2pp,	(IV. 15)
где μ — коэффициент расхода форсунки;
Fc — площадь выходного отверстия (сопла) форсунки, м2;
р — плотность мазута, кг/м3;
р — избыточное давление мазута по отношению к давле¬
нию в топке, МПа.
Так как все величины в формуле (IV.15), кроме давления р,
являются постоянными, то связь между расходом и давлением
мазута можно выразить соотношением
^iüL=1 /~Рл**£ t	(IV. 16)
^мин у Риин
в котором /7Макс и £макс — давление и расход мазута при мак¬
симальной нагрузке, а рмин и ВМИН — то же, при минимальной
нагрузке.
Пусть рМакс обозначает максимальное давление мазута пе¬
ред форсункой, принятое в судовых парогенераторах 4 МПа,
а /?мин—минимальное давление, при котором еще обеспечива¬
ется приемлемое качество распыливания, равное 1 МПа. Тогда
глубина регулирования механической форсунки
/ф = ^И«=уТ = 2.	(IV. 17)
^мин
■ Следовательно, диапазон регулирования расхода мазута
в механической форсунке невысок: 100—50%. На нагрузке ме¬
нее 50% механическая форсунка работать не может. Увеличи¬
вать глубину регулирования форсунки за счет повышения дав¬
ления рмакс до 9—15 МПа (90—150 кгс/см2) экономически не¬
выгодно. При высоком давлении топлива увеличивается расход
энергии на работу топливного насоса и ускоряется износ фор¬
сунок.
Для более глубокого регулирования производительности
применяют форсунку специальной конструкции, а именно меха¬
ническую форсунку с рециркуляцией мазута.
Основной частью механической форсунки с рециркуляцией
мазута (рис. 31) является наконечник 3 в сборе с распылите¬
лем 2 и накидной гайкой 1. Мазут поступает в кольцевой ка¬
нал 4 и далее через отверстия и тангенциальные каналы на¬
правляется в вихревую камеру распылителя. Из вихревой
камеры мазут через отверстие в распылителе попадает в топку.
Регулирование производительности форсунки достигается
не изменением давления мазута, а возвратом части его из вих¬
ревой камеры через центральную трубку в сливную магистраль.
Количество сливаемого мазута зависит от величины открытия
клапана на сливной магистрали. При открытии клапана умень¬
шается давление в сливном трубопроводе, и производительность
84

форсунки падает, так как количество мазута, поступающего
в топку, уменьшается, а поступающего в сливную магистраль —
растет. При закрытии клапана количество мазута, поступаю¬
щего в топку, увеличивается, а поступающего на слив — умень¬
шается.
Диапазон регулирования форсунки с рециркуляцией состав¬
ляет 100—20%.
К преимуществам рассматриваемой форсунки следует от¬
нести, помимо широкого диапазона регулирования, возмож¬
ность групповой работы
нескольких форсунок, уп¬
равляемых одним клапа¬
ном на общем сливном тру¬
бопроводе, что важно для
автоматического регулиро¬
вания.
К недостаткам следует
отнести непроизводитель¬
ную работу топливного на¬
соса при сливе из вихревой
камеры большого количества горячего мазута и увеличение
сети горячих топливных трубопроводов.
Паромеханическая форсунка. На рис. 32 изображен нако¬
нечник паромеханической форсунки. Паромеханическая фор-
Рис. 31. Механическая форсунка с ре¬
циркуляцией мазута.
Рис. 32. Наконечник паромеханической форсунки.
сунка мало отличается от механической. В ней имеются два
канала: мазутный и паровой. Мазутный канал целиком напо¬
минает механическую форсунку. При большой нагрузке паро¬
генератора мазут последовательно проходит центральный ка¬
нал 3, тангенциальные каналы, вихревую камеру и через отвер¬
стие (сопло) в распылителе 1 поступает в топку. При малой
нагрузке, кроме того, используется пар, который поступает
в паровой канал 2, проходит тангенциальные каналы и вихре¬
вую камеру парового распылителя (на рисунке они показаны
отдельно) и далее, встречаясь с мазутом, распыливает его.
85

Пар для распиливания мазута необходимо подавать лишь
на малых нагрузках при низком давлении мазута, которое
не обеспечивает высокое качество распыливания. На практике
пар в форсунку подают на всех нагрузках, даже если его учас¬
тие в распыливании мазута не требуется. Это делается для
удобства обслуживания парогенератора.
Диапазон регулирования паромеханической форсунки со¬
ставляет 100—-10%, а производительность достигает 1 кг/с.
К преимуществу паромеханических форсунок относят регу¬
лирование подачи мазута простым изменением давления. К не¬
достатку форсунок относят то, что безвозвратно теряется пар,
идущий на распыливание мазута (этот пар не возвращается
в виде конденсата в питательную систему).
IV.9. Конструкции воздухонаправляющих устройств
Конструкции воздухонаправляющих устройств весьма разнооб¬
разны. Это объясняется большим обилием конструктивных схем
самих парогенераторов.
В подавляющем большинстве случаев воздух в топку пода¬
ется закрученным потоком. Для этого воздухонаправляющее
устройство снабжается лопатками, направленными по каса¬
тельной к некоторой окружности, составляющей 0,6—0,8 диа¬
метра фурмы.
Ниже приводится описание двух типов воздухонаправляю¬
щих устройств с неподвижными и поворотными лопатками.
Воздухонаправляющее устройство с неподвижными лопат¬
ками. На рис. 33 изображено воздухонаправляющее устройство
с неподвижными лопатками. Оно состоит из цилиндрического
корпуса 1 с днищем 5, патрубком 2 и фланцем 18, двух кону¬
сов 15 и 16. Направляющие лопатки 3 установлены в проме¬
жутке между конусами 15 и 16. Подвижной цилиндр, который
называют регистром 4, скреплен планками 6 с тягами 8. Ребра
17 служат направляющими для регистра 4. Диффузор 20 свя¬
зан с тягой 11. Воздухонаправляющее устройство снаружи за¬
крыто дисками 10 и 12, в центре которых установлен патрубок
9 с захлопкой 14. Диск 10 и днище 5 соединены ребрами 7.
Вся конструкция воздухонаправляющего устройства разме¬
щена в пространстве между внутренней 19 и наружной 13
обшивками парогенератора. Воздух вентилятором подается
в межобшивочное пространство. При перемещении регистра
влево по направляющим 17 воздух из межобшивочного про¬
странства поступает в каналы, образованные направляющими
лопатками, и далее закрученным потоком направляется в топ¬
ку. Регистр может находиться в двух крайних положениях:
в крайнем правом, когда он закрывает доступ воздуха в ка¬
налы (как показано на рис. 33), и в крайнем левом, когда вход
воздуха в каналы открыт. Промежуточных положений регистр
86

не имеет и, следовательно, воздухонаправляющее устройство
является нерегулируемым.
Патрубки 2 и 9 предназначены для установки форсунки
(на рисунке показана условно). На срезе патрубка 9 находится
захлопка 14, предотвращающая выход топочных газов в паро¬
генераторное отделение при снятии форсунки.
Во время работы парогенератора детали воздухонаправляю¬
щего устройства, в том числе и подвижной регистр, нагрева¬
ются. Возникающие при этом перекосы могут привести к непо¬
ладкам в работе воздухонаправляющего устройства. Так, из-за
перекосов регистр часто заедает и требуются большие усилия
для его перемещения. В то же время при закрытом регистре
воздух все же проходит в топку через неплотности между дета¬
лями. Для ликвидации указанных недостатков предложена кон¬
струкция воздухонаправляющего устройства с поворотными ло¬
патками.
Воздухонаправляющее устройство с поворотными лопатками.
В конструкции воздухонаправляющего устройства с поворот¬
ными лопатками, изображенного на рис. 34, роль подвижного
регистра выполняют поворотные заслонки 7 с укрепленными
на них винтовыми направляющими лопатками 6. Закрытие и
открытие заслонок производят вручную с помощью рукоятки 1,
которая поворачивает кольцо 2, опирающееся на ролики 3. Вра¬
щение кольца 2 через хомуты 4 передается ведущим осям 5 за¬
слонок. Заслонки отштампованы из листовой стали и изогнуты
по радиусу таким образом, что при закрытом воздухонаправля¬
ющем устройстве образуется замкнутая круговая поверхность
цилиндра (показанная на чертеже штрихпунктирной линией),
через которую воздух в топку не проходит. В открытом воздухо¬
направляющем устройстве заслонки занимают положение (по¬
казанное на чертеже сплошными линиями), при котором откры¬
вается доступ воздуха из межобшивочного пространства к на¬
правляющим винтовым лопаткам 6. Проходя в винтовых каналах,
образованных лопатками, воздух закручивается и через вход¬
ной конус 8 поступает в топку. На своем пути воздух омывает
диффузор 10, поверхность которого выполнена в форме ступен¬
чатых складок. Такая форма обеспечивает добавочную турбули-
зацию потока воздуха, направляемого в топку. Наблюдение за
качеством горения ведется через трубу, оборудованную смотро¬
вым стеклом 9.
Воздухонаправляющее устройство с поворотными лопатками
является нерегулируемым. В нем воздушные каналы для под¬
вода воздуха в топку либо полностью закрыты, либо полностью
открыты. Расход воздуха в нерегулируемых воздухонаправля¬
ющих устройствах изменяется за счет напора вентилятора или
путем поворота специальной дроссельной заслонки на напорной
магистрали вентилятора.
88

89
Рис. 34. Воздухонаправляющее устройство с поворотными лопатками.

IV.10. Дистанционное управление
топочными устройствами
Ранее отмечалось, что парогенератор оборудован не одним,
а несколькими топочными устройствами, которые при маневре
парогенератора необходимо быстро включать или выключать.
Вручную это сделать невозможно. Судовые парогенераторы
имеют для этой цели гидравлическую систему дистанцион¬
ного управления, состоящую из механических приводов, серво¬
моторов, трубопроводов и арматуры. Приводы и сервомоторы
размещают на фронте парогенератора, т. е. непосредственно
около топочных устройств,
а управление ими выносят на
главный пульт. Управление
может быть автоматическим
или ручным.
На рис. 35 изображена
схема дистанционного управ¬
ления топочным устройством.
Система состоит из сервомо¬
тора 5, к которому подведен
мазутный трубопровод 7 с кла¬
паном 8, трубопровод постоян¬
ного давления мазута 9, слив¬
ной трубопровод 10 и трубо¬
провод 11 подачи мазута к
форсунке 12. Механический
привод системы представляет
собой рычаг 3 и тягу 2, соеди¬
ненную с регистром 1 возду¬
хонаправляющего устройства.
Дистанционное включение топочного устройства осуществля¬
ется следующим образом. Вручную или автоматически откры¬
вается клапан 8, и мазут от топливного насоса поступает
в верхнюю полость сервомотора 5. Под давлением мазута сверху
поршень 4, преодолевая давление из трубопровода 9, переме¬
щается вниз и, передвигая регистр /, открывает доступ воздуха
в топку. Топливный клапан 6 вначале движения поршня ос¬
тается закрытым. Лишь после того как регистр будет открыт
и воздух поступит в топку, поршень, продолжая двигаться вниз,
захватит шток клапана 6 и откроет клапан. Через открытый
клапан 6 мазут из верхней полости сервомотора поступит в фор¬
сунку, а затем в топку. Следовательно, в топку вначале подается
воздух, а затем топливо. Без такого опережения топливо из-за
недостатка воздуха будет либо плохо гореть и пойдет черный
дым, либо вообще не загорится. В этом случае мазут будет
скапливаться на поде топки и испаряться, что может привести
к взрыву и разрушению топки парогенератора.
Рис. 35. Схема дистанционного уп¬
равления топочным устройством.
90

При отключении топочного устройства закрывают клапан 8
и подвод мазута к сервомотору и форсунке прекращается. Пор¬
шень 4 под действием давления мазута из трубопровода 9 под¬
нимается вверх и закрывает регистр воздухонаправляющего
устройства.
Сливной трубопровод 10 служит для отвода мазута, попа¬
дающего в нижнюю полость сервомотора через уплотнения
поршня.
IV.11. Способы изменения
расхода топлива,
подаваемого в топку
Судовые парогенераторы в отличие от стационарных работают
с частыми изменениями нагрузки. Поэтому их топочные устрой¬
ства должны обеспечивать плавное и быстрое изменение рас¬
хода топлива, подаваемого в топку, при переходе парогене¬
ратора от одной нагрузки к другой. Рассмотрим наиболее
распространенные способы изменения расхода топлива в слу¬
чае, когда парогенератор оборудован механическими фор¬
сунками.
Изменение расхода топлива путем отключения или включения
части форсунок. Это один из простейших способов изменения
расхода топлива В. Для уменьшения В часть форсунок отклю¬
чают, для увеличения В — их снова включают. При любом коли¬
честве работающих форсунок давление мазута перед форсун¬
ками поддерживается постоянным и высоким, что обеспечивает
хорошее расплывание топлива. Рассматриваемый способ отли¬
чается простотой и высоким качеством распыливания топлива
на всех нагрузках. К недостаткам этого способа относят ступен¬
чатый характер изменения расхода топлива. По условиям эк¬
сплуатации характер изменения расхода топлива желательно
иметь в виде плавной линии, изображенной на рис. 36, а. Дей¬
ствительная зависимость расхода мазута В от количества вклю¬
ченных, т. е. работающих форсунок г показана на рис. 36, б. Из
этого рисунка видно, что при включении (или отключении)
части форсунок плавного изменения подачи топлива не проис¬
ходит. По мере включения очередной форсунки расход топлива,
подаваемого в топку, изменяется на величину производитель¬
ности форсунки, что влечет за собой скачкообразное изменение
паропроизводительности парогенератора.
Изменение расхода топлива путем изменения давления ма¬
зута. В применении к механическим форсункам этот способ
обеспечивает полное изменение расхода топлива в диапазоне
изменения нагрузки от 50 до 100%. Для этого давление топлива
перед всеми работающими форсунками плавно снижают с 4 до
1 МПа (снижать давление ниже 1 МПа нельзя из-за ухудшения
91

качества распиливания мазута). Общая глубина регулирования
всех работающих форсунок в этом случае окажется равной
глубине регулирования одной форсунки и в соответствии с выра¬
жением (IV. 17) составит значение ΐφ. Этим и объясняется, что
рассматриваемый способ обеспечивает изменение расхода топ¬
лива в сравнительно узком диапазоне изменения нагрузок.
График изменения расхода топлива В и давления топлива
перед форсунками рф в зависимости от нагрузки парогенератора
приведен на рис. 37. График относится к случаю, когда паро¬
генератор оборудован пятью механическими форсунками (ζ = 5),
причем каждая имеет полную производительность βφ = 0,1 кг/с.
Изменение расхода топлива путем изменения давления ма¬
зута и отключения или включения части форсунок. Этот способ,
а) #
В, кг/с
Степень нагрузка,0/
Рис. 36. Плавное (а) и ступенчатое (б) изменение расхода
топлива, подаваемого в парогенератор (В2—Вt — производи¬
тельность одной форсунки).
являющийся сочетанием обоих рассмотренных выше способов,
обеспечивает плавное изменение расхода топлива в широком
диапазоне изменения нагрузок парогенератора. Как и в преды¬
дущем случае, будем считать: z=5 и бф = 0,1 кг/с. При давлении
топлива в напорной магистрали рф = 4 МПа форсунки обеспечи¬
вают полный расход топлива ВПолн=0,5 кг/с. Если давление топ¬
лива перед работающими форсунками снизить, например с 4 до
2,56 МПа, то расход топлива плавно уменьшится до 0,4 кг/с
(рис. 38). Такой расход топлива могут обеспечить не пять, а че¬
тыре работающие форсунки при условии, что давление топлива
перед ними будет равно 4 МПа. Поэтому, если одну из форсу¬
нок отключить и одновременно перед оставшимися четырьмя
повысить давление топлива до 4 МПа, то общий расход топлива
останется прежним, равным В = 0,4 кг/с. Действуя и далее тем
же способом, т. е. снижая давление топлива перед четырьмя
работающими форсунками с 4 до 2,25 МПа, можно уменьшить
• 92

расход подаваемого топлива с 0,4 до 0,3 кг/с, т. е. до такого
значения, которое могут обеспечить не четыре, а три форсунки
при условии, что давление топлива перед ними опять будет
равно 4 МПа, и т. д.
В результате плавного уменьшения расхода топлива указан¬
ным способом и далее на парогенераторе останется действую¬
щей всего лишь одна форсунка, производительность которой
при снижении давления топлива до 1 МПа будет равна 0,05 кг/с.
Следовательно, глубина регулирования нагрузки парогенератора
по топливу составит Вполн/В = 10, что соответствует диапазону
регулирования 100—10%.
Еще большую глубину регулирования можно получить, уста¬
новив на парогенераторе вместе с механическими форсунками
хотя бы одну форсунку, работаю¬
щую с рециркуляцией мазута. Ос¬
тавив ее на парогенераторе, послед¬
ней действующей форсункой можно
увеличить диапазон изменения на-
Рис. 37. Изменение В и р$>
в зависимости от нагрузки
парогенератора при посто¬
янном количестве работаю¬
щих форсунок.
Рис. 38. Изменение В и р$ в зависимо¬
сти от нагрузки парогенератора при пе¬
ременном числе работающих форсунок.
грузки до 100—5%, что для судового парогенератора вполне до¬
статочно. Однако механическим форсункам с рециркуляцией ма¬
зута присущи недостатки, о которых говорилось ранее. Кроме
того, их установка вызывает неудобства в обслуживании паро¬
генератора. Слив горячего мазута увеличивает, например, по¬
жарную опасность в парогенераторном отделении, требует регу¬
лярного наблюдения за сливным трубопроводом и емкости для
хранения горячего мазута. Все это послужило основанием для
применения топочных устройств с паромеханическими форсун¬
ками. Применительно к паромеханическим форсункам сущест-
93

94
Рис. 39. Общий вид фронта парогенератора, оборудованного механиче- Рис. 40. Общий вид фронта парогенератора,
скими форсунками.	оборудованного паромеханическими форсун-

вуют два способа изменёния расхода топлива, подаваемого в па¬
рогенератор:
—	изменением давления топлива перед всеми действующими
форсунками;
—	отключением части форсунок с одновременным изменением
давления топлива в действующих форсунках.
Наилучшим следует признать первый способ. Он может обес¬
печить плавное изменение расхода топлива в диапазоне измене¬
ния нагрузки 100—10% при снижении давления мазута перед
всеми действующими форсунками с 4 до 0,04 МПа. Так как при
этом способе регулирование подачи топлива осуществляется
при всех включенных форсунках и воздухонаправляющих
устройствах, то, естественно, отпадает необходимость в уста¬
новке на фронте парогенератора громоздких сервомоторов и
приводов воздухонаправляющих устройств, что серьезно упро¬
щает оборудование фронта и обслуживание топочных устройств.
Это хорошо видно из рассмотрения рис. 39 и 40.
На рис. 39 показан общий вид фронта парогенератора
КВГ-25, оборудованного шестью устройствами с механическими
форсунками, причем две из них, а именно № 1 и № 2—с рецирку¬
ляцией мазута. На рисунке изображены сервомоторы 3 с приво¬
дами 4 воздухонаправляющих устройств, топливная коробка 1
для распределения топлива к сервомоторам и далее к форсун¬
кам 5, паровая коробка 2 для продувания форсунок паром, ма¬
гистраль 9 постоянного давления топлива, служащая для подачи
мазута под поршни сервомоторов, магистраль 8 для слива ма¬
зута из нижних полостей сервомоторов, сливная магистраль 7
для слива горячего мазута от форсунок с рециркуляцией и,
наконец, штепсель для подключения электрозапального устрой¬
ства 6. Как видно из рисунка, сервомоторы, приводы и большое
количество напорных и сливных трубопроводов загромождают
топочный фронт, что, естественно, усложняет обслуживание
парогенератора.
На рис. 40 показан общий вид фронта парогенератора
КВГ-34К, оборудованного четырьмя топочными устройствами
с паромеханическими форсунками. Как видно из рисунка, кон¬
струкция фронта проста и удобна. На фронте лишь два подво¬
дящих трубопровода: топливный 3 и паровой 1, от которых топ¬
ливо и пар направляются к паромеханическим форсункам 4.
Рукоятки 5 служат для открытия воздухонаправляющих
устройств, оборудованных поворотными заслонками, а штепсель
2 — для подключения электрозапального устройства.
95

Глава V. ТЕПЛООБМЕН В ТОПКЕ
V.I. Физическая модель теплообмена
излучением в топке
Передача теплоты в топке парогенератора происходит в ос¬
новном излучением. Конвективный теплообмен также имеет ме¬
сто, однако доля его мала, и поэтому им обычно пренебрегают.
Телом, излучающим теплоту, является факел. Факел — это
такое пламя,’ излучательная способность и свечение которого
обусловлены наличием в нем трехатомных газов и образовав¬
шихся при горении раскаленных частиц сажи и золы.
Телом, воспринимающим теплоту, является лучевоспринима-
ющая поверхность нагрева, т. е. поверхность труб, расположен¬
ных в топке (рис. 41).
Характерная особенность лучистого теплообмена в топке со¬
стоит в том, что он протекает одновременно с процессом горе¬
ния топлива. Однако закономерностей, устанавливающих все
связи между горением и теплообменом, пока что не найдено.
Поэтому в настоящее время не существует и точного метода
расчета теплообмена: все имеющиеся методы являются прибли¬
женными. Они справедливы, лишь для упрощенной физической
модели теплообмена излучением.
Рассмотрим сущность упрощенной физической модели. В ос¬
нову этой модели положен один из основных законов теплового
излучения — закон Стефана — Больцмана. Этот закон относится
к абсолютно черному телу, однако он может быть применен и
для серых тел. Тогда его записывают в виде
где Е — тепловой поток, излучаемый с 1 м2 поверхности серого
тела;
с — коэффициент излучения серого тела;
Т — абсолютная температура поверхности излучающего
тела.
В формуле (V.1) коэффициент с представляет собой
где а — степень черноты (поглощательная способность) серого
с0 — коэффициент излучения абсолютно черного тела.
Представим себе топку в виде системы двух тел: замкнутой
оболочки и факела, находящегося внутри этой оболочки. Под
оболочкой будем понимать охлаждаемые трубы и кирпичную
обмуровку (рис. 42).
(V.1)
с - ас0,
(V.2)
тела;
96

Предположим, что оболочка и факел — серые непрозрачные
тела. Составим уравнение лучистого теплообмена между этими
телами, основываясь на законе Стефана — Больцмана.
Первое тело, т. е. факел, имеет выпуклую поверхность вели¬
чиной />. Степень черноты факела обозначим буквой йф. Будем
считать, что факел одноро¬
ден, а его температура
равна эффективной темпе¬
ратуре ТЭф. Под эффектив¬
ной температурой будем по¬
нимать среднюю по объему
температуру факела, имею¬
щего в действительности
сложное температурное
поле. Очевидно, что излуче¬
ние, рассчитанное по этой
температуре, должно быть
равно действительному из¬
лучению реального факела.
Второе тело (стенки
топки) имеет вогнутую по¬
верхность величиной [F ст.
А_А	Оно состоит из охлаждае-
Рис. 41. Схема топки парогенератора.
1 — топочная камера; 2 — факел; 3 — лучевос-
принимающая поверхность экрана; 4 — кирпич- ‘
ная обмуровка переднего фронта; 5 — лучевое-
принимающая поверхность притопочного паро¬
образующего пучка; 6 — кирпичная обмуровка
заднего фронта.
Рис. 42. Схема топки как систе¬
мы двух тел: оболочки и фа¬
кела.
мой лучевоспринимающей поверхности труб Ял, имеющих тем¬
пературу Тст<Таф и степень черноты аст, а также из кирпичной
обмуровки Fоб, температура которой Т0б. Будем считать, что
обмуровка не охлаждается и поэтому Т0б~ТЭф. Следовательно,
теплообмен между обмуровкой и факелом отсутствует.
4 Заказ № 2222
97

Предположим, что поверхность Нл равномерно распределена
по стенкам топки и факел полностью заполняет топку, так что
его поверхность F$ близка к поверхности FCT. При указанных
условиях количество теплоты, передаваемой в единицу времени
от факела к поверхности труб, равно
0-л — ЙТС()//Л
(V.3)
Введем понятие степени экранирования топки. Под степенью
экранирования ф понимают отношение HJFст. Тогда формулу
(V.3) можно переписать так:
41
(V.4)
Топка не является абсолютно черным телом, поэтому в ней
передается излучением теплоты меньше, чем могло бы быть
передано при условии, что она представляет собой абсолютно
черное тело. Это учитывается введением в уравнение (V.4) сте¬
пени черноты топки ат. Величина ат меньше единицы и пред¬
ставляет собой отношение количества действительно передан¬
ной в топке теплоты к теоретическому количеству ее, которое
могло бы быть передано при тех же условиях в абсолютно чер¬
ной топке.
Для расчета теплообмена в топке приближенного уравнения
(V.4) было бы достаточно, если бы имелись возможности под¬
считать все величины, входящие в его правую часть. К сожале¬
нию, этого сделать не удается. В первую очередь это относится
к таким величинам, как йт и Тэф, которые можно определить
только опытным путем. Поясним это подробнее, начав с темпе¬
ратуры Тдф.
В топке различают следующие температуры: адиабатную,
или теоретическую, температуру горения Фа и температуру при
выходе из топки (за топкой) Ь3. т-
Теоретической (адиабатной) температурой горения назы¬
вают температуру, которая установилась бы в топке, если бы
процесс горения происходил в условиях полного отсутствия теп¬
лообмена между факелом и продуктами сгорания, с одной сто¬
роны, и поверхностью нагрева — с другой. Иными словами, тео¬
ретическая температура представляет собой максимально воз¬
можную температуру, которая могла бы быть достигнута, если
бы процесс горения протекал адиабатно.
Действительная температура вследствие теплообмена топоч¬
ной среды с поверхностью нагрева изменяется по длине (вы¬
соте) топки. Изменение температуры топочной среды по длине
полностью экранированной горизонтальной топки с мазутным
отоплением представлено на рис. 43 кривой 2. В зоне воспла¬
менения и интенсивного горения топлива количество выделяю¬
щейся теплоты превышает его поглощение поверхностью на-
98

грева, в результате чего температура в топке растет (участок
слева от точки М). В зоне догорания топлива тепловыделение
факела уменьшается, и теплоты выделяется меньше, чем вос¬
принимается поверхностью нагрева. По мере приближения к вы¬
ходу из топки температура падает и достигает значения Ό·3. т-
Максимальное значение температуры устанавливается
в точке М при х=хт, т. е. в том месте топки, где наступает рав¬
новесие между тепловыделением и поглощением теплоты. Для
судового парогенератора, изображенного на рис. 41, максималь¬
ная температура горения нахо¬
дится в горизонтальной пло¬
скости, проходящей через ось то¬
почного устройства (форсунки),
причем координата х для этого
парогенератора отсчитывается по
вертикали от пода топки.
Температуры Фа и Ф3.т являют¬
ся граничными температурами в
топке. Температура Фа (кривая /
на рис. 43) является верхней,
максимально достижимой темпе¬
ратурой, а температура Ф3.т (см.
кривую 2 на рис. 43) — нижней,
минимальной температурой, ко¬
торая устанавливается в топке
при данных конкретных условиях
теплообмена. Между этими тем¬
пературами находятся все дей¬
ствительные температуры, со¬
ставляющие температурное поле
топки, в том числе гг эффектив¬
ная температура факела Гэф. Определить Тяф можно лишь на
основании опытных данных, выразив ее либо через темпера¬
туру Фа, которая легко рассчитывается, либо через температуру
Фз.т, которая может быть непосредственно измерена в опыте.
Значительные трудности возникают и при определении дру¬
гой неизвестной величины, входящей в правую часть уравне¬
ния (V.4), а именно, степени черноты топки ат. Эта величина
представляет собой сложную функцию большого количества па¬
раметров.
В реальных условиях внутренняя полость топки заполнена
горящей средой, т. е. факелом. Следовательно, величина ат
должна зависеть от степени черноты факела а$. Но факел не
является однородным телом. В частности, при сжигании мазута
факел по длине получается как бы состоящим из двух частей:
светящегося пламени и несветящихся трехатомных газов. По¬
этому степень черноты йф по длине и высоте топки меняется
(рис. 44). На начальном участке в зоне активного горения
Рис. 43. Изменение температуры
топочной среды по длине полно¬
стью экранированной горизонталь¬
ной топки с мазутным отоплением
(L — текущая координата топки;
LT — длина топки).
/ — теоретическая температура горе¬
ния; 2 — действительная температура.
4*
99

пламя светится, и поэтому значение а.ф велико. Светимость пла¬
мени в этой зоне объясняется наличием большого количества
раскаленных частиц сажи и золы. В зоне догорания топлива,
т. е. ближе к выходу из топки, факел состоит в основном из
трехатомных газов. Эта часть факела прозрачна, она не све¬
тится; ее излучение обусловлено наличием в факеле трехатом¬
ных газов С02, S02 и Н20.
Внутри топка покрыта обмуровкой и охлаждающими тру¬
бами, расположенными под различными углами к факелу и об¬
муровке. Трубы, в свою очередь, покрыты слоем сажи и золы.
Следовательно, величина ат за¬
висит также и от степени чер¬
ноты стен топки йот·
Получить формулу для опре-
' деления величины ат теоретиче¬
ским путем 'затруднительно, и
поэтому ее чаще всего получают
из опыта.
Возвращаясь к уравнению
(V.4), можно отметить следую¬
щее. Трудности, связанные с оп¬
ределением величин ат и Тэф, не
позволяют решить задачу о теп¬
лообмене в топке чисто аналити¬
ческим путем. Поэтому суще¬
ствующий метод расчета теплообмена в топке построен на син¬
тезе теории и эксперимента. Смысл указанного метода состоит
в том, что он позволяет использовать, с одной стороны, теорети¬
ческие закономерности, описывающие химические и физические
процессы, протекающие в топке, а с другой — большой опытный
материал, полученный при исследовании теплообмена в топках.
Существующий метод расчета теплообмена в топке, называе¬
мый нормативным, строится на основе современной теории по¬
добия.
V.2. Вывод уравнения теплообмена
Нормативный метод расчета теплообмена в топке был разра¬
ботан в такой последовательности.
Вначале составили систему уравнений, описывающих топоч¬
ные процессы (уравнения сохранения энергии, теплообмена,
сплошности, состояния, движения газовоздушной смеси и твер¬
дых частиц топлива, химического взаимодействия и др.). Заме¬
тим, что решить эту систему в общем виде невозможно.
После анализа входящих в систему уравнений отбрасывали
те из них, которые описывают второстепенные явления, несу¬
щественно влияющие на процесс теплообмена.
Из оставшихся уравнений на основе законов теории подо¬
бия получили критерии подобия и безразмерные комплексы, ко¬
Рис. 44. Изменение степени чер¬
ноты мазутного факела по длине.
100

торые использовали для составления уравнения теплообмена
в общем виде. Конкретный вид этого уравнения получили опыт¬
ным путем, т. е. в результате обработки опытных данных по
теплообмену в топке.
Проделаем первую часть указанного пути и найдем общий
вид уравнения теплообмена в топке. С этой целью из общего
количества уравнений, описывающих топочные процессы, выбе¬
рем лишь два уравнения, выражающие наиболее существенные
явления в топке. К первому из них отнесем уравнение теплооб¬
мена (V.4), которое перепишем в таком виде
где 0о = 5,67· 10-8 — константа излучения абсолютно черного
тела, Вт/(м2.К4)·
Обозначим разность, заключенную в скобки, буквой ζ
ζ= 1 —
(V.6)
Коэффициент ζ характеризует величину собственного излу¬
чения лучевоспринимающих поверхностей нагрева. Его вели¬
чина зависит от наружного загрязнения труб: чем больше
загрязнение, тем выше Тст и тем меньше коэффициент ζ и коли¬
чество передаваемой стенкам теплоты (?л. Поэтому коэффи¬
циент ζ называют коэффициентом загрязнения.
Уравнение (V.5) с учетом (V.6) выглядит так:
<2Л =. aTa0t\pFc,Ti\-,	(V.7)
или
<2л = Ωτ<ΤθΨΛτ7ΐφ,
(V.8)
где ψ3 = ζψ — коэффициент тепловой эффективности поверхно¬
стей нагрева топки.
Добавим к этому уравнению еще одно, определяющее коли¬
чество теплоты, отданной в единицу времени продуктами сго¬
рания при их охлаждении до температуры Т3, т
(Зл = ФДКгСср(Та-Гз.т)·	(V.9)
В формуле (V.9) приняты следующие обозначения:
ю — коэффициент сохранения теплоты, равный 1	—— ;
Ήπ + Чь
В — расход топлива, кг/с;
Уг — объем продуктов сгорания, получающийся при сгора¬
нии 1 кг топлива, м3/кг;
Сер — средняя объемная изобарная теплоемкость продуктов
сгорания, Дж/(м3.С);
101

Та — теоретическая (адиабатная) температура продуктов
сгорания, К;
Т3.т — температура продуктов сгорания при выходе из
топки (за топкой), К-
Приравняем правые части (V.8) и (V.9) и вынесем за скобки
теоретическую температуру
a7a0%FCTTt lk = φBVrcCJ>Ta (l-7^).	(V. 10)
Введем следующие обозначения:
т
03.т= —— — безразмерная температура за топкой;
Оэф —
Т’эф
Та
— безразмерная эффективная температура.
Результаты многочисленных опытов показали, что величины
Оэф и 03. т связаны между собой зависимостью
0Эф = М1/40"т.	(V.11)
С учетом принятых обозначений и формулы (V. 11) уравне¬
ние (V.10) после несложных преобразований запишем в виде
(pBV рС^р
a0%FcrTl °тМ
• Ч-(1-03.т)-04п
■ 0.
(V. 12)
Первый множитель в формуле (V.12) называют критерием
Больцмана
gg ф^^г^ср
а0%рстТ1 '
(V.13)
Перепишем формулу (V.12)
-^(1-Θ3. т)-04лт = О.
(V. 14)
ατ М
Уравнение (V.11) не имеет общего алгебраического решения.
Однако оно позволяет ответить на вопрос, какие величины
нужно измерять во время опытов и как нужно обрабатывать
опытные данные с тем, чтобы вместо (V.14) получить расчетное
уравнение.
При расчете топки искомой величиной является температура
газов при выходе из топки Т3, т (или θ3. т)· Поэтому, согласно
(V.14), экспериментальную зависимость следует искать в виде
θ3.τ = /(Во; ατ; М; п).	(V.15)
Именно эта функция была положена в основу нормативного
метода расчета топок.
102

V.3. Инженерные методы расчета
теплообмена в топке
Произвести тепловой расчет топки — это значит определить ко¬
личество теплоты <2л, передаваемой излучением в топке, и тем¬
пературу продуктов сгорания Ό3. т при выходе из топки при
известной величине лучевоспринимающей поверхности Ял. В не¬
которых случаях может стоять обратная задача: определить
величину Ял, достаточную для передачи заданного количества
теплоты <2л·
В настоящее время существуют несколько методов теплового
расчета топок парогенераторов. Рассмотрим лишь некоторые из
них.
Нормативный метод. Этот метод разработан в ЦКТИ под
руководством А. М. Гурвича. Обработав большое число опыт¬
ных данных, Гурвич из функции (V.15) получил расчетную фор¬
мулу, положенную в основу нормативного метода. Эта фор¬
мула имеет вид
Во1
0.6
Μα?6 + Во0·6
(V.16)
Формула (V.16) справедлива для значений θ3. т^0,9.
Если в формулу (V.14) подставить значение критерия Во
из уравнения (V.13) и учесть, что ао=5,67-10_8Вт/(м2.К4), то
формулу (V.16) можно представить в удобном для расчета виде
O'	—·
из. т
м
5,&7aT%FCTTl
108срВКгс,
ср
0.6
-273.
(V.17)
+ 1
Метод А. Л. Лубны-Герцыка. Уравнение (V.16) получено
в результате многочисленных опытов, проведенных на стацио¬
нарных парогенераторах. Конструкции судовых парогенерато¬
ров существенно отличаются от стационарных. Поэтому для них
расчет по формуле (V.16) иногда дает неудовлетворительный
результат. Например, при малых величинах критерия Больц¬
мана (Во< 1,5), характерных для судовых главных па¬
рогенераторов, а также при больших значениях θ3. т (θ3. т>0,9),
характерных для высокофорсированных прямоточных и высоко¬
напорных парогенераторов, формула (V.16) дает завышенную
.температуру й-э. т по сравнению с действительной.
В связи с этим для расчета топок судовых парогенераторов
рекомендован метод А. Л. Лубны-Герцыка. Согласно этому ме¬
тоду, безразмерную температуру за топкой определяют по урав¬
нению
1 —
Во'
(V. 18)
103

Здесь обозначены:
с — коэффициент, учитывающий все особенности топочного
процесса в судовых парогенераторах;·
Во' — критерий Больцмана, определяемый по формуле
Во' = -ф51/гСсР .	(V.19)
В формуле (V.19) в отличие от уравнения (V.13) отсутствует
коэффициент тепловой эффективности фэ, и вместо Кст подстав¬
ляется величина Нл.
Величину с определяют экспериментальным путем. На рис. 45
показаны кривые зависимости c—f (Во'),построенныеН. И. Пуш-
0	1,0	2,0 Ζβ 4,0	5,0 6,0 Βθγ
Рис. 45. Зависимость коэффициента с от крите¬
рия Больцмана.
киным для судовых парогенераторов. Кривая 1 относится к су¬
довым парогенераторам, имеющим степень экранирования
топки ф = 0,64-4-0,98 и коэффициент избытка воздуха а= 1,05-4-
-4-1,4. Кривая 2 относится к топкам с наддувом,, имеющим сте¬
пень экранирования ф = 0,88-4-0,92.
Рассмотренные два метода расчета топки позволяют решить
одну из задач расчета: определить температуру продуктов сго¬
рания за топкой 0з. т· Вторая задача — определение передавае¬
мой в топке теплоты <3Л — решается следующим образом. При
известных величинах ·θ3. т и а с помощью диаграммы I—θ на¬
ходят энтальпию продуктов сгорания за топкой /3. т. Тогда ко¬
личество топлоты
Q^<fB(Ia-I3.T).	(V.20)
Способ определения теоретической энтальпии продуктов сго¬
рания /а указан в следующем параграфе.
Тепловая эффективность работы топки определяется коэф¬
фициентом прямой отдачи
κ = -^·100.	(V.21)
104

Величина коэффициента κ показывает долю выделенной
в топке теплоты, воспринятой лучевоспринимающими поверхно¬
стями нагрева. В судовых парогенераторах с высокой степенью
экранирования топки значение κ может достигать 50% и более.
V.4. Определение величин, входящих в формулы
расчета теплообмена в топке
Теоретическая температура горения. Теоретическую температуру
горения можно определить, если известно тепловыделение в
топке и коэффициент избытка воздуха.
Тепловыделение в топке, численно равное адиабатной энталь¬
пии продуктов сгорания /а, слагается из располагаемой теп¬
лоты QрР с учетом потери теплоты от химического недожога,
и теплоты /в, вносимой в топку воздухом
/a = Q^(1~i|) + /B,	(V.22)
ГДе /в = ССК°Свл. в^в·
Температура поступающего в топку воздуха /в в общем слу¬
чае равна
^в —^х-в+Δ^ι + Δ4·	(V.23)
Здесь обозначены:
tx. в — температура холодного воздуха во всасывающем пат¬
рубке вентилятора;
— приращение температуры за счет сжатия в вентиля¬
торе и нагревания в межобшивочном пространстве па¬
рогенератора, примерно равно 20—30° С;
At2 — приращение температуры в газовом воздухоподогрева¬
теле (если он имеется); при паровом воздухоподогре¬
вателе At2 не подсчитывается, так как в этом случае
подогрев воздуха учтен в Qj>p.
Подсчитав величину /а, с помощью диаграммы /—О, не¬
трудно определить температуру Фа или 7а = Фа+ 273.
Средняя теплоемкость продуктов сгорания. Величину сср
обычно определяют не в отдельности, а в виде произведения
Vrccp. Это произведение имеет размерность Дж/(кг.град) и
представляет собой среднюю теплоемкость продуктов сгорания,
полученных при сжигании 1 кг топлива.
Для подсчета теплоемкости Угсср необходимо знать среднюю
температуру сгорания в топке, которая неизвестна. Про эту
температуру известно лишь то, что ее величина ниже теорети¬
ческой температуры Фа, но выше температуры газов за топкой
θ3. Τ'-
Учитывая трудности с нахождением средней температуры,
при определении произведения УгСсР поступают следующим
105

образом. Задаются значением температуры за топкой Ф3. т и оп¬
ределяют с помощью диаграммы /—ft величину /3. т. Затем под¬
считывают среднюю теплоемкость продуктов сгорания по при¬
ближенной формуле
1а /«. т
^г^ср :
(V.24)
Эта формула была бы точной в том случае, если бы функ¬
ция /=/('6') была линейной. На самом деле эта функция нели¬
нейна (см. диаграмму / — ■&
Линии, ограничивающие	рИС. 15). ОДНЗКО ДЛЯ
практических расчетов точ¬
ность уравнения (V.24)
вполне достаточна.
Принятую в формуле
(V.24) температуру #3. т за¬
тем сверяют с -полученной
в конце расчета топки. Раз¬
личие не должно превы¬
шать 50° С, в противном
случае расчет топки повто¬
ряют.
Коэффициент М. Коэф¬
фициент М учитывает ха¬
рактер распределения тем¬
пературы по высоте топки.
Он зависит от относитель¬
ного положения максимума
температуры пламени, а сле¬
довательно, от вида топ¬
лива, формы и расположения факела, режима работы топки и
других факторов. Величина коэффициента
Рис. 46. Схема парогенератора (к опре¬
делению относительной высоты топоч¬
ных устройств).
М = 0,54 —0,2хт
(V.25)
Множитель χτ представляет собой относительную высоту
(длину), характеризующую положение максимума темпера¬
туры горения в топке. Для топок с горизонтальным расположе¬
нием форсунок при верхнем отводе газов из топки величину хт
принимают равной относительной высоте расположения фор¬
сунок:
где кф — расстояние по вертикали от пода топки до оси фор¬
сунки (форсунок);
#т — расстояние по вертикали от пода до середины выход¬
ного сечения топки (рис. 46).
106

При расположении форсунок в несколько рядов величину χτ
определяют как среднюю по формуле
* _ афА + ЧА + кФ3ва + · · ·	(V.26)
^1 + ^2 + Вз + ■ · ·
где /ΐφ[, Нф2,Нф3... — высота форсунки, отсчитанная от пода
топки (см. рис. 46) ;
Ви В2, Вз...—расход топлива через соответствующую
форсунку.
Степень черноты топки. Топка парогенератора представляет
собой замкнутую систему серых тел, участвующих в лучистом
теплообмене. Следовательно,
величина ят является приве¬
денной характеристикой, учи¬
тывающей степень черноты
каждого тела, а именно: сте¬
пень черноты факела Яф и
стен яст
aT = f (йф, аст). (V.27)
Рассмотрим составляющие
функции (V.27). Начнем со
степени черноты факела Яф.
Ранее отмечалось, что мазут¬
ный факел состоит из светя¬
щейся части, в которой излу¬
чающими телами являются
твердые раскаленные частицы сажи и золы, и несветящейся
части, в которой излучают трехатомные газы С02, S02 и Н20.
Таким образом, величина Яф складывается из степени черноты
светящейся части факела яс. ф и несветящихся трехатомных га¬
зов яг. Вклад, который вносят величины я0. ф и яг, учитывается
коэффициентом т. Этот коэффициент показывает, какую часть
объема топки занимает светящийся факел. Разность (1—т) ха¬
рактеризует часть объема топки, в которой находятся трехатом¬
ные газы.
С учетом сказанного можно записать
яф = /ляс.ф + (1 —т) яг.	(V.28)
Величина т зависит от теплового напряжения топочного
пространства
m = f(qт).
Значение qT принимают по рекомендациям, изложенным
в гл. I, 1.2 и гл. XI, 1.4.
Значения т можно получить на графике рис. 47.
Определение степени черноты светящейся части факела яс. ф
и трехатомных газов яг производят следующим образом. Изве¬
стно, что газовая среда, содержащая частицы сажи и золы,
т
Рис. 47. Зависимость коэффициен¬
та т от теплового напряжения то¬
почного пространства.
107

в отличие от серого непрозрачного тела излучает энергию не
с поверхности, а по всему объему. Топки судовых парогенера¬
торов имеют различную форму. Меняется, следовательно, тол¬
щина слоя излучающей среды в различных направлениях,
а равно и путь, проходимый тепловым лучом. Введем понятие
эффективной длины луча S. Для определения 5 газовые объемы
любой формы приводят к объему полусферы, при этом S при¬
нимают равной радиусу полусферы. При таких условиях эффек¬
тивная длина луча (или, что одно и то же, толщина излучаю¬
щего слоя) достаточно точно выражается соотношением
S = 3,6 —,	(V.29)
F ст
где VT — объем топки, м3;
Fст — площадь всех стен, ограничивающих топку, м2.
Используя понятие об эффективной толщине излучающего
слоя S, величины ас. ф и аг можно определить по формуле
а= 1 —e~Kps,	(V.30)
где К— коэффициент ослабления лучей топочной средой, рав¬
ный Кс.ф или Кг, 1/(МПа-м);
р — давление в топке, МПа.
Коэффициент ослабления лучей в светящейся части факела
Ко. ф учитывает снижение интенсивности излучения вследствие
поглощения молекулами газа и твердыми частицами части лу¬
чистой энергии. Его находят по эмпирической формуле
К,
с- ф :
2,47 + 5,06г
XI- Ηί° —1,02
VpuS
1—0,37 iil
1000
гп + Кс, (V.31)
где	Гз.т — температура газа за топкой, К;
i'n=>'Ro3 +7цао — суммарная объемная доля трехатомных
газов;
Pn=pfn — суммарное парциальное давление газов,
МПа;
Кс — коэффициент ослабления лучей сажистыми
частицами, 1/(МПа-м).
Для мазутного топлива
Кс = 0,306(2—а) Л,6^1— 0,5) —,	(V.32)
с	\ юоо / НР	4
где а — коэффициент избытка воздуха в топке;
С?
— — соотношение содержании углерода и водорода в ра¬
бочей массе топлива.
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами Кг
подсчитывают также по формуле (V.31), но при условии, что
Кс = 0.
108

Зная Кс.ф и Кг, величины ас. ф и аг можно определить, поль¬
зуясь графиком на рис. 48.
Рассмотрим способ определения степени черноты стен топки
аст. При эксплуатации парогенератора стены топки, в том числе
и лучевоспринимающая поверхность нагрева труб, загрязня¬
ются оседающими на них частицами золы и сажи. Поэтому ве¬
личина аст во многом зависит от наружных загрязнений, что
затрудняет ее определение.
Для характеристики тепловой эффективности стен топки ра¬
нее был введен коэффициент фэ [см. уравнение (V.8) ]. Вели¬
чина этого коэффициента
ψ3
<?л
?пад — 9отр
4пад
(V.33)
а,
ш а
0,98
0,99
0,90
0,86
0,82
090
-0,10
0,50
0,30
■0,10
I
0,18
ЦП
0,10
-0,06
-102
г
%
—
s'
—
/
%
ν'
f
/
\
1
/
/
ζ
/
О	0,09	0,08	0.11	016	0,20 1
0,2	0,6	1,0	1,9	1,8	2,2 П
6
Kps
У ш
Рис. 48. Г рафик для определения сте¬
пени черноты газов.
9пад
откуда получаем
^отр = <7пад(1—Фэ)·	(V.34)
Здесь <7л — количество тепло¬
ты, воспринятой
единицей поверх¬
ности стен топки;
9пад — количество тепло¬
ты, излучаемой
топочной средой
на единицу по¬
верхности стен
топки (падающий
поток);
<?отр — количество тепло¬
ты, отраженной
стенами топки.
Из выражения (V.34) следует, что чем больше теплоты
отражают стены топки, тем меньше их тепловая эффективность.
При уменьшении отраженного излучения величина фэ стремится
к единице.
Коэффициент фэ может быть определен только опытным пу¬
тем. Ввиду того что данных для определения фэ недостаточно,
в практических расчетах поступают следующим образом. Ус¬
ловно полагают, что коэффициент тепловой эффективности
топки, все стены которой покрыты чистыми лучевоспринимаю-
щими поверхностями нагрева, равен единице, т. е. фэ=1. В слу¬
чае, когда чистые незагрязненные лучевоспринимающие поверх¬
ности нагрева занимают только часть стен топочной камеры,
то фэ=ф, где ф— степень экранирования топки.
Наличие слоя сажи и золы на поверхности труб приводит
к тому, что отраженное излучение поверхностей нагрева может
достигать 50—70% от величины падающего теплового потока.
Естественно, что при этом коэффициент тепловой эффективно¬
сти фэ уменьшается. Это обстоятельство учитывается введением
109

в расчет коэффициента загрязнений ζ
Фэ = £Ф·
(V.35)
Для топок с мазутным отоплением рекомендуется прини¬
мать ζ=0,55.
Если известны величины αψ и фэ, то степень черноты топки
можно определить по формуле, рекомендуемой нормативным
методом
ат
аф
«Ф+ (1— αφ)ζψ
(V.36)
Величину ат можно определить по номограмме на рис. 49.
Рис. 49. График для определения степе- Рис. 50. Схема парогенера-
ни черноты топки.	тора (к определению луче-
воспринимающей поверхно¬
сти нагрева).
Лучевоспринимающая поверхность. В парогенераторах раз¬
личают лучевоспринимающую поверхность притопочного пучка
На и экрана Нэ. Полная лучевоспринимающая поверхность на¬
грева равна сумме Нл = Нп + Нэ.
Величину На определяют как произведение длины топки LT
на освещенную длину труб притопочного пучка /п (рис. 50)
ЯП = ЕТ/П.	(V.37)
Согласно формуле (V.37),лучевоспринимающая поверхность
притопочного пучка представляет собой сплошную стенку, хотя
на самом деле в пучке имеются зазоры между трубами. Тем не
менее формула (V.37) справедлива. Объясняется это тем, что
пучок, как правило, состоит из нескольких рядов труб и по¬
110

этому тепловые лучи, прошедшие через зазоры между трубами
первого ряда, будут восприняты трубами последующих рядов.
Суммарный эффект такого поглощения равноценен поглощению
тепловых лучей сплошной стеной, имеющей размеры LT и /п.
Лучевоспринимающая поверхность экрана определяется как
произведение площади стены Fa, на которой расположены
трубы экрана, на угловой коэффициент экрана ха
H3 = x9F3.	(V. 38)
Рис. 51. График для определения углового коэффициента однорядного
экрана.
Площадь Fa определяют как произведение длины топки LT
на длину освещенной части труб экрана 4 (см. рис. 50):
F3 = LTl3.	(V.39)
Угловой коэффициент экрана ха характеризует собой долю
теплоты, воспринятой трубами экрана, по отношению к теплоте,
которая могла бы быть воспринята сплошной экранированной
стенкой. Величина хэ зависит от шаговых отношений и способа
размещения труб в топке: ее можно определить с помощью гра¬
фика на рис. 51.
При минимальном шаге труб
чае лучевоспринимающая поверхность Нэ равна площади стены,
закрытой экраном. При — >1 угловой коэффициент хэ зави-
d
сит от расстояния I между трубами и стеной топки.
1) хэ= 1, и в этом слу-
111

Глава VI.
ТЕПЛООБМЕН В КОНВЕКТИВНЫХ
ПОВЕРХНОСТЯХ НАГРЕВА
VI.1. Общие сведения о конвективных
поверхностях нагрева
Конвективными называют такие поверхности нагрева, которые
воспринимают теплоту преимущественно конвекцией. Конвек¬
тивная поверхность нагрева парогенератора выполняется в виде
пучков труб. Рабочее тело (вода, пар) движется, как правило,
внутри труб, а продукты сгорания — снаружи, в межтрубном
пространстве.
Если взять парогенератор, который показан на рис. 52, то
в нем к конвективным поверхностям нагрева относят притопоч-
ный парообразующий пучок 1, пароперегреватель 2, периферий¬
ный парообразующий пучок 3, экономайзер 4, газовый воздухо¬
подогреватель 5.
Количество теплоты, отданной продуктами сгорания при
омывании труб конвективной поверхности нагрева, равно
QK = <pB (/'-/").	(VI.1)
Поверхность нагрева, необходимую для передачи этой теп¬
лоты воде, пару или воздуху, определяют путем решения урав¬
нения теплопередачи
Я = -^.	(VI.2)
k At
В уравнениях (VI.1) и (VI.2) обозначены:
φ — коэффициент сохранения теплоты, равный 1	—
г)п + <7б
В — расход топлива, кг/с;
Г, I" — энтальпия продуктов сгорания при входе в поверхность
нагрева и выходе из нее, Дж/кг;
k—коэффициент теплопередачи, отнесенный к 1 м2 расчет¬
ной поверхности нагрева, Вт/(м2-К);
At — средний температурный напор между греющей и нагре¬
ваемой средами, ° С.
При решении уравнения (VI.2) в качестве поверхности на¬
грева принимают полную поверхность нагрева, которая одно¬
временно является и расчетной. Ее обозначают буквой Яр или
просто Я.
Полная (расчетная) конвективная поверхность нагрева опре¬
деляется по наружному периметру и расчетной длине труб
H = ndlnz,	(VI. 3)
112

Рис. 52. Парогенератор с естественной циркуляцией (к оп¬
ределению конвективной поверхности нагрева).
113

где d — наружный диаметр труб1, м;
п—-число труб в одном ряду;
z — число рядов труб в пучке;
I — средняя расчетная длина труб пучка, м.
Величину I вычисляют по формуле
l=-L(l' + lu + ... + f),	(VI-4)
где I1, Iй... lz — длины труб соответствующего ряда, измерен¬
ные по осям между внешними стенками кол-
> лекторов.
Помимо полной поверхности нагрева существует понятие
активно омываемой поверхности нагрева. Активно омываемой
называют такую поверхность нагрева Яакт, которую газ омы¬
вает со скоростью, оказывающей влияние на конвективный
теплообмен. По сути дела это полная поверхность нагрева за
вычетом поверхности концевых участков труб, скорость омыва-
ния которых близка к нулю. Величина Яакт определяется по
средней длине труб между застойными зонами газохода (на
рис. 52 застойные зоны заштрихованы). Активная поверхность
нагрева равна
Я акт = π d/aKXrtZ,	(VI.5)
где среднюю активную длину труб можно подсчитать так:
— ~ (/акт + /акт + · · ■ + /акт)·	(VI.6)
Здесь / а'т /а1к1т..., /а*т — активные длины труб в соответствую¬
щем ряду пучка, м.
Способ определения величины /акт состоит в следующем. На
чертеже парогенератора, выполненном в масштабе; наносят пред¬
полагаемые граничные линии потока продуктов сгорания (так
называемые линии омывания), исходя из компоновки и конфи¬
гурации газохода (см. рис. 52). Участки труб, расположенные
между линиями омывания, и есть /1акТ) /”Т).. ,,/fKT. Участки труб
за пределами линий обмывания находятся в застойных зонах.
Эти участки омываются продуктами сгорания с малой ско¬
ростью, и поэтому считают, что они в конвективном теплообмене
участия не принимают.
Отношение активной поверхности нагрева к полной назы¬
вают коэффициентом полноты омывания
Ф	 Яакт 	 Я dlaKTtlZ	_ (акт_	(VI 7)
Н	я dim I
Величина коэффициента ω показывает, какая часть поверх¬
ности нагрева активно участвует в конвективном теплообмене.
1 У газовых воздухоподогревателей в качестве расчетного принимают
средний диаметр труб.
114

VI.2. Коэффициент теплопередачи
В конвективных гладкотрубных поверхностях нагрева пароге¬
нератора коэффициент теплопередачи k от газов к рабочему
телу, а также к воздуху определяют по формуле для многослой¬
ной стенки. В общем случае стенка трубы может быть трехслой¬
ной: наружное загрязнение (зола, сажа)—металл и внутрен¬
нее— накипь. Поэтому общий вид формулы для коэффициента
теплопередачи выглядит так:
В этой формуле обозначены:
ai — коэффициент теплоотдачи от продуктов сгорания
к наружной стенке трубы, Вт/(м2-К);
бз, бм, бы — толщина слоя, соответственно, золы (сажи), ме¬
талла и накипи, м;
λ3, λΜ, Ян — коэффициенты теплопроводности соответствующих
слоев, Вт/(м-К);
02 — коэффициент теплоотдачи от внутренней стенки
трубы к нагреваемой среде, Вт/(м2-К).
Формула (VI.8) справедлива для плоской стенки. В пароге¬
нераторах обычно имеют дело с трубами, т. е. с цилиндриче¬
скими стенками. Однако для тонкостенных труб, у которых от¬
ношение наружного диаметра к внутреннему близко к единице,
с достаточной для практики точностью можно пользоваться
формулой (VI.8).
Слагаемые, входящие в знаменатель уравнения (VI.8), на¬
зывают термическими сопротивлениями. По величине они не все
равноценны. Например, термическое сопротивление слоя на¬
кипи бн/Ян, по сравнению с другими составляющими суммы,
мало. Объясняется это тем, что современные методы обработки
воды обеспечивают работу парогенераторов практически без
накипи. Термическое сопротивление металла трубы бм/Ям также
составляет небольшую величину из-за высокой теплопровод¬
ности металла. Поэтому при расчетах обычно считают бн/Ян = 0
И бм/Ям = 0.
Что касается термического сопротивления наружных загряз¬
нений, то его представляют в виде коэффициента загрязнения ε,
т. е. ε = бз/Яз·
Теплоотдача от продуктов сгорания к наружным стенкам
труб в большинстве случаев сопровождается излучением трех¬
атомных газов, омывающих трубы (подробнее об этом см. VI.7).
Именно поэтому коэффициент щ условно представляют в виде
суммы
k
(VI-8)
_1 I _®3_ I бМ 0Н 1_
αι Яз Ям 1 Я„	«2
αχ = ωακ4-ον
(VI.9)
115

Здесь обозначены:
ω — коэффициент полноты омывания;
ак — коэффициент теплоотдачи конвекцией;
ал — коэффициент теплоотдачи излучением трехатомных газов.
Произведение ωακ учитывает влияние на конвективный теп¬
лообмен полноты омывания труб газами.
С учетом сказанного, уравнение (VI.8) запишем в таком
виде
* =	р-1-	г-·	(VI.10)
	+ ε + —
ωακ +ал	α2
Уравнение (VI.10) не является окончательным; примени¬
тельно к конкретным поверхностям нагрева вид его изменяется.
е-10?м2· °С/Вт
Рис. 53. Зависимость коэффициента загрязнения ε от скоро¬
сти продуктов сгорания w при поперечном омывании шахмат¬
ных пучков труб.
/ — парообразующие пучки труб; 2 — гладкотрубные экономайзеры;. 3 —
пароперегреватели.
Формулы для коэффициента теплопередачи k. Для паропе¬
регревателя все термические сопротивления, входящие в знаме¬
натель формулы (VI.10), примерно равноценны, и поэтому ни
одним из них пренебречь нельзя. Следовательно, применитель¬
но к пароперегревателю формула для определения коэффи¬
циента теплопередачи имеет такой же вид, как и уравнение
(VI.10).
В экономайзерах и парообразующих поверхностях нагрева
коэффициент теплоотдачи к воде и пароводяной смеси а2 при¬
мерно на два порядка выше коэффициента теплоотдачи от га¬
зов к стенке «ц, т. е. α2]»αι. Именно поэтому в экономайзерах
и парообразующих поверхностях нагрева термическим сопро¬
тивлением 1/а2 обычно пренебрегают. В этом случае формула
116

(VI. 10) для указанных поверхностей нагрева приобретает вид
k
1
1
ωακ -f- кл
+ ε
(VI. Ч)
Для газовых гладкотрубных воздухоподогревателей отсут¬
ствуют надежные данные по коэффициентам ε и ω. Поэтому
вместо них в формулу (VI.10) вводят коэффициент использо¬
вания поверхности нагрева Кроме того, продукты сгорания
в газовых воздухоподогревателях имеют невысокую темпера-
Рис. 54. Характерные схемы судовых парогенераторов (к определению ко¬
эффициентов полноты омывания ω).
117

туру, и это обстоятельство позволяет пренебречь лучистым теп¬
лообменом: ал = 0. С учетом сказанного, запишем уравнение
(VI.10) для газового воздухоподогревателя в виде
«1 α2
(VI. 12)
где αι = ακ.
Величину ξ на режиме полной нагрузки принимают равной
0,8, а на режиме 25% нагрузки — 0,7.
Коэффициент загрязнения е. Величина коэффициента ε за¬
висит от рода сжигаемого топлива, строения пучка, скорости
продуктов сгорания и других факторов. При сжигании мазута
на величину ε влияет главным образом строение пучка, его рас¬
положение в газоходе и скорость газов. Опытом установлено,
что чем выше скорость продуктов сгорания, тем меньше коэф¬
фициент ε. Объясняется это тем, что при большой скорости га¬
зов происходит сдувание с труб частиц сажи и золы (эффект
самообдувки).
Опытных данных, касающихся величины ε для судовых па¬
рогенераторов, пока недостаточно. При выполнении расчетов
величину ε можно принять по графикам (рис. 53), которые по¬
строены Ю. У. Духняковым и Н. И. Пушкиным на основании
данных испытаний судовых парогенераторов с естественной цир¬
куляцией. Графики относят к поперечному омыванию пучков
труб шахматного строения. Для пучков коридорного строения,
впредь до получения других данных, величину ε можно опреде¬
лять по тем же кривым, что и для шахматных пучков.
Коэффициент полноты омывания со. Величина коэффициента
полноты омывания зависит от степени форсировки парогенера-
Таблица 6
Коэффициенты полноты омывания со, соответствующие
полной нагрузке парогенератора (г — число рядов труб)
Схема нг
рис. 54
Поверхность нагрева
а
2
ω
2
ω
2
ω
2
ω
Первые ряды труб притопоч-
ного парообразующего пучка
2
0,88
2
0,88
3
0,72
3
0,75
Притопочный парообразую¬
щий пучок (без первых рядов
труб)
5
0,73
6
0,78
Пароперегреватель
17
0,74
6
0,88
8
0,9
8
0,88
Периферийный парообра¬
зующий пучок
17
0,72
—
—
13
0,88
13
0,87
ь Экономайзер
18
0,98
18
0,98
12
0,98
12
0,98
118

тора, причем в высокофорсированных парогенераторах коэффи¬
циент полноты омывания близок к единице. Для таких поверх¬
ностей нагрева, как змеевиковые пароперегреватели и эконо¬
майзеры, застойные зоны отсутствуют и поэтому величину ω
принимают равной единице.
В табл. 6 даны коэффициенты ω для наиболее распростра¬
ненных схем судовых парогенераторов (рис. 54). Этими дан¬
ными рекомендуется пользоваться при расчете парогенераторов
на полной нагрузке. На малых нагрузках коэффициент ω из-за
естественного снижения скорости газов, очевидно, будет меньше.
VI.3. Критерии подобия и их применение в расчете
конвективного теплообмена
Интенсивность передачи теплоты конвекцией характеризуется
коэффициентом теплоотдачи ак (или просто а).
Установлено, что коэффициент а является функцией физиче¬
ских параметров жидкости (газа), ее скорости, размера и
формы поверхностей нагрева. Вывести аналитическую зависи¬
мость от всех этих величин затруднительно. А для эксперимен¬
тального определения этой функции пришлось бы проделать
большое количество опытов. Оказывается, задача существенно
упрощается, если использовать теорию подобия.
Теория подобия указывает, что нет необходимости уста¬
навливать связь между различными величинами, влияющими на
процесс конвективного теплообмена. Значительно проще вна¬
чале сгруппировать эти величины (включая и а) в безразмер¬
ные критерии подобия, а затем установить функциональную
зависимость между этими критериями, которых оказывается зна¬
чительно меньше, чем самих величин. Именно поэтому расчет¬
ные уравнения для определения а чаще всего представляют
в виде зависимости одного критерия подобия (определяемого)
от других критериев (определяющих).
Применительно к конвективному теплообмену в парогенера¬
торах интересны следующие критерии подобия:
критерий теплового подобия Нуссельта
Nu— —;	(VI.13
λ
критерий кинематического подобия Рейнольдса
Re- — ;	(VI.14)
V
критерий физического подобия Прандтля
Рг = Т = -Г·	N	(VU5)
119

Здесь обозначены:
а —коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К);
/ — характерный линейный размер, м;
w — скорость движения среды, м/с;
λ — коэффициент теплопроводности среды, Вт/(м-К);
V — коэффициент кинематической вязкости среды, м2/с;
μ — коэффициент динамической вязкости среды, Н-с/м2;
ср — теплоемкость среды, Дж/ (кг · К);
а — коэффициент температуропроводности среды, м2/с.
Поскольку искомая величина а входит в критерий Нуссельта,
его называют определяемым, а функциональную зависимость
записывают в таком виде:
Nu = CRe"Prm,	(VIЛ 6)
где С, п, т — коэффициенты, определяемые опытным путем.
Рассмотрим способы определения величин, входящих в кри¬
терии подобия.
Физические характеристики λ, v, Pr. Коэффициенты тепло¬
проводности и вязкости продуктов сгорания зависят от темпе¬
ратуры и состава газов. Величины этих коэффициентов, а также
критерия Прандтля для продуктов сгорания мазута среднего
состава (гнао =0,11’ и Γβο,=0,13) и воздуха приведены в прило¬
жении III. Если же продукты сгорания имеют иной состав, то
пользуются следующими формулами:
λ — λΓ Μχ',
v = vr7Wv;	(VIЛ 7)
Pr = PrrMPr.
Здесь λΓ, νΓ и Ргг берут из приложения III, а поправочные
коэффициенты Μλ, Μν и ΛίρΓ—из графиков, изображенных на
рис. 55.
Теплофизические характеристики воды и пара зависят от
температуры и давления. Эти характеристики можно найти
в приложениях IV—VI.
Характерный линейный размер I. При поперечном омывании
труб в качестве характерного размера принимают наружный
диаметр (l = d), а при течении внутри трубы — внутренний диа¬
метр (l = dBIl). Если же среда движется внутри канала сложной
формы, то за характерный размер принимают так называемый
эквивалентный диаметр (l=da). Величину d3 определяют со¬
гласно формуле
4 = ^·	(VIЛ 8)
120

Здесь F— площадь живого сечения канала для прохода
среды и U — полный смоченный периметр сечения канала.
Для прямоугольных каналов, изготовленных в форме щели,
у которых Ширина b значительно больше высоты Н, величину
dg подсчитывают как удвоенную высоту, т. e. dB—2h.
Рис. 55. Поправочные коэффициенты для подсчета· физических характеристик
продуктов сгорания.
Скорость потока гг». Рассмотрим вначале способ определения
скорости продуктов сгорания:
(VI. 19)
где Vr — объемный расход продуктов сгорания и F — живое се¬
чение для прохода газов.
Величина
V =
ВУГ (» + 273) 0,1013
273р
(VI.20)
121

В этой формуле обозначены:
В ·— расход топлива, кг/с;
Уг — объем продуктов сгорания, полученный при сжигании
1 кг топлива, отнесенный к нормальным условиям,
м3/кг топлива;
θ— средняя температура продуктов сгорания, °С;
р — давление продуктов сгорания, МПа.
Величину θ находят как полусумму θ = 0,5(θ' + θ"), где θ'
и θ" — температура газов соответственно при входе в поверх¬
ность нагрева и при выходе из нее.
Вид А
Что касается давления р, то в парогенераторах с вентиля¬
торным дутьем его принимают равным нормальному давлению,
т. е. р = 0,101 3 МПа (~ 1 кг/см2).
Живое сечение F определяют по принципу минимального
сечения для прохода газов в газоходе, имеющем размеры LT и I
(см. рис. 56) и заполненном изогнутыми трубами.
На рис. 56 показана схема парообразующего пучка пароге¬
нератора с естественной циркуляцией. На этом же рисунке по¬
казаны размеры, необходимые для подсчета живого сечения.
Для рассматриваемого пучка величина
F = LT/aKT — Л^акт d.	(VI.21)
122

Здесь Ζ"Ρτ — проекция активного участка трубы /акт на пло¬
скость, перпендикулярную направлению потока; п — число труб
в одном ряду.
Если трубы поверхности нагрева прямые, а угол между
осью трубы и вектором скорости составляет 90° С, то =/акт
и тогда формула для F имеет вид
При определении скорости воздуха в воздухоподогревателях
его объемный расход рассчитывают по формуле
где обозначены:
а — коэффициент избытка воздуха;
Vй — теоретически необходимое количество воздуха,. м3/кг;
В — расход топлива, кг/с;
/в-—средняя температура воздуха, °С;
Рв — давление воздуха, МПа, которое при вентиляторном ду¬
тье принимают рв = 0,101 3.
Рассмотрим способ определения скорости воды и перегре¬
того пара.
При расчетах обычно известен не объемный, а массовый
расход воды или пара. Поэтому формулу (VI.19) запишем
в таком виде
где D — расход рабочего тела, кг/с;
р — средняя плотность рабочего тела, кг/м3;
F— живое сечение для прохода рабочего тела (обычно это
суммарное сечение всех параллельно включенных труб
рассматриваемой поверхности нагрева), м2.
VI.4. Формулы для определения
коэффициентов теплоотдачи конвекцией
при течении однофазной среды
Вид расчетных формул для определения коэффициентов тепло¬
отдачи зависит от режима движения среды, который может быть
ламинарным или турбулентным, и характера омывания поверх:
ности нагрева — поперечное или продольное омывание. При по¬
перечном омывании труб на величину коэффициента влияет
также строение пучка — коридорное или шахматное.
В судовых парогенераторах чаще всего происходит попе¬
речное омывание газами трубных пучков (кроме газовых воз¬
духоподогревателей). Рабочее тело (вода, пар) движется в тру¬
бах, т. е. осуществляется продольное омывание поверхности
F — LTlaKT nl.dKTd.
(VI.22)
aV°B (ίΒ + 273) 0,1013
273Рв
(VI.23)
(VI .24)
123

нагрева жидкостью, движущейся, как правило, в турбулентном
режиме.
Поперечное омывание коридорных пучков. Для определения
коэффициента а при поперечном омывании коридорных пучков
ЦКТИ и ВТИ совместно предложили формулу, обобщающую
опытный материал для Re =1,5-103-r-100 · 103. В критериальном
виде эта формула записывается следующим образом
Nu = 0,20CsC2Re°'65 Pr0,33.	(VI.25)
Если подставить вместо Nu и Re их значения и решить урав¬
нение (VI.25) относительно а, Вт/(м2-К), то получим
а= 0,20CsC2-y ^j°'65Pr0'33,	(VI.26)
где Cs и Cz — коэффициенты, учитывающие соответственно
форму пучка и число рядов труб.
На основе многочисленных опытов был сделан вывод о том,
что коэффициент формы пучка Cs в коридорных пучках явля¬
ется величиной переменной, зависящей от шаговых отношений
Sifd и s2/d. Для определения величины Cs рекомендуются сле¬
дующие формулы:
при
l,5<s1/ci^3 и Sj/ii<2: Cs = [ 1 -f (2sjd—3)(1—0,5s2/<i)3]—2,
при	1,5, а также при
s2/d>2: CS=1,0,	(VI.27)
где Sild и Sz/d — поперечный и продольный относительные
шаги труб в пучке.
Коэффициент Сг зависит от числа рядов труб г. Для кори¬
дорных пучков
при
z< 10: С2 = 0,91 + 0,012 5(z—2);
при	z>10: С2=1,0.
Поперечное омывание шахматных пучков. Для случая попе¬
речного омывания шахматных пучков ЦКТИ и ВТИ рекомен¬
дуют формулу, пригодную для Re =1,5-103Ч-100 · 103
а = CSCZ -А- (—-J" Pr0'33.	(VI .29)
(VI. 28)
Коэффициент формы Cs s шахматных пучках зависит от геомег-
Sj — d
рического комплекса -т—■· в нормах теплового расчета для
124

определения коэффициента Cs в шахматных пучках рекомен¬
дуются две формулы
при
0,1< s}/d~l sg 1,7: Cs = 0,34
s2/d — 1
при
1,7<··^τ-~1	4,5: Cs = 0,275
s2! d — 1
где s'Jd — относительный диагональный шаг
s'2ld = У0,25 (sjdf + (sjdf.	(VI.31)
(VI.30)
Коэффициент Cz, учитывающий число рядов труб в шахмат¬
ном пучке, определяется по формуле
при
при
г < 10: Сг = 3,12z°’05—2,5;
z> 10: Сг=1,0.
(VI.32)
В формулах (VI.26) и (VI.29) физические параметры про¬
дуктов сгорания λ, V и Рг берут при средней температуре по¬
тока.
Продольное омывание (течение внутри труб и каналов). Для
определения коэффициента теплоотдачи а при течении в трубах
и каналах газов, перегретого пара или некипящей жидкости, ре¬
комендуется следующая формула
Nu = 0,023 Re0,8 Pr0'4 CtCt.	(VI .33)
Формула (VI.33) пригодна для чисел Рейнольдса Re =
= 3· 103-Ь7· 105. В качестве определяющей температуры в этой
формуле принята средняя температура потока.
Если подставить вместо Nu и Re их значения, то формула
будет иметь следующий вид
а = 0,023 — /^f8Pr°’4CA·	(VI.34)
d9 V V j
В приведенных формулах поправки Ct и Ci учитывают на¬
правление теплового потока (нагревание или охлаждение
среды) и относительную длину труб.
Величина поправки Ct зависит от температуры потока и
стенки. При охлаждении газов эту поправку рекомендуется
принимать равной единице, т. е. Сг = 1,0. При нагревании газов
поправку Ct подсчитывают по формуле
где Т и Тст — соответственно средняя температура газов и
стенки, К.
125
»

В пароперегревателях температура внутренней стенки трубы
мало отличается от температуры перегретого пара. Поэтому при
определении коэффициента теплоотдачи от стенки к перегре¬
тому пару принимают С*= 1.
Для воды и других капельных жидкостей, у который Рг>0,7,
значение Ct определяют по формуле
Ct = (μ/μ„)",
где μ и μοτ — коэффициенты динами¬
ческой вязкости жид¬
кости, подсчитанные при
средней температуре
жидкости и стенки.
Показатель степени п зависит от
направления теплового потока: при
нагревании жидкости п = 0,11, при ох¬
лаждении — /г=0,25.
При продольном омывании теплоот¬
дача по длине трубы или канала не¬
одинакова. Местный (локальный) ко¬
эффициент теплоотдачи в начале трубы
(канала) имеет максимальное значе¬
ние, затем его величина убывает.
Опытом установлено, что при l^50d3 влияние начального уча¬
стка на среднюю величину а становится несущественным. По¬
этому при длине трубы l^50d3 принимают Сг= 1. Если же опре¬
деляют а в относительно коротких трубах (l<50d3), то величину
Ci находят с помощью графика на рис. 57.
VI.5. Формулы для определения коэффициента
теплоотдачи при кипении воды
Процесс кипения воды характеризуется высокой интенсивно¬
стью теплообмена. Так, при развитом пузырьковом кипении ко¬
эффициент теплоотдачи достигает значений акип= (10-Ь 150) X
ХЮ3 Вт/(м2-К), что на 2—3 порядка выше коэффициента теп¬
лоотдачи от продуктов сгорания к стенкам труб. Именно по¬
этому в парообразующих поверхностях нагрева судовых пароге¬
нераторов коэффициент теплоотдачи при кипении аКип не ока¬
зывает влияния на величину коэффициента теплопередачи и,
как правило, в расчетах не учитывается. Однако бывают случаи,
когда необходимо знать коэффициент аКип- Это относится к рас¬
чету температуры стенки парообразующих труб, а также к теп¬
ловому расчету поверхностных пароохладителей.
Общие сведения о кипении жидкости. При кипении процесс
конвективного теплообмена между жидкостью и поверхностью
1*26
Съ
1,3
1,2
1,1
т~~
\
	Г
I
i
\
\
Рис. 57. Поправочный ко¬
эффициент, учитывающий
влияние относительной дли¬
ны l/da на коэффициент
теплоотдачи при продоль¬
ном омывании.

«καπ, κΒτ/(Μζ· °С)
10
10
0,1
ОизыоькоШЕ!
mnt
'Hue
А
\Пленочное
г ]. \хи.пение
I
I
I
	I
0,1 1
10
At, °С
10z
СХкип
в от-
нагрева сопровождается превращением жидкости в пар. Темпе¬
ратуру, при которой происходит образование пара, называют
температурой насыщения ts. Равной температуре насыщения
обычно принимают и температуру кипения воды баш- В дейст¬
вительности эти температуры не равны между собой. Темпера¬
тура кипящей воды tmm несколько выше температуры насыще¬
ния ts.
Температура частиц воды, непосредственно соприкасаю¬
щихся с поверхностью нагрева, равна температуре последней.
Следовательно, в прилегающем к стенке слое вода перегрета
относительно температуры насыще¬
ния на величину Αί=ίοηι—ts. Паро¬
вые пузыри, образовавшиеся на по¬
верхности нагрева, растут за счет
теплоты, сообщаемой им от перегре¬
той жидкости.
Различают два вида кипения:
в большом объеме (в условиях сво¬
бодной конвекции) и в трубах.
Характер изменения коэффици¬
ента теплоотдачи Икш в зависимо¬
сти от температурного напора At
при кипении воды в большом объ¬
еме и при атмосферном давлении
виден на рис. 58.
При кипении в большом объеме
и малых температурных напорах At
коэффициент теплоотдачи невелик, он определяется условиями
свободной конвекции жидкости. При увеличении At (или плот¬
ности теплового потока) число возникающих пузырей растет,
усиливается перемешивание жидкости у поверхности нагрева, и
поэтому интенсивность теплоотдачи резко возрастает; наступает
режим развитого пузырькового кипения.
При дальнейшем увеличении At число центров парообразо¬
вания возрастет настолько, что пузыри сливаются между собой,
и на поверхности нагрева образуется пленка пара, которая от¬
тесняет жидкость от нагреваемой стенки. Такой режим кипения
называется пленочным.
Примерно такая же картина наблюдается при кипении жид¬
кости в трубах.
Коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении вследст¬
вие малой теплопроводности слоя значительно ниже коэффици¬
ента теплоотдачи при пузырьковом кипении (см. рис. 58). По¬
этому при обогреве стенки продуктами сгорания, жидким ме¬
таллом или другой высокотемпературной греющей средой пере¬
ход пузырькового кипения к пленочному сопровождается рез¬
ким увеличением температуры поверхности нагрева, что может
привести к аварии.
Рис. 58. Зависимость
от At при кипении воды
крытом сосуде при атмосфер
ном давлении.
127

Из сказанного следует, что отвод теплоты в режиме пузырь¬
кового кипения является одним из наиболее совершенных мето¬
дов охлаждения поверхности нагрева. Он находит широкое при¬
менение в парогенераторах, атомных реакторах, а также в ряде
других технических устройств (при охлаждении реактивных дви¬
гателей и др.).
Кипение в большом объеме. Рассмотрим способ определения
коэффициента акип в случае отдачи теплоты от стенки к воде,
кипящей в большом объеме. Коэффициент теплоотдачи при ин¬
тенсивном пузырьковом кипении воды зависит от плотности теп¬
лового потока q, давления р и материала, из которого изготов¬
лена поверхность нагрева.
В. М. Боришанский и др. рекомендуют для давлений р =
= 0,14-20,0 МПа (1-4-200 кгс/см2) следующую формулу для ко¬
эффициента теплоотдачи аКИп от чистых стальных труб из нер¬
жавеющей стали к воде, кипящей в большом объеме,
акип= 4,34 (р0Л4+ 137,5- 10-у*) qM,	(VI.35)
где р — абсолютное давление, МПа;
q — плотность теплового потока, Вт/м2.
Форма и размеры поверхности нагрева, а также ориентация
ее в пространстве (горизонтальная, вертикальная) практически
не влияют на величину аКип и поэтому в формуле (VI.35) не
учитываются.
Формула (VI.35) справедлива лишь при q<qKр, где qKр —
критическая плотность теплового потока, соответствующая пе¬
реходу пузырькового кипения в пленочное. Значения qKр, Вт/м2,
при кипении в большом объеме могут быть рассчитаны по фор¬
муле	_
<7кр = 0,14/- Yр" Уσ(ρ' — p")g,	(VI.36)
где г — теплота парообразования, Дж/кг;
σ — коэффициент поверхностного натяжения воды, Н/м;
р', р"— плотности соответственно воды и пара на линии на¬
сыщения, кг/м3.
При определении акип для случая кипения воды на трубах,
изготовленных из углеродистой стали и подверженных корро¬
зии, приходится считаться с наличием окисной пленки. Окисная
пленка оказывает двоякое влияние: с одной стороны, слой окис¬
лов увеличивает термическое сопротивление между металлом и
жидкостью и тем самым ухудшает теплоотдачу, а с другой сто¬
роны — шероховатая поверхность окислов создает благоприят¬
ные условия для образования паровых пузырей.
Коэффициент теплоотдачи от поверхности, покрытой окис¬
ной пленкой, к кипящей воде можно определить по формуле
	 (VI.37)
Ш^ + 0'5'10_4
128

Величиной q, которая входит в уравнения (VI.35) и (VI.37),
предварительно задаются, а затем проверяют совпадение при¬
нятого значения с полученным в расчете.
Кипение воды в трубах. При развитом пузырьковом кипении
интенсивность теплоотдачи определяется взаимодействием двух
факторов: плотностью теплового потока q и скоростью движе¬
ния пароводяной смеси. Коэффициент теплоотдачи при кипении
воды в трубах в условиях вынужденного движения можно оп¬
ределить по формуле, предложенной Д. А. Лабунцовым,
α„
■и,.
4Oi^ju -j- CLq
5аш — aq ’
(VI.38)
где αιο — коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по формуле
(VI.34) для воды, нагретой до температуры кипения;
tig — коэффициент теплоотдачи, рассчитанный по формуле
(VI.35) для пузырькового кипения воды в большом
объеме.
Формула (VI.38) справедлива при ag/a,<, = 0,5-f-2. Если же
dq/dи;<Д),5, ТО (Хкип = С1к>; При CCqldw's><2‘ Икип = Од·
VI.6.	Формулы для определения
коэффициентов теплоотдачи
при конденсации пара в трубах
В судовых парогенераторах имеются такие поверхности на¬
грева, в которых отдача теплоты происходит в условиях конден¬
сации пара, движущегося внутри труб. Такими поверхностями
нагрева являются вторичные испарители двухконтурных паро¬
генераторов, паровые воздухоподогреватели и другие теплооб¬
менники.
Различают два вида конденсации пара: капельную и пле¬
ночную. При капельной конденсации конденсат осаждается на
охлаждающих стенках в виде отдельных капель, а при пленоч¬
ной— в виде сплошной пленки. Конденсация водяного пара
в трубах относится к пленочной конденсации.
Для определения коэффициента теплоотдачи при конденса¬
ции пара в трубах применяют различные формулы в зависимо¬
сти от расположения труб в пространстве (горизонтальные, вер¬
тикальные), массовой скорости потока в трубах рw и других
факторов.
Исследование теплоотдачи при конденсации пара, движуще¬
гося с малыми и средними скоростями (рш^ЗЗО кг/(м2с), было
проведено Д. И. Волковым. В результате обработки полученных
опытных данных и анализа данных других исследований
Д. И. Волков рекомендует следующую формулу для определе¬
ния коэффициента теплоотдачи при конденсации пара внутри
горизонтальных труб
aKOH = cARe°'5(d/0°'2,	(VI.39)
5 Заказ № 2222
129

где
А = λ'
8 \*/з
I-
d -
коэффициент, значение которого принима¬
ется равным 0,031 для медных и латунных
труб и 0,020 — для стальных;
- является величиной, характеризующей свой¬
ства пленки конденсата при температуре
насыщения ts; величину А можно опреде¬
лить на графике рис. 59;
■длина трубы, м;
■ внутренний диаметр трубы, м.
Критерий Re, входящий в уравнение (VI.39), равен
А-10
-J
Re =
qi
где q — плотность тепло¬
вого потока, Вт/м2;
г — теплота парообра¬
зования, Дж/кг;
р', ν' — плотность и коэф¬
фициент кинема¬
тической вязкости
воды на линии на¬
сыщения, кг/м3 и
м2/с.
Формула (VI.39) примени¬
ма при /7 = 0,14-2,5 МПа, Re =
= 204-14 700 и /Д* = 504-130.
При конденсации в вертикальных стальных трубах пара, дви¬
жущегося с малыми и умеренными скоростями (рда<300 кг/м2с),
величину Окон можно определить по формуле, предложенной
В. М. Боришанским, Д. И. Волковым и др.
«кон = о, 1 Ц V7^1,7 + 0,2Л2’8,
Щ
Рис. 59. График для определения
коэффициента А в зависимости от
температуры насыщения ts.
(VI.40)
где
λ' — коэффициент теплопроводности конден¬
сата, Вт/м-° С;
Wo — приведенная скорость конденсата, м/с;
~—безразмерная величина;
(gvf/3
Pr', Pr" — критерии Прандтля для конденсата и
пара.
Величина да0, м/с, равна
4 ql
w0--
rp'd’
(VI.41)
где
q — плотность теплового потока, Вт/м2;
г — теплота парообразования, Дж/кг;
130

:s
p'— плотность конденсата, кг/м3'
/, d — длина и диаметр трубы, м.
Физические константы конденсатной пленки и критерии Рг'
и Рг" в формуле (VI.40) следует относить к температуре насы¬
щения.
Формула (VI.40) применяется при р = 0,84-7,0 МПа; q =
= (14^-450) -103 Вт/м2; /= 1,54-3,0 м; d= 104-20 мм.
VI.7. Коэффициент теплоотдачи излучением
от продуктов сгорания
Продукты сгорания движутся в межтрубном пространстве и от¬
дают теплоту трубам не только конвекцией, но и излучением.
Источником излучения являются главным образом трехатомные
газы, так как двухатомные газы энергию не излучают и влияния
на лучистый теплообмен не оказывают. При высокой темпера¬
туре излучение газа оказывает заметное влияние на процесс
передачи теплоты. Например, в парообразующих пучках труб и
пароперегревателях количество теплоты, передаваемой излуче¬
нием трехатомными газами, характеризуется величиной коэффи¬
циента теплоотдачи излучением ал. Коэффициентом ал назы¬
вают отношение плотности теплового потока qn, передаваемого
излучением, к разности между средней температурой газа Т и
температурой наружной стенки труб Гст, т. е.
а
Л
(VI.42)
С другой стороны, согласно закону Стефана-Больцмана,
величина
<7 —σο°πΡ (Τ’4—Т’ст).	(VI .43)
где σο — коэффициент излучения абсолютно черного тела;
«пр — приведенная степень черноты газа и стенок труб.
Подставив значение qn из уравнения (VI.42), после неслож¬
ных преобразований получим
«,=«А,	<νΙ·44)
Формула (VI.44) пригодна для газового потока, запыленного
частичками золы. Такой газ обычно получается при сжигании
твердых топлив. В мазутном топливе массовое содержание золы
не превышает 0,5%. Поэтому при сжигании мазутов получаются
чистые (незапыленные) продукты сгорания, для которых рас¬
четная формула отличается показателем степени у отношения
Гст/Г, а именно
an = a0anJ»l-^:,T£’\	(VI.45)
I 1 Ст/ 1
5*
131

Приведенная степень черноты
«Пр^-«г"ст 2"1 .	’	(VI.46)
где аг — эффективная степень черноты продуктов сгорания при
их средней температуре Г и давлении р;
аст — степень черноты наружных стенок труб.
Величину аг определяют по графику на рис. 48 или подсчи¬
тывают с помощью формул (V.30) и (V.31). В эти формулы
входит эффективная толщина газового слоя s, которая в случае
излучения газов в межтрубном пространстве равна
s=°-M(-i-f-ή·	<νι·47>
где Si и s2 — поперечный и продольный шаги;
d — наружный диаметр труб, м.
В уравнения (VI.44) и (VI.45) входят средняя температура
газов Г и стенки труб Тст. Величину Г определяют как средне¬
арифметическую температуру продуктов сгорания при входе
в пучок и выходе из него. Гст— это по сути дела температура
наружного загрязнения труб. Если предположить, что термиче¬
ское сопротивление металла трубы пренебрежимо мало, то для
Гот можно записать следующее выражение:
ТСг=Тж^(г + -^д,	(VI. 48)
где Гж — средняя (обычно среднеарифметическая) температура
среды в трубе;
ε — коэффициент загрязнения (см. рис. 53);
аг — коэффициент теплоотдачи стенки трубы к среде, про¬
текающей в трубе, Вт/(м2-°С);
q — плотность теплового потока в рассматриваемой по¬
верхности нагрева, Вт/м2.
При расчете Гст по формуле (VI.48) величиной q обычно за¬
даются в пределах:
для пароперегревателей 9=150-4-650 кВт/м2;
для парообразующих пучков труб 9 = 504-1000 кВт/м2.
Меньшие значения q относят к парогенераторам малой и
средней форсировки, большие — для парогенераторов высокой и
сверхвысокой форсировки.
В процессе теплового расчета конвективных поверхностей
нагрева значение q уточняют, и если различие между получен¬
ным в расчете и принятым q не превышает 15% для перегрева¬
телей и 30% для парообразующих пучков труб, то второе при¬
ближение можно не делать.
В экономайзерах при условии, что температура продуктов
сгорания на входе в экономайзер O^400°C, температуру стенки
132

определяют приближенной зависимостью
Т„ъТж + 100.
Если же #<400° С, то надобность в подсчете Тст отпадает:
в этом случае излучением трехатомных газов можно пренебречь
и считать ал = 0.
В газовых воздухоподогревателях теплообмен излучением
в расчетах не учитывают, так как он вносит несущественный
вклад из-за низкой температуры продуктов сгорания.
VI.8. Температурный напор
Температурный напор зависит от температур греющей и нагре¬
ваемой сред и их взаимного направления движения. В практике
встречаются следующие основные схемы взаимного направле-
Рис. 60. Схемы взаимного направления движения сред (к определению
температурного напора).
ния движения: прямоточная, противоточная, перекрестная и
смешанная.
Прямоточная и противоточная схемы движения в чистом
виде могут встречаться только при продольном омывании обе¬
ими жидкостями, разделенными поверхностью нагрева.
Змеевиковые поперечно омываемые поверхности нагрева при
многократном токе (число ходов более четырех), несмотря на
перекрестное движение обеих жидкостей, также относят к пря¬
мотоку или противотоку (рис. 60, а и б).
Для прямотока, противотока и многократного перекрест¬
ного тока (с числом ходов более четырех) величина среднего
133

температурного напора At рассчитывают по формуле
Δ/б — Δ/Μ
At-
2,3 lg Δ/6/Δ/Μ
(VI.49)
где Ata— разность температур обеих жидкостей в том конце
поверхности нагрева Я, в котором она является наи¬
большей (например, ϋ·' — t' на прямотоке, рис. 60, а),
0 С;
AtM— разность температур обеих жидкостей в том конце
поверхности нагрева, в котором она является наи¬
меньшей; например, ·&"—i" при прямотоке (см.
рис. 60, а),0 С.
Рис. 61. Схемы перекрестного тока:
1 — однократного; 2 — двукратного; 3 — трехкратного; 4 — четырехкрат¬
ного.
При А/б/А^м^ 1,7 с достаточной для практических расчетов
точностью средний температурный напор определяют как сред¬
неарифметическое значение
At = —А/м.	(VI.50)
По формулам (VI.49) и (VI.50) подсчитывается температур¬
ный напор также и в тех случаях, когда температура одной из
жидкостей в процессе теплообмена не меняется (например, ts
в парообразующих пучках, см. рис. 60, в).
При одинаковых начальных и одинаковых конечных темпе¬
ратурах сред наибольшее значение температурного напора до¬
стигается при противоточной схеме движения, а наименьшее —
при прямоточной. Все прочие схемы движения жидкостей дают
промежуточное значение температурного напора.
Для перекрестного тока при числе ходов не более четырех,
а также для смешанного тока средний температурный напор
определяют по формуле
Δί = ψΔ/πρτ,	(VI.51)
где Δ/Πρτ — температурный напор, подсчитанный для схемы
противотока, °С;
ψ — поправочный коэффициент, учитывающий отличие
схемы движения сред от схемы противотока.
134

Рис 62 Номограмма для определения коэффициента ф, входящего в формулу
температурного напора при перекрестном токе (кривые/, 2, J и 4 относятся
к соответствующим схемам рис. 61).
135

Коэффициент ф всегда меньше единицы и зависит от числа
ходов и величины изменения температуры греющей и нагревае¬
мой сред.
При однократном и многократном перекрестном токе, если
взаимное направление потоков соответствует противоточной
схеме движения (рис. 61), коэффициент ф определяют по номо¬
грамме на рис. 62, на которой кривые 1, 2, 3 и 4 внизу рисунка
относятся к соответствующим схемам рис. 61.
Для определения ф по номограмме необходимо вначале под¬
считать безразмерные параметры
Ρ = τΑ®'—ϊ) и Д = τ6/τΜ,	(VI.52)
где τΜ — разность температур между входом и выходом той
среды (греющей или нагреваемой), у которой она
меньше, ° С;
те — разность температур между входом и выходом той
среды, у которой она больше, °С;
t'— начальные (при входе) температуры греющей и на¬
греваемой сред,0 С.
При многократном перекрестном токе, если взаимное на¬
правление потоков соответствует прямоточной схеме движения,
коэффициент ф также определяется с помощью номограммы на
рис. 62. В этом случае предварительно находят величину по
формуле
P'
l-n-p(fi-fl)]
Д.+ 1
1/п
(VI.53)
где п — число ходов в рассматриваемом газоходе.
Затем по величинам параметров р' и R с помощью кривой 1
на номограмме (см. рис. 62) находят коэффициент ф.
Средний температурный напор At при смешанном токе оп¬
ределяется по формуле (VI.51), в которой коэффициент ф бе¬
рется из графиков в зависимости от схемы движения сред (эти
графики в книге не приводятся).
Глава VII. АЭРОДИНАМИКА ПОТОКА
В ГАЗОВОЗДУШНОМ ТРАКТЕ
VII.I. Общие сведения
Для обеспечения процесса горения в топку непрерывно подают
топливо и воздух и отводят из нее продукты сгорания.
Воздух от вентилятора к топке движется по специальным
воздушным каналам — воздухопроводам; газы, двигаясь по га¬
зоходам, омывают расположенные в них поверхности нагрева,
136

а затем через дымовую трубу удаляются в атмосферу. Систему
каналов для движения газов и воздуха называют газовоздуш¬
ным трактом.
Воздух и газ, двигаясь в газовоздушном тракте, испытывают
сопротивление. Для преодоления этого сопротивления требу¬
ется энергия, источником которой является либо естественная
тяга, либо искусственное дутье. Естественная тяга возникает
вследствие разности плотностей воздуха, поступающего в топку,
и продуктов сгорания в газоходах парогенератора. Искусствен¬
ное дутье осуществляется с помощью вентилятора или комп¬
рессора.
Рис. 63. Схемы искусственного дутья в судовых парогенераторах:
а — с двойными стенками; б — с одинарной стенкой.
В судовых парогенераторах применяют, Как правило, искус¬
ственное дутье. На рис. 63 показаны два различных случая при¬
менения искусственного дутья.
При искусственном дутье давление газов в топке и газохо¬
дах превышает давление атмосферного воздуха в парогенера¬
торном отделении. Предотвращение протечек газа в парогене¬
раторное отделение достигается разными средствами, например
установкой в некоторых парогенераторах двухслойной обшивки
(кожуха), внутри которой движется подаваемый в топку воздух
с давлением более высоким, чем давление газов в топке и газо¬
ходах (рис. 63, а). В высокоэкономичных парогенераторах ма¬
лой форсировки давление газов в топке и газоходах лишь не¬
значительно превышает давление воздуха в парогенераторном
отделении. Это обстоятельство, а также тщательная герметиза¬
ция стен парогенератора позволяет отказаться от двойной об¬
шивки (рис. 63, б).
Газовоздушный тракт судового парогенератора представляет
собой канал сложной формы с большим числом поворотов,
137

причем его поперечное сечение неоднократно изменяется
(•рис. 64). Правильное конструирование отдельных элементов
газовоздушного тракта способствует снижению его аэродинами-
Рис. 64. Схема газовоздушного тракта судового паро¬
генератора малой форсировки с вентиляторным дутьем.
Воздушный тракт: 1 — вентилятор; 2 — напорный патрубок хо¬
лодного воздуха; 3 — межтрубное пространство воздухоподогре¬
вателя; 4 — напорный патрубок горячего воздуха; 5 — воздухо¬
направляющее устройство. Газовый тракт: 6 — топка; 7 — фес¬
тон; 8 — конвективная иГахта; 9 — основной и промежуточный
пароперегреватели; 10 — экономайзер; 11 — трубы воздухоподо¬
гревателя.
ческого сопротивления, а следовательно, и мощности, затрачи¬
ваемой на привод вентилятора.
Аэродинамическое'сопротивление газовоздушного тракта оп¬
ределяют с помощью расчета.
138

VII.2. Определение аэродинамического сопротивления
газовоздушного тракта
Воздух и продукты сгорания — вязкие среды. Движение их
в газовоздушном тракте сопровождается потерей энергии, за¬
трачиваемой на преодоление молекулярного и молярного (тур¬
булентного) трения. При этом действие вязкости проявляется
двояко. Во-первых, возникает трение движущегося газа о твер¬
дые поверхности; во-вторых, при различных изменениях направ¬
ления движения газа резко усиливается внутреннее трение в по¬
токе.
Аэродинамическое сопротивление любого элемента газовоз¬
душного тракта движению воздуха и газа в общем случае под¬
считывается в виде суммы
ΔΑ=ΔΑ1Ρ + ΣΔΑΜ + ΔΑΠ0Π ± Анив ± ΔhycK.	(VII.1)
Здесь обозначены:
AhTр — сопротивление трения;
ΣΔΛΜ — потеря давления на преодоление местных сопротив¬
лений;
Δ/ίποπ — сопротивление поперечно-омываемых пучков труб;
Лнив — нивелирный перепад давления;
Δ/iycK — потеря давления на создание ускорения потоку.
Сопротивление трения при продольном обтекании труб и ка¬
налов. Формула для подсчета этого вида сопротивления приме¬
нительно к потоку продуктов сгорания и воздуха имеет вид
Δ/Γτρ = ξ-^-Ρ^,	(VI 1.2)
где I — коэффициент сопротивления трения;
I — длина рассчитываемого участка трубы или канала, м;
da — эквивалентный диаметр, м;
р — средняя по длине канала плотность среды, кг/м3;
w — средняя по сечению и длине канала скорость потока,
м/с.
Коэффициент ξ в общем случае зависит от режима движения
жидкости, т. е. числа Re, и относительной шероховатости канала
—. Здесь k — средняя высота выступов на поверхности стенок
d э
канала, которую называют абсолютной шероховатостью.
При ламинарном режиме движения (Re<2300) влияние вы¬
ступов на трение невелико. Для этого случая коэффициент ξ за¬
висит только от числа Re и определяется по формуле
Величина А зависит от формы канала; для плоских каналов
А = 96; для труб — А = 64.
139

При турбулентном режиме движения (Re>2300) коэффици¬
ент I определяется по разным формулам в зависимости от того,
является ли канал гидравлически гладким или шероховатым.
Для гидравлически гладких каналов, у которых соблюдается
k 23
условие — ^—, высота выступов не превышает толщину лами-
d$ Rg
нарного подслоя, и поэтому шероховатость не влияет на трение.
Для гидравлически гладких каналов коэффициент трения зави¬
сит только от числа Re и определяется по формуле
0,3164
Re0’25 '
(VI 1.4)
Для гидравлически шероховатых каналов, у которых
k 23
— > —, высота выступов становится больше толщины погра-
d3 Re
ничного ламинарного подслоя. Поэтому выступы образуют в по¬
токе газа вихри, что влияет на коэффициент трения. Для гид¬
равлически шероховатых каналов коэффициент трения ξ зависит
только от относительной шероховатости (при Re k/d3> 500):
š
т+1’!4Т
(VI 1.5)
Величина абсолютной шероховатости стальных воздухопро¬
водов находится в пределах & = 0,1-У-0,2 мм.
Эквивалентный диаметр da, входящий в формулы (VII.2),
(VII.5) и в число Re, в случае течения в воздухопроводах и газо¬
ходах определяют по формуле (VI. 18). Для каналов прямо¬
угольного сечения формула (VI.18) имеет вид
4
2 аЬ
а + Ь’
(VI 1.6)
где а и b — размеры сторон поперечного сечения воздухопро¬
вода (газохода).
Скорость и плотность среды в формуле (VI 1.2) определяют
при средней температуре потока.
Местные сопротивления. Этот вид сопротивления связан с из¬
менением сечения канала (вход, выход, сужение и т. п.), пово¬
ротами потока, прохождением потоком заслонок и других пре¬
пятствий.
Местное сопротивление
Δ/ιΜ = ζ ,	(VI 1.7)
где ζ — коэффициент местного сопротивления, отнесенный к оп¬
ределенному сечению канала;
w — скорость потока в том же сечении канала, к которому
отнесен коэффициент ξ, м/с;	*-·
р — плотность среды в том же сечении, кг/м3.
140

Коэффициент ξ зависит от вида, формы местного сопротив¬
ления, размеров сечения канала и других факторов. Величина ζ
определяется экспериментальным путем.
Для одного и того же вида сопротивления на величину ζ
очень сильно влияет конструктивное оформление элемента ка¬
нала. Так, например, коэффициент сопротивления входа в канал
с прямыми кромками
(рис. 65, а) равен ζΒΧ =
= 0,5. Если же кромки за¬
круглены радиусом
^=0 ,\d, то коэффициент
сопротивления снижается
и становится равным ζΒΧ=
= 0,1ч-0,05 (рис. 65, б).
При выходе из канала
Свых^ 1,1·
На участке канала,
имеющего поворот, вели¬
чина ζποΒ зависит от угла
поворота и отношения ра¬
диуса кривизны к диамет¬
ру (Rldg). Влияние ради¬
уса кривизны заметно
проявляется при малых
значениях Rld3^2. При
больших значениях отно¬
шения Rida коэффициент
сопротивления зависит
только от угла поворота
а. Например, при а = 30-4-
4-70° ζποΒ = 0,1; а при а =
= 90 ζΠοΒ==0,2.
Следует избегать рез¬
ких поворотов, образован¬
ных путем сварки прямых
участков канала. Коэф¬
фициенты местного сопро¬
тивления таких поворотов
резко возрастают. На рис.
Рис. 65. К опре¬
делению мест¬
ных сопротив¬
лений при вхо¬
де в канал:
а — вход с пря¬
мыми кромка¬
ми; б — вход
с закругленны¬
ми кромками.
Рис. 66. Схемы колен
с поворотом на 90°:
а — резкий поворот без
закругления; б — резкий
поворот с закруглением
внутренней кромки; в —
плавный поворот (b —
размер стороны газохо¬
да квадратного сече¬
ния) .
66 в качестве примера показаны различные варианты выполне¬
ния поворота на 90° газоходов прямоугольного сечения. Резкий
поворот (рис. 66, а) дает увеличение коэффициента местного со¬
противления более чем в пять раз по сравнению с плавным по¬
воротом (рис. 66, в).
Величины коэффициентов местных сопротивлений приво¬
дятся в справочной литературе.
Сопротивление воздухонаправляющих устройств. Значитель¬
ные аэродинамические сопротивления возникают при движении
141

воздуха в воздухонаправляющих устройствах. Эти сопротивле¬
ния относят к местным и поэтому их определяют по формуле,
справедливой для местных сопротивлений
2
АКя.у = £вн. У »	(VII.8)
где ζΒΗ. у — коэффициент сопротивления воздухонаправляющего
устройства;
йУф — скорость воздуха, отнесенная к проходному сечению
фурмы, м/с;
р — плотность воздуха, поступающего к воздухонаправ¬
ляющему устройству, кг/м3.
Конструкцию и размеры воздухонаправляющих устройств
выбирают при проектировании парогенератора в зависимости от
производительности форсунок, способа и глубины регулирова¬
ния расхода мазута, способа подачи воздуха и др. Наибольшее
распространение в судовом парогенераторостроении получили
однозонные воздухонаправляющие устройства. Для них ζΒΗ. у =
= 2,4-=-2,8. Для двухзонных воздухонаправляющих устройств
ζπιι. у = 3,3.
Действительная скорость воздуха в фурме с учетом проте¬
чек воздуха через неплотности закрытых регистров .неработаю¬
щих воздухонаправляющих устройств определяется по формуле
(VI 1.9)
πάφ п 273	р в
где φ — коэффициент, учитывающий влияние протечек воздуха;
а — коэффициент избытка воздуха;
V0 — теоретически необходимое количество воздуха, м3/кг;
В — расход топлива, кг/с;
άφ — диаметр отверстия фурмы, м;
п — число включенных (работающих) форсунок;
рв — давление воздуха перед воздухонаправляющим устрой¬
ством, МПа;
/в — температура воздуха, °С.
Коэффициент φ определяется опытным путем в зависимости
от отношения числа работающих форсунок п к общему числу
установленных форсунок Ν. Эти данные показаны на рис. 67.
Диаметр отверстия фурмы άφ у парогенераторов с вентиля¬
торным дутьем выбирают исходя из скорости воздуха в сечении
фурмы и нормального ряда типоразмеров. Скорость Шф на мак¬
симальной нагрузке для обеспечения хорошего перемешивания
распыленного топлива с воздухом рекомендуется принимать
в пределах Шф = 254-50 м/с (меньшее значение относится к бо¬
лее высоким коэффициентам избытка воздуха).
Сопротивление поперечно-омываемых пучков труб. Опытами
установлено, что при поперечном омывании пучков труб сопро¬
142

тивление трения составляет незначительную долю общего со¬
противления пучка. Основную потерю составляют местные со¬
противления, которые возникают из-за чередующихся сужений
и расширений потока.
Все расчетные формулы для определения сопротивлений при
поперечном омывании трубных пучков получают эксперимен¬
тально, при продувке моделей.
Обработку опытных данных производят с привлечением тео¬
рии подобия с тем, чтобы распространить результаты единич¬
ных опытов на многие другие случаи поперечного омывания.
Обычно результаты опытов обрабатывают в виде зависимости
критерия Эйлера от критерия
Рейнольдса, т. е.
Eu = С Re", (VII.10)
где критерий Эйлера
Ευ = ΔΛποπ (viul)
рш2
В формулах (VII.10) и
(VII.11) обозначены:
Δ/Ζποπ — потеря давления при
поперечном омывании
потоком трубного
пучка, Па;
р — средняя плотность
среды, кг/м3;
w — средняя скорость потока в сжатом сечении канала,
загроможденного трубами, м/с;
Сип— коэффициенты, определяемые опытным путем.
Если в уравнение (VII. 10) вместо критерия Eu подставить
его значение из формулы (VII.11) и решить уравнение относи¬
тельно величины Ahnon, то получим
Д/гпоп = 2С Re" .	(VII. 12)
Обозначим произведение 2CRe" через коэффициент сопро¬
тивления поперечно-омываемого пучка ζΠοπ· Тогда в окончатель¬
ном виде формула для определения сопротивления при попереч¬
ном омывании трубных пучков запишется так
ΔήΠΟπ = ζποπ^.	(VII.13)
Коэффициент сопротивления гладкотрубного пучка с кори¬
дорным расположением труб определяют по формуле
ζποπ = ζ<Κ,	(VII. И)
Рис. 67. График для определе¬
ния коэффициента φ, учитываю¬
щего утечки воздуха через не¬
плотности регистров неработаю¬
щих воздухонаправляющих уст¬
ройств.
143

где ζο — коэффициент сопротивления, отнесенный к одному ряду
труб;
ζ — число рядов труб в направлении движения потока.
Величину ζ0 для коридорного пучка определяют по следую¬
щим формулам:
при
s2 ^ s2 и 0,12 sg ψ eg 1:
ζ0 = 1,52	lj“°V'2 Re-0’2;	(VII. 15)
при
sx>s2 и 1<ф	8:
ζ0==0,32	— l) 0’5(ψ-0,9)-0,68Re~^.	(VII.16)
В этих формулах обозначены:
Si и s2 — соответственно поперечный й продольный шаги
труб;
d— наружный диаметр труб;
ψ — геометрический параметр, равный
ψ=(δι —d)/(s2—d).
Коэффициент сопротивления трубного пучка с шахматным
расположением труб
ζποπ — ζο (z+ 1)·	(VII. 17)
Величину ζο для шахматного пучка труб, имеющего 0,14^
^Ξφ^1,7, можно найти по формулам:
при — <2:
d
ζο =
3,2 + (4,6—2,7φ)^2,0—
Re-0,27; (VII. 18)
при — ^ 2:
d
ζ0 = 3,2 Re-0,27.
(VII.19)
Для стесненных шахматных пучков при
l,7sC<p<5,2
ζο — 0,44 (cp -j- l)2 Re-°'2.
(VI 1.20)
В формулы (VII. 18), (VII.19) и (VII.20) входит коэффи¬
циент, φ, равный отношению
где s'2 = 1^0,25s^+s| —диагональный шаг.
144

Сопротивления входа газа в поперечно-омываемый пучок и
выхода из него отдельно не подсчитывают, так как они учтены
в коэффициенте сопротивления ζ ПОП·
Если пучок труб омывается потоком не перпендикулярно,
а под острым углом β = 30-^75°, то величину сопротивления дви¬
жению газов при поперечном обтекании необходимо умножить
на коэффициент 1,1.
Нивелирный перепад давления. Нивелирный перепад давле¬
ния (самотяга) возникает вследствие разности плотностей окру¬
жающего воздуха и горячих продуктов сгорания (рис. 68). На
восходящих участках газохода подъемная сила самотяги явля¬
ется полезной: она помогает преодолевать гидравлическое со¬
противление тракта. На нисходя¬
щих участках тракта, где продукты
сгорания движутся вниз, самотяга
препятствует движению.
Нивелирный перепад давления
в газовоздушном тракте парогене¬
ратора, равный по величине само- сила
тяге, определяется по формуле
Кш= ±#&(рв—pr)> (VII.21)
где Я —высота газохода, м;
g — ускорение, вызываемое Рис. 68, Схема к определению
силой гравитации, м/с2;	нивелирного ^перепада давле-
рв — плотность окружающего
воздуха, кг/м3;
рг —плотность горячих продуктов сгорания в газоходе,
кг/м3.
Знак плюс берется при нисходящем движении, знак минус —
при восходящем. Это значит, что в первом случае общее сопро¬
тивление движению газов увеличивается, во втором.— умень¬
шается.
Потеря давления на создание ускорения. Ускорение (замед¬
ление) потока происходит при изменении сечения канала или
температуры потока.
Потеря давления на создание ускорения, обусловленная из¬
менением сечения канала, учитывается соответствующим коэф¬
фициентом местного сопротивления. В связи с этим потерю дав¬
ления на ускорение обычно считают зависящей только от изме¬
нения температуры среды.
Потеря давления, связанная с изменением скорости, опреде¬
ляется по формуле
AhycK = pw(w2—Wi).	(VI 1.22)
В этой формуле рw — массовая скорость потока, а и и2 —
скорости потока соответственно в начале и конце газохода.
145

Используя закон Бойля — Мариотта, выразим разность
w2 — wi следующим образом
Щ—wy = w Ti~Tl .	(VI1.23)
Здесь Τι и T2 — температура среды соответственно при входе
в газоход и выходе из него, а Т — средняя температура среды
в газоходе, К.
Подставим эту разность в формулу (VII.22) и получим
AhycK = pw*-T~^Tl .	(VII.24)
В случае нагревания жидкости значение ΔhyCK положитель¬
ное, в случае охлаждения — отрицательное.
VI 1.3. Режимные характеристики
центробежного вентилятора
и характеристика газовоздушного тракта
Вентилятор предназначен для подачи воздуха в парогенератор
в количестве, достаточном для полного сгорания топлива. Для
этого он должен развивать напор, равный сопротивлению газо¬
воздушного тракта при данном расходе воздуха.
Вентиляторы должны обладать высоким к. п. д., экономич¬
ным регулированием при изменении нагрузки, высокой надеж¬
ностью, умеренной шумностью.
Существуют два основных типа вентиляторов: центробежные
и осевые. На судах чаще всего применяют центробежные вен¬
тиляторы. Применение осевых вентиляторов целесообразно
лишь для парогенераторов очень высокой производительности
(£>>50 кг/с).
К преимуществам центробежных вентиляторов относят срав¬
нительную простоту устройства и обслуживания, надежность в
работе, равномерность в подаче воздуха, относительно неболь¬
шую длину и малую массу. Недостатки — сравнительно низкий
к. п. д. гидравлической части, большие размеры диаметра ко¬
леса, а следовательно, и невысокая частота вращения.
Рассмотрим способ определения мощности вентилятора.
Прежде чем определить мощность вентилятора, подсчитаем
объемное количество воздуха, проходящего через вентилятор
в единицу времени, или производительность вентилятора:
У =	(VI 1.25)
где	а ■— коэффициент избытка воздуха;
V0 — теоретически необходимое количество воздуха для
полного сгорания 1 кг топлива, м3/кг;
146

В„акс — расход топлива на максимальной нагрузке, кг/с;
tB — температура воздуха при входе в вентилятор, °С.
Мощность на валу вентилятора
с — коэффициент запаса, учитывающий возможные экс¬
плуатационные отклонения производительности от
нормальных значений, принимают равным 1,1;
а — коэффициент запада по напору, который принимают
равным 1,2;
ΣΔ/ι— аэродинамическое сопротивление газовоздушного трак¬
та, Па;
ηΒ — гидравлический к. п. д. вентилятора (в зависимости
от типа вентилятора, он равен 0,6—0,65);
ηΜ — механический к. п. д. вентилятора (на полной нагрузке
примерно равен 0,95).
Произведение cV называют расчетной производительностью
Ур, а произведение αΣΔ/ι— расчетным напором Яр. Подставив
эти обозначения в формулу (VII.26), получим
Зависимость напора Я от производительности при постоян¬
ной частоте вращения п или постоянном к. п. д. называют ха¬
рактеристикой вентилятора. На рис. 69 показаны графики ха¬
рактеристик разных частот вращения и к. п. д.
Обычно вместе с характеристиками вентилятора показывают
и характеристику газовоздушного тракта или, как ее называют,
характеристику сети. Под характеристикой понимают зависи¬
мость аэродинамического сопротивления тракта от производи¬
тельности вентилятора, т. е. ΣΔ/ι = /(Γ). Поскольку напор вен¬
тилятора всегда численно равен аэродинамическому сопротив¬
лению тракта, то характеристику сети можно выразить и такой
функцией H = f(V). Графически характеристика сети близка
к квадратичной параболе, проходящей через начало координат
(кривая О А на рис. 69).
Точка пересечения характеристики сети с характеристикой
вентилятора (эту точку называют рабочей) соответствует на¬
пору и производительности вентилятора, которые он имеет при
данной частоте вращения (на рис. 69 рабочая точка 1 соот¬
ветствует величинам Я4 и V\ при частоте вращения п\).
При выборе вентилятора необходимо стремиться к тому,
чтобы рабочая точка находилась на нисходящей ветви кривой
п = const, так как именно нисходящая ветвь соответствует устой¬
чивой (без помпажа) работе вентилятора. Одновременно с этим
	сГа2 bh
ΉβΉμ
(VI 1.26)
(VI 1.27)
ηΒηΜ
147

рабочая точка должна лежать на линии максимального к. п. д.
вентилятора или находиться вблизи от этой линии.
Вентиляторам судовых парогенераторов приходится рабо¬
тать не только на расчетном режиме; значительную часть вре¬
мени они работают на долевых нагрузках, отличных от полной
или расчетной. Экономичность работы при этом в значительной
степени зависит от способа регулирования производительности
вентилятора.
Самым простым является регулирование дроссельной заслон¬
кой. В этом случае производительность вентилятора изменяют
закрытием или открытием заслонки, устанавливаемой обычно
в воздушном тракте. Прикрывая или открывая заслонку, меняют
сопротивление газовоздуш¬
ного тракта, т. е. характе¬
ристику сети. Например,
желая уменьшить произво¬
дительность вентилятора,,
прикрывают заслонку, ха¬
рактеристика сети стано¬
вится более крутой и рабо¬
чая точка переместится по
кривой п = const из положе¬
ния 1 в точку 2 (стрелка а
на рис. 69). При этом про¬
изводительность уменьшит¬
ся от значения V\ до V2.
Рассмотренный метод
регулирования является не¬
экономичным по следую¬
щим причинам. Во-первых,
при уменьшении производи¬
тельности рабочая точка перемещается в область меньших
' к. п. д. Во-вторых, уменьшение производительности сопровож¬
дается ростом аэродинамического сопротивления и, следова¬
тельно, напора вентилятора. В результате часть мощности вен¬
тилятора непроизводительно затрачивается на преодоление
искусственно введенного дополнительного сопротивления — за¬
слонки (на рис. 69 дополнительное сопротивление равно Ядр).
Другой'способ регулирования производительности вентиля¬
тора·— изменением частоты вращения при неизменной характе¬
ристике сети — является более экономичным. При таком спо-·
собе регулирования, для того чтобы уменьшить производитель¬
ность до V2, снижают частоту вращения до п5, рабочая точка
переместится по кривой характеристики сети из положения 1
в точку 3 (стрелка б), что соответствует желаемой производи¬
тельности. При этом уменьшилась не только производитель¬
ность, но и напор, который стал равным Я2, а величина к. п. д.
почти не изменилась.
148

Vn.4. Метод расчета параметров воздуха „
и продуктов сгорания
в тракте высоконапорного парогенератора
Расчет аэродинамических сопротивлений движению воздуха и
газов в высоконапорных парогенераторах производится по тем
же формулам, что и в парогенераторах с вентиляторным дутьем.
При этом плотность и скорость среды, входящие в формулы
аэродинамических сопротивлений, определяются с учетом по¬
вышенного давления газов и воздуха.
Рис. 70. Схема газовоздушного тракта высоконапор¬
ного парогенератора.
1 — компрессор; 2 — топка; 3 — экономайзер; 4 — газоход; 5 —
газовая турбина.
Рассмотрим метод расчета параметров продуктов сгорания
и воздуха в газовоздушном тракте высоконапорного парогене¬
ратора.
На рис. 70 приведена схема газовоздушного тракта высоко¬
напорного парогенератора и обозначены параметры воздуха и
газов. Давление воздуха перед компрессором pi будет меньше
атмосферного на величину потери давления во всасывающем
патрубке ΔhBC. Температура воздуха перед компрессором Τι
равна температуре наружного воздуха Т0.
В компрессоре 1 происходит сжатие воздуха до давления
Рч. Отношение рч/р1 = г называется степенью повышения дав¬
ления.
Теоретическая температура воздуха за компрессором Т'2
может быть определена из следующего соотношения между тем-
149

пературой и давлением в процессе адиабатного сжатия воздуха
ft—1
k ·	(VI 1.28)
Здесь k— показатель адиабаты для воздуха, он равен 1,4.
Заметим, что уравнение (VII.28) и последующих уравнениях
температура выражена в градусах абсолютной шкалы (К).
Вследствие внутренних потерь энергии, сопутствующих ра¬
боте компрессора, часть подведенной к нему энергии расходу¬
ется не на сжатие воздуха, а на дополнительное повышение
температуры воздуха за счет трения. Поэтому действительная
температура воздуха за компрессором Т2 равна
n =	(VI 1.29)
где т]к — внутренний к. п. д. компрессора, принимаемый для
осевых компрессоров на номинальном режиме работы
равным 0,75—0,85;
I — величина, определяемая выражением
ft-l
1 = ε k —1.
Воздух, сжатый в компрессоре, подается к воздухонаправля¬
ющим устройствам и далее в топку парогенератора. В топке
происходит смешивание воздуха с топливом и горение смеси.
Давление образующихся продуктов сгорания равно
Рт = р2—ΔΛΒΠ—А/гвн.у,	(VII.30)
где АНвп — потеря давления в воздухопроводе от компрессора
до воздухонаправляющих устройств и AhBH,y·—по¬
теря давления в воздухонаправляющих устройствах.
В топке при Рт = const процесс тепловыделения сопровожда¬
ется охлаждением продуктов сгорания. Температуру газов за
топкой Т3, т определяют по формуле (V.16) или (V.18) с уче¬
том истинного давления в топке рт.
Движение газов в конвективных поверхностях нагрева со¬
провождается их охлаждением и сйижением давления на ве¬
личину аэродинамического сопротивления всех поперечно-омы-
ваемых трубных пучков ΣΔ/ζΠΟπ·
Состояние газов перед турбиной характеризуется парамет¬
рами р3 и Т3, причем
Рз = Рт—HAA™,,.	(VII.31)
Величину Г3 определяют в тепловом расчете конвективных
поверхностей нагрева.
В турбине происходит расширение газов, при этом понижа¬
ются и давление и температура (на рис. 70 параметры газа
150

за турбиной обозначения р4 и Г4). Отношение давлений р3/р4=
— е называют степенью расширения газов в газовой турбине.
Величина Г4 с учетом внутренних потерь рассчитывается по
формуле
r4 = rs(l-Titm),	(VI 1.32)
где г)т — внутренний к. п. д. турбины, который для полной на¬
грузки принимают равным 0,78—0,81;
т — коэффициент, определяемый уравнением
m=l—J-p	(VI 1.33)
Здесь Κι — показатель адиабаты (для продуктов сгорания К\ =
= 1,33).
Давление газов за турбиной р4 выше атмосферного на вели¬
чину сопротивления движению газов в газоходе AhTX и дымовой
трубе А/гд. т, т. е.
Pi — Ро + Δ/ιΓΧ -f- АЛД.Т.	(VI 1.34)
Если есть внешний экономайзер, установленный за газовой
турбиной, в правую часть выражения (VII.34) надо прибавить
величину его аэродинамического сопротивления.
При заданном расходе топлива газовая турбина развивает
вполне определенную мощность Ντ. Эта мощность может быть
больше или меньше мощности Νκ, необходимой компрессору.
Равенство Ντ и Νκ с учетом механических потерь в турбонадду-
вочном агрегате соблюдается только на одной нагрузке пароге¬
нератора. Запишем это равенство
Ν± = Ντ,	(VI 1.35)
1ЙМ
где т]м — коэффициент, учитывающий механические потери в
турбонаддувочном агрегате.
Мощность, потребляемая компрессором,
NK = GB(i2-t1),	(VII.36)
где Go — массовый расход воздуха через компрессор, кг/с;
ti, t2 — энтальпия воздуха при входе в компрессор и выходе
из него, Дж/кг.
Будем считать воздух идеальным газом. Для идеальных га¬
зов справедливы выражения: di = cvdT и k—ii=cB (Т%—Τι), где
св — изобарная массовая теплоемкость воздуха, равная
1005 Дж/(кг-°С). Тогда вместо уравнения (VII.36) можем за¬
писать
Nk = Gbcb(T2 — Tj).	(VI 1.37)
151

Из уравнения (VII.29) можно записать
Tt-T^J-TJ.	(VI 1.38)
Пк
Уравнение (VII.37) с учетом формулы (VII.38) приобретает
следующий вид
NK = GBcB — Тг1.	(VI 1.39)
%
Массовый расход воздуха через компрессор подсчитывают
по формуле
GB = 1,02αV°p°bB,	(VI 1.40)
где 1,02 — коэффициент, учитывающий утечки и добавочный
расход воздуха для охлаждения диска газовой тур¬
бины;
р°—плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м3.
Внутренняя мощность, развиваемая газовой турбиной,
NT = Grcr(T3—Ti).	(VII.41)
Из выражения (VII.32) получаем
73—Γ4 = ητΤ3/η.	(VII.42)
После подстановки разности температур из уравнения
(VII.42) в формулу (VI 1.41) получаем выражение для мощ¬
ности газовой турбины
NT = Grcrr\TT3m,	(VI 1.43)
где Gr — массовый расход газов, кг/с;
сг—массовая изобарная теплоемкость продуктов сгорания;
(для газа среднего состава теплоемкость равна
1042 Дж/(кг-°С).
Массовый расход газов через турбину определяется по фор¬
муле
Or = (aV°p°+ 1)В.	(VI 1.44)
Подставляя в равенство (VII.35) величины Νκ и Ντ из
(VII.39) и (VII.43), получаем
GBcB w Τχ1 = °АЧт7>·	(VI 1.45)
Из уравнения (VI 1.45) находим температуру газов перед га¬
зовой турбиной Т3
Тз = СвСв_^\	1_'	(VII.46)
ОгСг ηκηΜητ m
Найденное по формуле (VII.46) значение Т3 сопоставляют
с тем, которое получено в тепловом расчете парогенератора. При
152

несовпадении этих значений делают второе приближение, пред¬
варительно изменив степень сжатия воздуха ε и степень рас¬
ширения газов е. Естественно, что при этом изменяется сопро¬
тивление газовоздушного тракта парогенератора, а также дав¬
ление газов перед турбиной р3.
Метод определения параметров газа и воздуха высоконапор¬
ного парогенератора на режимах, характеризующихся небалан¬
сом мощности газовой турбины и компрессора, сложен. На
практике применяют приближенные методы. При этом пользу¬
ются графиками, построенными по данным промышленных ис¬
пытаний высоконапорных парогенераторов.
Глава VIII. ЗАКОНОМЕРНОСТЬ ДВИЖЕНИЯ
СРЕДЫ В ТРУБЕ
VIII.1.	Общие сведения
Надежность работы поверхностей нагрева парогенератора за¬
висит от температуры металла труб. Если во время эксплуата¬
ции эта температура не превышает допустимого для данного
металла значения, то поверхность нагрева будет работать дли¬
тельное время без повреждений. В противном случае металл
разрушится, и парогенератор выйдет из строя.
Топочные газы в парогенераторе являются греющей средой,
которая омывает трубы и нагревает металл труб. С другой сто¬
роны, вода и пар, движущиеся, как. правило, внутри труб, яв¬
ляются для металла охлаждающей средой. Чем выше интенсив¬
ность охлаждения, определяемая величиной коэффициента теп¬
лоотдачи 02, тем ниже температура металла. Одна из задач
данной главы — рассмотреть факторы, влияющие на интенсив¬
ность охлаждения труб.
При течении однофазной среды—'воды или перегретого
пара — величина сс2 зависит главным образом от скорости по¬
тока, и проблема снижения температуры металла решается
здесь вполне определенно и однозначно. При течении двухфаз¬
ной среды ^пароводяной смеси — на величину а2 влияет ре¬
жим течения потока. Например, в высоконапряженных поверх¬
ностях нагрева, для которых характерны высокие значения
скорости пароводяной смеси и плотности теплового потока, ко¬
эффициент <Х2 в некоторых случаях зависит от таких характери¬
стик двухфазного потока, как паросодержание, скорость дви¬
жения и структура потока. Опытом установлено существование
таких режимов течения пароводяной смеси, при которых тепло-
153

отдача резко ухудшается, а температура стенки трубы соответ¬
ственно возрастает. Это явление называют кризисом теплооб¬
мена, и его нельзя не учитывать при проектировании и расчете.
Из сказанного ясно, что без знания закономерностей дви¬
жения и характеристик двухфазной среды в трубах невозможно
грамотно выбрать и правильно рассчитать температурный ре¬
жим металла труб для обеспечения их надежной работы.
Различают два вида движения пароводяного потока: напор¬
ное и безнапорное. При напорном движении обе фазы, вода и
пар, имеют конечные скорости, которые в частном случае могут
быть равными. При безнапорном движении одна из фаз —
вода либо неподвижна, либо обладает малой по сравнению
с паром скоростью. В качестве примера безнапорного движения
служит движение паровых пузырей через слой воды в паро¬
водяном коллекторе. Этот процесс называют барботажем.
В данной главе рассматривается только напорное движение.
VIH.2. Характеристики двухфазного потока
Для характеристики двухфазного потока пользуются массовыми
и объемными параметрами. Каждый из этих параметров,
в свою очередь, может быть расходным или истинным.
Рис. 71. Схема парообразующей трубы (к определению характе¬
ристик двухфазного потока).
Расходные параметры (характеристики), как видно из на¬
звания, определяются величинами расходов отдельных фаз
(пара, воды) и смеси в целом. Расходные параметры подсчиты¬
вают с помощью уравнений материального и теплового балан¬
сов без учета различия скоростей фаз.
Истинные параметры (характеристики) отражают действи¬
тельные скорости пара и воды в пароводяном потоке, и поэтому
они характеризуют истинное распределение фаз по сечению и
длине канала (трубы).
Массовое паросодержание. На рис. 71 показана схема рав¬
номерно обогреваемой трубы, имеющей длину I и площадь по¬
перечного сечения /. В трубу поступает недогретая до кипения
вода, которая на участке длиной /эк нагревается до температуры
154

кипения. При дальнейшем движении вода кипит и из трубы вы¬
ходит пароводяная смесь. Массовый расход воды равен D0, па¬
роводяной смеси DCM. При стационарном режиме эти расходы
будут равны друг другу и сумме расходов фаз
D0 = DCM = Dn + DB.	(VIU-1)
Здесь Dn и DB — массовый расход соответственно пара и воды,
находящихся в смеси.
Тепловая мощность, переносимая пароводяной смесью, равна
сумме мощностей, переносимых водой и паром:
А:м1'см = DJ' + Dn(i' + r),	(VIII. 2)
откуда энтальпия пароводяной смеси
(Dn -f~ Рв) I Dn
DrM	Dr Μ
г.
(VIII.3)
В этих формулах Г — энтальпия воды при температуре ки¬
пения и г — теплота парообразования.
Отношение массовых расходов пара и смеси Dn/DCM назы¬
вают расходным массовым паросодержанием или просто мас¬
совым пар о содержанием х. Поэтому уравнение (VIII.3) с уче¬
том формулы (VIII. 1) можно записать так:
1'см = *' + */··	(VIII.4)
Составим уравнение теплового баланса для элементарного
участка длиной dz парообразующей части трубы (рис. 71):
тепловая мощность qidz, отданная участку греющей средой,
равна тепловой мощности D0di, воспринятой пароводяной
смесью при прохождении того же участка. Запишем это равен¬
ство и проинтегрируем обе части
‘сМ	2
D0 f di — qi f dz.	(VII 1.5)
'эк
Здесь qi — плотность теплового потока, отнесенная к единице
длины трубы;
z — расстояние от начала трубы до рассматриваемого
участка.
В результате интегрирования получаем
A>r(iCM-0 = <7/(z-Q,	(VIII.6)
откуда
I qi (г — СП
Do
(VIII.7)
Сравнивая правые части уравнений (VIII.4) и (VIII.7), не¬
трудно видеть, что массовое паросодержание в сечении г равно
Ь (г~*эк)
Do
(VIII.8)
155

Из уравнения (VIII.8) видно, что массовое паросодержание
в обогреваемой трубе — величина переменная. При г = /эк пара
еще нет, и поэтому х=0; при z=l величина х соответствует
паросодержанию в выходном сечении трубы.
Массовое паросодержание х является важнейшей расходной
характеристикой пароводяного потока. Она позволяет опреде¬
лить такие расходные параметры пароводяной смеси, как удель¬
ный объем 1>см (или плотность рсм=1/Усм) и энтальпию iCM
vCM = v"x + v' (1— х);	(VIII.9)
icM = i"x + i'( 1-х)·	(VI11.10)
В этих формулах величины с одним штрихом относятся к
кипящей воде, а с двумя штрихами·—к сухому пару. Разность
(1—х) представляет собой влажность пара.
Скорость пароводяного потока. С помощью х можно опре¬
делить такой расходный параметр, как скорость пароводяной
смеси да см- Если поперечное сечение трубы обозначить буквой
f, то средняя по сечению трубы скорость
®с«=Ау^·	(VIII.11)
В обогреваемой трубе удельный объем пароводяной смеси
осм изменяется по длине трубы. Поэтому и скорость досм—
также величина переменная.
Подставив в уравнение (VIII.11) значение υ0Μ из формулы
(VIII.9), получим
®см =
ι+χ{ν
(VIII.12)
Здесь величину до0, равную отношению D0v'/f, называют при¬
веденной скоростью пароводяной смеси. Эта величина численно
равна скорости, которую имела бы вода, если бы она протекала
через данное сечение трубы с тем же массовым расходом, что
и пароводяная смесь.
Если учесть равенство и=1/р, то уравнение (VIII.12) можно
записать следующим образом
^см = ^0
(VIII. 13)
Познакомимся еще с одной расходной характеристикой. За¬
пишем выражения для скоростей воды и пароводяной смеси
и решим их относительно произведения скорости на плотность
®оРо = А)//;	)
^смРсм = DJf, J
где ро — плотность воды при входе в трубу.
(VIII. 14)
156

Поскольку D0 — DCM и если /=const, то имеем
w0p0 = г^смРсм = W = const.
(VIII.15)
Произведение скорости потока на его плотность называют
массовой скоростью. Она численно равна массе среды, прохо¬
дящей в единицу времени через единицу поперечного сечения
трубы. Согласно уравнению (VIII. 15), при /=const массовая
скорость постоянна по длине трубы.
Заметим, что величины w0, wCM и wр явля¬
ются расходными характеристиками, и по ним
нельзя судить о действительных скоростях фаз.
Объемное паросодержание. Обозначим бук¬
вами Vn, Ув и Уом объемные расходы соответ¬
ственно пара, воды и пароводяной смеси и запи¬
шем равенство
β = ——— = -^-.	(VIII.16)
Vn + Ув Рем
Величину, равную отношению объемного рас¬
хода пара к объемному расходу пароводяной
смеси, называют расходным объемным паросо¬
держание м или просто объемным паросодержа-
нием β. По величине β судят о том, какую часть
расхода в объемных единицах составляет паро¬
вая фаза.
Истинное паросодержание. Рассмотрим по¬
казанную на рис. 72 трубу длиной /, в которой
движется пароводяная смесь. Условно будем счи¬
тать, что вода и пар движутся раздельно. Обо¬
значим часть сечения, занятую паром, буквой fn,
а занятую водой — буквой fB. Тогда сечение
трубы / = /п + /в·
Введем следующее обозначение
Схема
паро-
смеси
f„l
Ф — —.
п
(VIII.17)
Рис. 72.
течения
водяной
в трубе (к оп¬
ределению ис¬
тинного паро-
со держания).
Отношение объема пара /п/, находящегося в трубе, к объему
трубы fl называют истинным объемным паросодержанием или
просто истинным паросодержанием φ. Значение φ представляет
собой важнейшую объемную характеристику двухфазного по¬
тока. Ее величина показывает, какая доля объема трубы занята
паром.
Обычно в формуле (VIII.17) величину / сокращают, и тогда
истинное паросодержание
Ф = /„//.	(VIII.18)
В этом случае истинное паросодержание φ часто называют
долей сечения трубы, занятой паром.
157

Паросодержание φ характеризует истинные скорости фаз
в пароводяном потоке. Вернемся к рис. 72. Будем считать, что
пар имеет скорость wn, он проходит через площадку величиной
/п и при этом истинное паросодержание равно φ. Затем при тех
же самых расходах пар стал двигаться с большей скоростью,
а вода — с меньшей. Естественно, что для пара в этом случае
потребуется меньшая площадка в сечении трубы, а для воды —
большая. Поэтому величина φ при изменении скоростей фаз
стала иной, в то время как расход фаз и расходные характе¬
ристики потока X и β остались неизменными.
Одним из важнейших параметров в движущем напоре при
естественной циркуляции является истинная плотность паро¬
водяной смеси р”м, которую можно подсчитать лишь с по¬
мощью характеристики φ
Рсм=ФР,/ + (1-ф)Р'·	(VIII. 19)
Величина р”м —есть плотность заполняющей трубу среды,
независимо от того, движется эта среда или она неподвижна.
Связь между различными паросодержаниями. Мы познако¬
мились с тремя паросодержаниями: х, β и φ. В практических
расчетах часто бывает необходимо по известной величине х
найти паросодержания β и φ. Поэтому интересно установить
связи между этими параметрами.
Найдем связь между β и х. Для этого в правую часть урав¬
нения (VIII. 16) подставим значения объемных расходов, полу¬
ченные из следующих выражений
V-а = xDcJ р";
VB = (1—x)Dmlp'.
(VI11.20)
После подстановки получим
β =	г1	у·	(VIII.21)
1 —X р"
X р'
Как видно из уравнения (VIII.21), связь между β и х пол¬
ностью определяется отношением плотностей сухого пара р" и
кипящей воды р', а это отношение, в свою очередь, однозначно
зависит от давления. На рис. 73 показана зависимость β = /(χ)
для различных давлений.
Установим связь между паросодержанием φ и β. Запишем
выражения для скоростей пара и воды
W - ^ .
Еп .
" г, -
э-
1
w Vb -
m
1
В /в
г
;Θ
(VIII.22)
158

Будем считать, что скорости фаз одинаковы, т. e. wn = wB.
Тогда, приравняв правые части (VIII.22), получим
φ =	=β.	(VI11.23)
V„ + VB r	v	'
Таким образом, в частном случае равенства скоростей фаз
истинное и объемное паросодержания равны между собой. В об-
Рис. 73. Зависимость расходного объемного паросодержания β от массового
паросодержания х для различных давлений.
щем случае реального течения пароводяного потока скорости
фаз отличаются друг от друга, и тогда зависимость между φ
и β представляют в таком виде
φ = εβ,	(VIII.24)
где с — коэффициент пропорциональности, учитывающий отно¬
сительную скорость фаз. Величину с определяют исключительно
опытным путем.
На рис. 74, а показана зависимость коэффициента с от ско¬
рости смеси и давления, полученная при исследовании течения
восходящего потока в вертикальной трубе. Эта зависимость ог¬
раничена объемным расходным паросодержанием β^0,9. Если
159

же β>0,9, то величину φ определяют по графикам рис. 74, б
в зависимости от β и коэффициента с (с —из графиков
рис. 74, а).
Опытные зависимости на рис. 74 получены для трубы с внут¬
ренним диаметром dBH=30 мм. Тем не менее они могут быть
использованы и для других труб. Для этого достаточно подсчи-
Рис. 74. Графики для определения коэффициента с в формуле φ = οβ и ис¬
тинного паросодержания φ (вертикальные трубы йВн=30 мм): а) β^0,9;
б) β>0,9.
тать скорость пароводяной смеси с учетом поправки на диаметр,
а именно
=	(VIII.25)
В формуле (VIII.25) обозначены:
wPM —расчетная скорость, с помощью которой определяют
коэффициент с на графиках рис. 74;
wcм — скорость пароводяной смеси в трубе диаметром dBJi
(см. формулу VIII.13).
160

Для наклонных парообразующих труб с углом наклона
к горизонту а истинное паросодержание подсчитывают по фор¬
муле
ф« = М>·	(VI 11.26)
Здесь ka — поправочный коэффициент, значения которого оп¬
ределяют с помощью номограммы, изображенной
на рис. 75.
VII 1.3.	Режимы течения двухфазного потока
и их влияние на температурный режим труб
На рис. 76 показаны режимы течения двухфазного потока в вер¬
тикально обогреваемой трубе и изменение температур среды
(кривая 1) и металла (кривая 2) по длине трубы. В нижний
конец трубы входит недогретая до кипения вода, а из верхнего
конца выходит перегретый пар. Обогрев трубы по периметру
будем считать равномерным, а гидравлические сопротивления —
несущественными. При таких условиях поток будет симметрич¬
ным относительно оси трубы, а температура пароводяной сме¬
си— постоянной величиной. Рассмотрим распределение фаз по
сечениям и длине трубы.
В первом участке трубы движется только одна фаза —
вода, поскольку ее температура, а также температура стенки
ниже температуры насыщения ts. Теплообмен между стенкой и
водой в этом участке зависит главным образом от скорости дви¬
жения воды.
Второй участок начинается в сечении, где температура
стенки становится равной или чуть превышает величину ts.
6 Заказ № 2222
161

В этом участке происходит поверхностное кипение, т. е. кипение
в пристенном слое жидкости. Образующиеся на стенках пу¬
зырьки пара попадают в относительно холодное ядро потока
и конденсируются, поскольку средняя температура среды оста¬
ется ниже температуры насыщения.
По мере движения среды в трубе средняя температура ее по¬
вышается и в каком-то сечении становится равной ts. С этого
сечения начинается третий участок, в ко¬
тором поверхностное кипение переходит
в объемное. При объемном кипении об¬
разующиеся на стенках пузырьки пара
уже не конденсируются в ядре потока.
Они более или менее равномерно распре¬
делены в поперечном сечении трубы. Ре¬
жим движения двухфазного потока, в ко¬
тором сравнительно мелкие пузырьки
пара распределены в потоке воды, назы¬
вают пузырьковым режимом. Этот режим
наблюдается при малых массовых паро-
содержаниях.
С увеличением массового паросодер-
жания мелкие пузырьки пара сливаются
в более крупные пузыри, занимающие
всю центральную часть трубы. С этого
сечения начинается четвертый участок,
в котором паровая фаза движется в виде
цепочки крупных пузырей, разделенных
между собой водяными перемычками,
а вода движется в пристенном слое.
Крупные пузыри по форме напоминают
артиллерийские снаряды, и поэтому ре¬
жим движения- потока называют снаряд¬
ным. Снарядный режим наблюдается
лишь при невысокой скорости потока и
относительно низком давлении (до
4 МПа).
При дальнейшем увеличении массо¬
вого паросодержания водяные пере¬
мычки	между	пузырями разрушаются и форма движения по¬
тока становится	иной	(см. пятый участок): пар с каплями воды
движется в центре трубы, а вода в виде кольца·—по стенкам.
Такой режим движения называют дисперсно-кольцевым. При
высоких давлениях пузырьковый режим непосредственно перехо¬
дит в дисперсно-кольцевой, минуя снарядный.
При дисперсно-кольцевом режиме движения внутренняя по¬
верхность водяного кольца соприкасается с потоком пара, на
ней образуются волны, гребешки этих волн срываются и в виде
капель уносятся в центр трубы. Капли, в свою очередь, из-за
Рис. 76. Режимы тече¬
ния двухфазного по¬
тока и изменение тем¬
пературы по длине
трубы.
I—VI — участки трубы.
162

турбулентной диффузии снова возвращаются в кольцевой слой
воды. Дисперсно-кольцевой режим, таким образом, характери¬
зуется непрерывным массообменом между пристенным слоем
воды и ядром потока.
Теплообмен во втором, третьем, четвертом и пятом участках
определяется турбулизацией, создаваемой в пограничном слое
ростом, отрывом и движением паровых пузырьков, при этом чем
больше пузырьков, тем интенсивнее теплообмен. Поскольку ко¬
личество пузырьков пропорционально плотности теплового по¬
тока q, то турбулизация и теплообмен на указанных участках
в основном зависят от величины q. Что касается скорости по¬
тока, то ее влияние на теплообмен, как правило, невелико.
В рассмотренных участках, включая и первый, коэффици¬
енты теплоотдачи аг подсчитывают с помощью обычных формул
конвективного теплообмена, рассмотренных в гл. VI. Величина
аг в этих участках велика, она составляет 103—-105 Вт/(м2-°С),
и поэтому температура стенки трубы лишь немного превышает
температуру воды или пароводяной смеси. Это утверждение
справедливо в том случае, если нет пленочного кипения.
Перейдем к рассмотрению потока в последнем, шестом уча¬
стке. По мере увеличения массового паросодержания и, следо¬
вательно, скорости потока дисперсно-кольцевой режим движе¬
ния переходит в дисперсный. Структура этого режима характе¬
ризуется наличием мельчайших капелек воды в потоке пара,
и поэтому дисперсный режим иногда называют потоком ту¬
мана.
В дисперсном потоке стенки трубы покрыты пленкой воды.
В отличие от дисперсно-кольцевого режима толщина этой плен¬
ки чрезвычайно мала, и поэтому ее часто называют микро¬
пленкой. Микропленка имеет гладкую поверхность, что исклю¬
чает возможность срыва капель потоком пара. В дисперсном
потоке микропленка недостаточно пополняется каплями из ядра
потока за счет турбулентной диффузии. При таких условиях
микропленка неизбежно должна высохнуть на большей или
меньшей — в зависимости от величины q — длине участка.
Высыхание пленки происходит не сразу. Сперва появляется
одно сухое пятно, затем несколько пятен, и жидкость в микро¬
пленке течет между пятнами, границы которых непрерывно
перемещаются. В конце концов пятна сливаются вместе, й по¬
верхность трубы по всему периметру становится сухой. Высыха¬
ние пленки сопровождается резким повышением температуры
стенки трубы.
Изложенный выше механизм течения дисперсного потока
предложен В. Е. Дорощуком. По этому вопросу есть и другие
точки зрения, однако модель В. Е. Дорощука наиболее полно
соответствует опытным данным.
Шестой участок заканчивается В сечении, где вся влага
превращается в пар, и пар становится сухим. В последующих
6*
163

участках трубы движется сухой или перегретый пар, т. е. од¬
нофазная среда.
Режим течения и характеристики пароводяного потока за¬
висят от положения трубы в пространстве и направления дви¬
жения, причем эти факторы влияют тем сильнее, чем ниже ско¬
рость потока. Например, при подъемном движении скорость
пара превышает скорость воды, а при нисходящем движении
пар по сравнению с водой движется медленнее. В соответствии
с этим истинное паросодержание в нисходящем потоке будет
существенно выше, чем в подъ¬
емном.
В горизонтальной или сла-
бонаклоненной трубе на ре¬
жим течения потока влияют
гравитационные силы. В та¬
ких трубах может быть рас¬
слоенный режим течения, в ко¬
тором вода движется вдоль
нижних образующих трубы,
а пар — вдоль верхних. Рас¬
слоенный режим не является
опасным в том случае, если
на верхних образующих сохра¬
няется пленка воды. Если же
пленки нет, то теплообмен-
в верхней части трубы ухуд¬
шается, и температура метал¬
ла достигает опасного уровня.
Кроме того, верхняя часть
трубы может захлестываться
всплесками воды, что приво¬
дит к периодическому изменению температуры металла и, как
следствие, к усталостным трещинам.
Для сохранения водяной пленки по всему периметру гори¬
зонтальных и слабонаклоненных труб необходимо иметь мас¬
совые скорости потока не ниже указанных на графиках (рис. 77).
В парообразующих трубах, которые имеют угол наклона
к горизонту более 15°, расслоенный режим течения не наблю¬
дается.
VII 1.4.	Кризисы теплообмена
При исследовании теплоотдачи к кипящей жидкости было за¬
мечено, что с увеличением плотности теплового потока q (или
температурного напора At) коэффициент теплоотдачи а воз¬
растает лишь до вполне определенного для данных условий пре¬
дела (см. VI.5). При дальнейшем увеличении q величина а
резко падает. Причиной такого ухудшения теплообмена явля¬
wp, кг/(п*с)
г.
20	30	ЧО	50
dMMM
Рис. 77. Минимальные массовые ско¬
рости пароводяной смеси, необходи¬
мые для сохранения водяной пленки
на верхних образующих горизонталь¬
ной трубы.
1 — трубы лучевоспринимающей поверхно¬
сти нагрева (экрана); 2 — трубы конвек¬
тивной поверхности нагрева.
164

ется переход пузырькового режима кипения в пленочный, при
котором жидкость и стенка разделены сплошной пленкой пара.
Ухудшение теплообмена, связанное с изменением режима
кипения, называют кризисом теплообмена I рода, а величины
q, при которых возникает этот кризис, называют критическими
(<?кр) ·
Кризис теплообмена I рода недопустим по той причине, что
вызванное им ухудшение теплоотдачи сопровождается скачко¬
образным повышением температуры металла трубы выше без¬
опасного уровня. Поэтому для обеспечения надежной работы
парообразующих труб необходимо выполнять условие q<qKv.
Значение критической плотности теплового потока qvp при
кипении воды в большом объеме зависит главным образом от
давления, и ее величину можно определить по уравнению
(VI.36).
При кипении воды в трубах величина qKр зависит от дав¬
ления, паросодержания (или недогрева до кипения), скорости
среды, размеров и формы канала. К сожалению, до настоящего
времени не удалось обобщить опытный материал и представить
его в виде универсальной расчетной формулы. Поэтому значе¬
ния qKV для каждого конкретного случая находят в специальной
литературе. Например, для вынужденного движения пароводя¬
ной смеси в трубах В. И. Субботин, Б. А. Зенкевич и др. ре¬
комендуют следующую формулу
qKP — 21,lr1,72(1 —х)т— 419 (дар) Вт/м2,	(VIII.27)
где показатель степени
т — 3,48—0,00129г.
В формуле (VIII.27) обозначены:
г — теплота парообразования, кДж/кг;
X — массовое паросодержание;
wр — массовая скорость, кг/(м2-с).
Применение формулы (VIII.27) ограничено следующими
значениями параметров: р = 4-М0МПа; ωρ = 550-Ξ-2200кг/(м2-с);
х=0ч-0,4; //с?вн^20 (I — длина трубы).
На рис. 78 приведены опытные графики, полученные при
измерении температуры стенки по длине парообразующей вер¬
тикальной трубы. Анализ этих графиков позволяет сделать
следующие выводы. В процессе парообразования существуют
относительно высокие значения паросодержания х, при достиже¬
нии которых происходит ухудшение теплообмена, сопровождае¬
мое скачком температуры стенки трубы. На величину этих зна¬
чений X, называемых граничными (хгр), а также на величину
скачка температуры влияет плотность теплового потока q. Что
касается влияния q на сам факт возникновения ухудшенного
теплообмена, то, судя по графикам рис. 78, такое влияние от¬
сутствует. Действительно, снижение q примерно в 4 раза не
165

привело к ликвидации ухудшенного теплообмена, *и он все
равно имеет место даже при такой относительно малой вели¬
чине плотности потока, как <7 = 230-103 Вт/м2.
Эти данные свидетельствуют о том, что природа рассмат¬
риваемого ухудшения теплообмена отличается от механизма
возникновения кризиса I рода, который полностью определя¬
ется величиной <7кр.
Ухудшение теплообмена, возникающее в области относи¬
тельно высоких массовых паросодержаний, называют кризисом
теплообмена II рода. Кризис
II рода, в отличие от кризиса
I рода, может возникать при весьма
малых величинах q. Причину воз¬
никновения этого кризиса связы¬
вают с переходом дисперсно-коль¬
цевого режима движения пароводя¬
ной смеси в дисперсный поток и
последующим подсыханием жид¬
кой микропленки на поверхности
трубы1.
На рис. 78 видно, что скачок
температуры стенки может состав¬
лять величину от нескольких гра¬
дусов до нескольких сотен граду¬
сов. И если в первом случае кри¬
зис II рода практически не снижает
надежность работы труб,-то во вто¬
ром случае этот кризис может
стать причиной аварии. Именно по¬
этому при проектировании пароге¬
нераторов обязательно нужно учи¬
тывать возможный перегрев труб
из-за кризиса теплообмена II рода.
Эта задача сводится к умению оп¬
ределить границы существования кризиса (т. е. величины хгр)
и подсчету минимального значения коэффициента теплоотдачи
аМин в области х^хгр. Задача очень сложная, она решается экс¬
периментальным путем, и уже имеющийся материал позволяет
дать некоторые рекомендации.
На рис. 79 представлены обобщенные графики, с помощью
которых можно найти граничные паросодержания хгр, начиная
с которых возникает ухудшенный теплообмен или кризис II рода.
Согласно графикам, чем.выше массовая скорость и давление,
тем шире область с ухудшенным теплообменом.
На рис. 80 изображена номограмма для определения мини-
мальных значений коэффициентов теплоотдачи аМИн в верти-
1 Природа кризиса теплообмена II рода является следствием модели те¬
чения дисперсного потока, предложенной В. Е. Дорощуком.
1-66
X
Рис. 78. Изменение темпера¬
туры стенки tот по длине вер¬
тикальной парообразующей
трубы в зависимости от массо¬
вого паросодержания х и плот¬
ности теплового потока q.

Рис. 80. Номограмма для определения минимального значения коэффициента
теплоотдачи аМИн в области ухудшенного теплообмена (лтгр^л:^1).
167

кальных трубах в области ухудшенного теплообмена, т. е. при
хГр=£=*^1. Важно знать именно минимальную величину, так
как при ней температура стенки трубы достигает максималь¬
ного значения.
Для горизонтальных труб с с?Вн^20 мм величину а™рн оп¬
ределяют с помощью той же номограммы, что и для вертикаль¬
ных труб (рис. 80). Если же dBlt>20 мм, то используют опыт¬
ную зависимость
агм°ирн = амин-^-.	(VIII.28)
“вн
VIII.5. Гидравлическое сопротивление
движению потока в трубах
Вода, пар или пароводяная смесь при движении в трубе испы¬
тывают сопротивление, для преодоления которого необходимо
затратить энергию. Источником энергии является либо гидрав¬
лический насос (принудительное движение), либо разность дав¬
лений, создаваемая массами нагретой и холодной среды (есте¬
ственная циркуляция). В общем случае гидравлическое сопро¬
тивление состоит из четырех слагаемых
Ар = Αρτρ + Σ ΔρΜ ± Аруск ± Арнив.	(VI11.29)
В формуле (VIII.29) обозначены:
ΔρΤρ — сопротивление трения;
ΣΔρΜ — сумма потерь давления на преодоление местных со¬
противлений;
Друск —потеря давления на создание ускорения потоку;
Арнив — потеря давления на преодоление нивелирного на¬
пора.
Сопротивление трения. Это сопротивление связано с трением
между собой слоев движущейся среды и с трением о стенки
трубы. Для подсчета величины Δρτρ при течении однофазного
потока в обогреваемой трубе используют следующую формулу
Αρτρ = 1-±~ψ?- Па.	(VIII.30)
аВн 2 р
Величины, входящие в уравнение (VIII.30):
I — коэффициент трения;
I — длина трубы, м;
dBa—-внутренний диаметр трубы, м;
wр — массовая скорость потока, кг/(м2-с);
р — средняя по длине трубы плотность среды, кг/м3.
Коэффициент трения в общем случае зависит от двух без¬
размерных параметров: числа Re и относительной шероховато¬
сти стенки трубы k/dBн. В автомодельной области течения, чаще
всего встречающейся в парогенераторах, коэффициент ξ зави-
168

сит только от величины kjdBн, и расчетное уравнение в этом
случае имеет вид
(VIII.31)
Абсолютное значение шероховатости принимают равным
/г = 0,08 мм для труб из углеродистой и легированной сталей
перлитного класса и & = 0,01 мм — для труб из сталей аустенит¬
ного класса.
Для течения пароводяной смеси формула запишется так же,
как уравнение (VIII.30)
Ap^J-ψ1 =
“вн см
I
I wIm
d-вн 2исм
(VI 11.32)
Здесь w см и о см — средние по длине трубы скорость потока
и удельный объем,. Если в (VIII.32) вместо этих величин под¬
ставить их значения из уравнений (VII 1.9) и (VIII.13), то после
несложных преобразований получим
^Ртр
_£_^(шр)2_ г i —		!
dsn 2p' L \Р"
(VI11.33)
В этом уравнении х — среднее по длине трубы массовое па-
росодержание.
Уравнения (VIII.32) и (VIII.33) получены из предположе¬
ния, что пароводяной поток представляет собой однородную го¬
могенную среду. На самом деле течение пароводяного потока
нельзя отождествлять с течением гомогенной среды. Именно
поэтому гидравлические сопротивления, подсчитанные по уравне¬
нию (VIII.33), заметно отличаются от действительных значений.
Более точный расчет потерь давления на трение при течении
пароводяной смеси производят по уравнению
^Ρτρ δ
I (юр)2
^вн 2р'
1 + хф
Па.
(VIII.34)
Здесь ф — среднее значение опытного поправочного коэффи¬
циента, учитывающего отличие течения пароводяного потока
от течения гомогенной смеси, а также отличие истинных скоро¬
стей фаз от средней скорости потока. Коэффициент
φ·=Ψκ*κ —Фн?·.	(VII 1.35)
хк — х„
В этой формуле величины с индексом «н» относятся к на¬
чалу паросодержащего участка трубы, а с индексом «к» —
к концу участка. Коэффициенты ф для обогреваемых труб оп¬
ределяют с помощью номограммы (рис. 81, а).
169

*
5$
170
Рис. 81. Номограмма для определения поправочного коэффициента
обогреваемые трубы; б — необогреваемые трубы.

При течении в необогреваемых трубах сопротивление под¬
считывают по тем же формулам (VIII.30), (VIII.33) или
(VUI.34) с той лишь разницей, что вместо средних величин ρ, ψ
и X подставляют их постоянные значения. В этом случае коэф¬
фициент ф находят с помощью номограммы (рис. 81, б).
Местные сопротивления. Под местными сопротивлениями по¬
нимают повороты, внезапное расширение или сужение потока,
вход в трубу или выход из нее, арматуру, дроссельные устрой¬
ства и др. Потерю давления при прохождении местного сопро¬
тивления однофазной средой считают сосредоточенной в одном
сечении и подсчитывают по формуле
Δρ„ = ς -^ = ξΜ^-ρ Па.	(VIII.36)
2р	2
В этой формуле w и р ■— соответственно скорость и плотность
среды у местного сопротивления и ξΜ — коэффициент местного
сопротивления, зависящий от его формы и размеров.
Например, коэффициент входа в трубу из коллектора ζΒχ=
= 0,5, а выхода из трубы в коллектор ζ ВЫХ— 1 ,0.
При прохождении потока в изогнутой трубе с относитель¬
ным радиусом гиба R/d^3,5 коэффициент сопротивления ζΠΟΒ
зависит от угла поворота а:
при а = 20—60°, ζποΒ = 0,1;
при а = 60—140°, ζποΒ = 0,2;
при а= 140°, ξποΒ = 0,3.
При течении пароводяной смеси расчетная формула, по ана¬
логии с уравнением (VIII.33), имеет вид
(шр)2
2р'
1 +х
Па,
(VIII. 37)
где ζ'Μ — условный коэффициент местного сопротивления, учи¬
тывающий специфику течения двухфазного потока. Для многих
случаев ζ/Μ = ζΜ· Однако есть и такие местные сопротивления,
у которых значение ζ'Μ в несколько раз превышает величину ζΜ.
Величины коэффициентов местных сопротивлений опреде¬
ляют опытным путем. При выполнении расчетов их берут из
справочной литературы.
Потеря давления на создание ускорения. В обогреваемой
трубе происходит увеличение удельного объема и, следова¬
тельно, скорости среды (сечение трубы считаем постоянным).
На создание ускорения тратится энергия, и в этом случае
АруСК>0. При охлаждении потока наблюдается обратная кар¬
тина, и тогда АрУск<0.
Расчет величины АруСк при течении в трубе однофазной
среды производят согласно уравнению
ApyCK = wp(wK—wa) Па.	(VIII.38)
Здесь и шк — скорость среды соответственно в начале трубы
(участка) и в ее конце.
171

При течении двухфазного потока потеря давления
-l) <*,-*,) П«.	(VIII.39)
В практических расчетах величину Δруск учитывают не
всегда. Например, при нагревании воды скорость ее меняется
незначительно, и поэтому величина АруСк будет пренебрежимо
мала по сравнению с другими составляющими гидравлического
сопротивления.
Нивелирный перепад давления. Эта составляющая гидравли¬
ческого сопротивления обусловлена гравитационной силой, со¬
здаваемой массой находящейся в трубе среды. При нисходящем
потоке его направление движения совпадает с действием грави¬
тационных сил, и поэтому нивелирный перепад не только не
создает сопротивление движению, но наоборот, способствует
ему: АрНив<0. Естественно, что при восходящем потоке АрНив>0.
Нивелирный перепад давления
Арнив = Р#& Па.	(VII 1.40)
В этой формуле:
р — средняя по вертикали истинная плотность среды в трубе,
кг/м3; Н — расстояние по вертикали от одного конца трубы до
другого, м; g = 9,81 —ускорение, вызываемое силами гравита¬
ции, м/с2.
Величину Арнив учитывают лишь в относительно высоких
поверхностях нагрева при условии, что внутри труб находится
среда с большой плотностью (например, в экономайзерах).
В других случаях величиной АрНив обычно пренебрегают.
Глава IX. ГИДРОДИНАМИКА ПОТОКА
В ПАРАЛЛЕЛЬНО ВКЛЮЧЕННЫХ ТРУБАХ
С ПРИНУДИТЕЛЬНЫМ ДВИЖЕНИЕМ
СРЕДЫ
IX.1. Тепловая разверка
В гл. VIII были рассмотрены закономерности движения среды
внутри одиночной трубы без учета того факта, что труба чаще
всего работает в системе многих параллельных труб, образую¬
щих поверхность нагрева. Так как параллельные трубы связаны
между собой не только механически, но и гидравлически, то
гидродинамике потока в этих трубах присущи свои специфиче¬
ские особенности.
172

На рис. 82 показана схема поверхности нагрева, которая мо¬
жет представлять собой экономайзер, пароперегреватель или
парообразующую поверхность. Она οοςτοπτ из параллельных
труб 2, объединенных раздающим 3 и собирающим 1 коллекто¬
рами.
Параллельные трубы почти всегда различаются в тепловом
и гидравлическом отношении. Одни трубы воспринимают теп¬
лоты больше, другие — меньше. Расход нагреваемой среды, про¬
ходящей через отдельные трубы; также различен. В результате
энтальпия среды при выходе из отдельных труб может суще¬
ственно отличаться от средней энтальпии. Отношение макси¬
мального приращения энталь¬
пии среды в какой-либо трубе
М к среднему приращению эн¬
тальпии Δίορ называют коэф¬
фициентом тепловой разверни
и обозначают буквой рд
Р,=~- (IX.1)
AiCp
В этой формуле Аг'ср=гВых—
•—Ϊβχ, где гвх и 1вых'—энталь¬
пия среды -соответственно при
входе в поверхность нагрева и
при выходе из нее.
Трубу, при выходе из кото¬
рой среда имеет максималь¬
ную энтальпию, называют раз-
веренной.
Большая величина коэффициента рд недопустима из-за сни¬
жения надежности работы парогенератора. Действительно, боль¬
шое значение рд для какой-либо трубы означает, что из нее вы¬
ходит среда с высокой энтальпией. Для экономайзера это
опасно в том* отношении, что в такой трубе может закипеть
вода, а закипание воды в некоторых случаях может привести
к аварии. Особенно опасна тепловая разверка в трубах паро¬
образующей поверхности нагрева и пароперегревателя прямо¬
точных парогенераторов. Если величина pq велика, то это озна¬
чает, что пар в разверенных трубах сильно перегрет, и темпера¬
тура металла может достигнуть опасного уровня.
Рассмотрим факторы, влияющие на величину рд. Выразим
приращение энтальпии в «средней» 1 и разверенной трубах че¬
рез расходы среды.и тепловосприятия:
KP = Qcp/Gcp;	(IX.2)
	 Ai = Q/G.	(IX.3)
1 Под «средней» будем понимать условную трубу, имеющую средние от¬
носительно всех параллельных труб расход среды и тепловосприятие.
$в,
Ррйзд
Σ Gi
\
ьвх
·/
Jn β-ι ·, ΰ-1
Γ7
Gz > Oz
4 GilOi
\
-\
\&П"> Qn
Jj 4 Ψ
6п
J’coS
^ΣΘί
ΞΚ-^
ьаых
\.
Рис. 82. Схема параллельно включен-
■ ных труб.
173

В этих уравнениях:
Q и Qcp — тепловосприятие соответственно разверенной и
«средней» труб;
G и Gcp — расходы среды через соответствующую трубу.
Средние тепловосприятие и
расход среды
соответственно
равны (см. рис. 82):
Qcp =
1
п ’
(IX-4)
п
Gcp =
1
п ’
(ΙΧ.5)
где п — число параллельных труб.
Тепловосприятие можно выразить через обогреваемую по¬
верхность трубы Н и плотность теплового потока q. Тогда урав¬
нения (IX.2) и (IX.3) будут выглядеть следующим образом:
Δι·ερ== 9срЯср_;	(IX.6)
Оср
&i = ^L.	(IX.7)
Подставив приращения энтальпий из формул (IX.6) и (IX.7)
в уравнение (IX. 1), получим
р =-JL^£P JL = Ä..	(IX.8)
q 9ср G Нср Pr
В уравнении (IX.8) обозначены:
pr=G/GCp — коэффициент гидравлической разверки;
ητ = ?/?ορ — коэффициент тепловой неравномерности;
цк=Н/Нср — коэффициент конструктивной нетождественно-
сти.
Как видно из уравнения (IX.8), наибольшую величину рд
имеет та труба, у которой максимальные коэффициенты тепло¬
вой неравномерности и конструктивной нетождественное™ и
минимальное значение коэффициента гидравлической разверки.
Иными словами, наиболее опасной следует считать трубу, имею¬
щую максимальное тепловосприятие и минимальный расход
среды.
Для избежания аварий из-за тепловой разверки всегда же¬
лательно, чтобы величина коэффициентов рг, ητ и ηκ были бли¬
зки к единице. Именно в этом случае тепловая разверка мини¬
мальна, и все параллельные трубы работают в наиболее благо¬
приятных температурных условиях. В реальных конструкциях
практически невозможно добиться того, чтобы тепловая раз¬
верка отсутствовала (рд=1). Поэтому обычно ставят задачу не
ликвидировать, а уменьшить тепловую разверку до приемлемой
величины.
174

IX.2. Факторы, влияющие на величину
тепловой разверки
Согласно уравнению (IX.8), тепловая разверка зависит от зна¬
чений коэффициентов ηκ, ητ и рг. Посмотрим, от чего зависят
величины этих коэффициентов.
Коэффициент конструктивной нетождественности. Конструк¬
тивная нетождественность возникает прежде всего из-за разли¬
чия геометрических размеров параллельных труб. Действи¬
тельно, если поверхность трубы выразить через ее диаметр d и
длину обогреваемого участка /,
то коэффициент конструктивной
нетождественности равен выра¬
жению
ηκ = τ^-·	(ΙΧ-9)
#cp*cp
Что касается диаметра трубы,.
то он, как правило, одинаков для
всех параллельных труб, т. е.
d=dcр. А вот длины параллель¬
ных труб и их обогреваемых уча¬
стков не всегда удается выдер¬
жать одинаковыми для всех па¬
раллельных труб.
Для уменьшения конструктив¬
ной нетождественности предпоч¬
тительна такая компоновка, при
которой различие в длинах труб и различие в длинах обогре¬
ваемых участков либо отсутствуют, либо имеют минимальные
значения.
Коэффициент тепловой неравномерности. Тепловая неравно¬
мерность возникает вследствие особенностей конструкции паро¬
генератора и условий его эксплуатации. Неравномерное запол¬
нение объема топки факелом приводит к перекосу (асимметрии)
температурного и скоростного полей газового потока. При этом
трубы, находящиеся в газовом потоке с высокой температурой,
омываемые газом с большими скоростями или расположенные
вблизи факела, воспринимают большее по сравнению с другими
трубами количество теплоты. Кроме того, на величину ητ боль¬
шое влияние оказывает неравномерность наружного загрязне¬
ния труб.
На рис. 83 показана схема распределения теплоты между
трубами притопочного парообразующего пучка при двухфронто¬
вом отоплении. На рисунке видно, что наибольшее количество
теплоты воспринимают трубы, расположенные в средней части
ряда, а наименьшее — трубы, расположенные у фронтов.
Рис. 83. Схема распределения теп-
ловосприятия труб по длине топки
при двухфронтовом отоплении.
175

При однофронтовом отоплении топочные устройства уста¬
новлены только на переднем фронте, и в этом случае максимум
тепловосприятия смещен в сторону заднего фронта.
На рис. 84 показаны различные компоновки конвективных
поверхностей нагрева. Трубы змеевиков в одном случае распо¬
ложены вдоль оси факела (рис. 84, а), а в другом — перпенди¬
кулярно оси факела (рис. 84, б). Сравнение этих схем показы¬
вает, что при продольном, относительно оси факела, размеще¬
нии труб тепловая неравномерность меньше, чем при поперечном.
0 0 0 0 000 О 006
ооооооооооо
6OOO0ÕOÕ0OÖ
00000000000
Рис. 84. Схема компоновки конвективных поверхностей нагрева: а —
трубы расположены вдоль оси факела; б — трубы расположены перпен
дикулярно оси факела.
Действительно, в первом случае максимум тепловосприятия
относится к отдельным участкам всех параллельных труб,
в то время как при поперечном расположении — к нескольким
параллельным трубам.
Величину коэффициента ητ можно уменьшить за счет равно¬
мерного заполнения объема топки факелом, а также путем вы¬
равнивания газового потока по длине и ширине газохода и
устранения застойных зон. С этой точки зрения желательно,
чтобы парогенератор на любой нагрузке работал при всех вклю¬
ченных форсунках.
Коэффициент гидравлической разверки. Возникновение гид¬
равлической разверки обусловлено рядом причин, различаю¬
щихся своей физической природой. Рассмотрим эти причины,
а также способы их устранения.
Гидравлическая неравномерность. Запишем формулы для
гидравлического сопротивления «средней» и разверенной трубы,
при этом будем учитывать лишь два вида потерь давления: на
176

(IX.10)
трение и преодоление местных сопротивлений’
APtp,(i^ + 2^|L;
<1ХЛ1>
Обозначим выражения в круглых скобках соответственно
буквами Zcр и Z и назовем их полными коэффициентами гид¬
равлического сопротивления. Кроме того, скорости среды в тру¬
бах выразим через массовые расходы и поперечное сечение
трубы /. Тогда уравнения (IX.10) и (IX.11) примут вид:
Дрср = ZqpcGcpücp;	(IX.12)
Δ p = ZcG2v.	(IX.13)
В этих равенствах:
Gcp и G — массовый расход среды через «среднюю» и раз-
веренную трубу;
пСр и и — средний удельный объем среды в соответствую¬
щей трубе;
с — постоянный коэффициент, равный 1/(2/2).
Гидравлические сопротивления параллельных труб численно
равны перепаду давления среды между раздающим и собираю¬
щим коллекторами. Если пренебречь изменением давления по
дл:ине этих коллекторов, то перепад давления для всех парал¬
лельных труб будет одинаковым и равным разности (см. рис. 82)
Ар = Δ рср = рра3д—Рсоб = const.	(IX. 14)
На этом основании приравняем правые части уравнений
(IX.12) и (IX.13):
ZcpGfpHcp = ZG2v,
откуда
(ΪΧ Л 5)
Gcp j Z V
Примем следующее обозначение
r\r — Z/Zc р.	(IX. 16)
Величину ηΓ называют коэффициентом гидравлической не¬
равномерности. С учетом принятого обозначения уравнение
(IX. 15) примет вид
<^Vv¥·	(,хл7)
Из уравнения (IX.17) видно, что гидравлическая разверка
зависит от величины коэффициента ηΓ и отношения удельных
объемов Пср/у. При этом чем выше величина полного коэффи-
177

диента сопротивления трубы, тем меньше расход среды через
эту трубу и тем значительнее гидравлическая и, следовательно,
тепловая разверка.
Для уменьшения гидравлической разверни желательно иметь
Z=Zcp. Это равенство означает, что все параллельные трубы
геометрически одинаковы (одинаковые длины, шероховатости,
количество и геометрия изгибов и т. д.). Именно к такому гео¬
метрическому сходству нужно стремиться при компоновке по¬
верхности нагрева. Однако и при идеальном сходстве труб гид¬
равлическая разверка все же может быть. Действительно, при
Ζ=Ζ0ρ(ηΓ=1) коэффициент гидравлической разверни
Рг=К5Д	(IX Л 8)
и, если να^φυ, то величина рг будет отличаться от единицы.
Удельный объем среды зависит от тепловосприятия: чем
больше теплоты воспринимает труба (в сравнении с другими
параллельными трубами), тем выше удельный объем нагревае¬
мой среды в этой трубе. Следовательно, уравнение (IX.18)
можно записать в виде
Рг = ^	(IX· 19)
^cp Q
откуда G~l/Q. Из этого соотношения видно, что увеличение
тепловосприятия Q приводит к уменьшению расхода G.
Уменьшение расхода, в свою очередь, вызывает еще большее
повышение удельного объема среды в разверенной трубе.
Таким образом, тепловая неравномерность является причи¬
ной гидравлической разверки, причем влияние ее на гидравли¬
ческую разверку неблагоприятное: чем больше теплоты воспри¬
нимает труба; тем меньше расход среды через эту трубу. Такая
связь между тепловой неравномерностью и гидравлической раз-
веркой характерна для параллельных труб с принудительным
движением среды. Что касается труб с естественной циркуля¬
цией среды, то в них, как мы увидим в следующей главе, проис¬
ходит саморегулирование: в трубу с большим тепловосприятием
поступает большее количество среды.
В пароперегревателе и экономайзере отрицательное влияние
тепловой неравномерности на гидравлическую разверку неве¬
лико. Объясняется это тем, что при увеличении обогрева сред¬
ние удельные объемы перегретого пара и воды увеличиваются
незначительно.
Что касается труб парообразующей поверхности нагрева па¬
рогенераторов с принудительной циркуляцией и прямоточных,
то для них увеличение обогрева означает дополнительное паро¬
образование, сопровождаемое резким увеличением удельного
объема пароводяной смеси и, как следствие, значительным
уменьшением расхода среды через интенсивно обогреваемую
трубу. Именно поэтому в парообразующих поверхностях на¬
178

грева этих парогенераторов иногда принимают специальные
меры для уменьшения гидравлической разверки. С этой целью
при входе в каждую параллельно включенную парообразующую
трубу устанавливают дроссельную шайбу и тем самым создают
дополнительное гидравлическое сопротивление. Тогда уравне¬
ние (IX. 15) будет выглядеть следующим образом
Рг
Здесь ζιπ — коэффициент
/
Zcpvcp/vBX ~Ь ζ и
Zvlvвх -\- ζιπ
сопротивления
(IX.20)
дроссельной шайбы
например, дроссельной короткой
Pi
(или другого устройства,
трубки малого диаметра) и
Рвх — удельный объем воды
при входе в парообразую¬
щую трубу.
Из уравнения (IX.20)
видно, что чем больше ζπι,
тем меньше оказывают
влияния на величину рг раз¬
личия удельных объемов и
полных коэффициентов со¬
противления в «средней» и
разверенной трубах.
К недостатку указан¬
ного способа борьбы с чрез¬
мерной гидравлической раз-
веркой относят дополни¬
тельные затраты мощности
насоса на преодоление гид¬
равлических сопротивлений
дроссельных устройств.
Схема подвода и отвода нагреваемой среды. Гидравлическая
разверка зависит от способа подвода среды в раздающий кол¬
лектор и отвода ее из собирающего коллектора. Дело в том, что
расход среды через каждую параллельную трубу определяется
разностью статических давлений среды в раздающем и соби¬
рающем коллекторах. Оказывается, эта разность для парал¬
лельных труб в общем случае неодинакова.
На рис. 85 показана поверхность нагрева, в которой подвод
среды в раздающий коллектор и отвод ее из собирающего кол¬
лектора осуществлены по Z-схеме. В нижней части рисунка по¬
казаны кривые изменения статических давлений по длинам кол¬
лекторов. Поясним, как получены эти кривые.
Уравнение Бернулли для раздающего коллектора с учетом
потерь на трение имеет вид
Ρι + ^^ = Ρ1 + -^~ + ΑΡτρ.	(ΙΧ.21)
5 этом уравнении (см. рис. 85):
Рис. 85. Распределение статических дав¬
лений по длинам коллекторов при вклю¬
чении их по Z-схеме.
179

Pi и pi — статические давления среды соответственно в ле-
αι i и Wi — скорость среды в соответствующих сечениях кол¬
лектора;
рр. к — плотность среды в раздающем коллекторе;
АрТр — потери давления на трение.
Очевидно, что скорость потока по длине коллектора будет
уменьшаться в связи с отводом среды из коллектора в трубы,
и в правом торце коллектора Wi=0. С учетом сказанного изме¬
нение статического давления по длине раздающего коллектора
будет равно
Таким образом, в правом торце раздающего коллектора по
сравнению с левым торцом, статическое давление будет больше
на величину динамического напора за вычетом потерь на трение.
Запишем уравнение Бернулли для собирающего коллектора
Здесь рс. к — плотность среды в собирающем коллекторе (ос¬
тальные обозначения указаны на рис. 85). Очевидно, Wo=0,
а изменение статического давления по длине коллектора равно:
Согласно уравнению (IX.24), наибольшее статическое давле¬
ние среда имеет в левом торце коллектора.
В результате изменения давления по длине коллекторов, ха¬
рактерного для Z-схемы, разность статических давлений в па¬
раллельных трубах получается неодинаковой: левые трубы
имеют минимальное значение Ар, а правые — максимальное (см.
рис. 85). В соответствии с этим расход среды через левые трубы
будет наименьшим, а через правые — наибольшим, что свиде¬
тельствует о наличии гидравлической и, следовательно, тепло¬
вой разверок.
Рассмотрим поверхность нагрева, в которой подвод среды и
отвод ее осуществлены по П-схеме. На рис. 86 показана схема
этой поверхности и кривые изменения статических давлений по
длине коллекторов. Как видно из рисунка, разность статиче¬
ских давлений в П-схеме почти одинакова для всех труб. Сле¬
довательно, гидравлическая разверка в П-схеме будет меньше,
и поэтому она имеет преимущество перед Z-схемой.
Для уменьшения гидравлической разверки наряду с П-схе-
мой применяют также схему с рассредоточенными подводом и
отводом среды (рис. 87). К недостаткам этой схемы относят
большое количество подводящих и отводящих патрубков.
вом и правом торцах коллектора;
(IX. 22)
(IX. 23)
(IX.24)
180

Схема подвода и отвода среды существенно влияет на гид¬
равлическую разверну лишь в том случае, если изменения дав¬
ления среды по длинам коллекторов соизмеримы с гидравличе¬
ским сопротивлением труб: Αρ^ρι—р\ и Ар^ро—р2. В случае
Ар^> {pi—pi) и Ар^> (ро—Рг) влиянием схемы подвода и отвода
среды можно пренебречь.
Направление движения среды и нивелирный напор. Гидрав¬
лическая разверка, возникающая из-за неодинаковых разностей
статических давлений в трубах, особенно опасна в экономай¬
зерах с нисходящим движением воды. Предположим, экономай¬
зер выполнен по Z-схеме и какая-либо труба имеет минималь-
1
п
1 1
1 п	п_
1
_л
1 1
'
и
1
	и и и
ϊ Ϊ Ϊ
Рис. 86. Распределение статиче-	Рис. 87. Схема поверхности
ских давлений по длинам кол-	нагрева с рассредоточен-
лекторов при включении их по ными подводом и отводом
П-схеме. 1	среды.
ную (по сравнению с другими трубами) разность статических
давлений (на рис. 85 — левая труба). Обозначим величину этой
разности буквой -Api.
При нисходящем движении воды разность статических дав¬
лений численно равна гидравлическому сопротивлению трубы
Аршдр за вычетом нивелирного напора hpg, т. е.
Δρι — Аргидр·—hpg,	(IX.25)
где h — высота экономайзера (расстояние по вертикали между
раздающим и собирающим коллекторами);
р — средняя истинная плотность воды, зависящая от сте¬
пени подогрева воды в экономайзере.
Подогрев воды слабо зависит от режима работы парогенера¬
тора, и поэтому нивелирный напор можно считать величиной
постоянной для данной конструкции экономайзера. Что касается
гидравлических сопротивлений ДрГИдр, то величина их зависит
от расхода воды через трубу: чем больше расход, тем выше
АРгидр, и наоборот. При малых нагрузках парогенератора (т. е.
181

при малых расходах воды через экономайзер) величина Аргтр
может оказаться столь незначительной, что станет равна ниве¬
лирному напору или даже меньше его. В этом случае, согласно
уравнению (IX.25), Δρι^Ο. При таком режиме работы происхо¬
дит свободный (безнапорный) слив воды из верхнего коллектора
в нижний за счет сил гравитации. Вода движется неустойчиво,
может иметь место застой и изменение направления движения.
В итоге не исключено закипание воды, что может привести
к аварийной ситуации.
Сказанное относится лишь к трубам с минимальными разно¬
стями статических *давлений. В остальных трубах с повышен¬
ными величинами Ар происходит
нормальное устойчивое движе¬
ние воды из верхнего коллектора
в нижний.
На рис. 88 показано распре¬
деление статических давлений по
длинам коллекторов, характерное
для Z-схемы при минимальной
нагрузке парогенератора. На ри¬
сунке отмечено неустойчивое
(пульсирующее) движение воды
в трех левых трубах, поскольку
именно в этих трубах Ар^О.
Для того чтобы избежать не¬
устойчивого движения воды, не¬
обходимо проектировать эконо¬
майзер таким образом, чтобы
при минимальной нагрузке в тру¬
бах с наименьшей разностью
статических давлений всегда соблюдалось условие Ар>0. В эко¬
номайзерах с нисходящим движением воды это условие может
быть выполнено путем использования следующих мер:
—	повышения скорости воды с таким расчетом, чтобы при
минимальной нагрузке в любой трубе обеспечить условие Ар>0
или AprwRp>hpg;
—	применения П-схемы и схемы с рассредоточенными под¬
водом и отводом воды, так как именно эти схемы обеспечи¬
вают минимальные различия разностей статических давлений
в трубах;
—	искусственного повышения величины Лргидр посредством
установки дроссельных шайб при входе в каждую трубу.
В экономайзерах с восходящим движением воды уравнение
(IX.25) преобразуется так:
Ар = АРгидР + APžf.	(IX.26)
и, следовательно, всегда Ар> 0. Поэтому, с точки зрения надеж¬
ности работы экономайзера, целесообразно направлять поток
Рис. 88. Распределение статиче¬
ских давлений по длинам коллек¬
торов экономайзера с нисходящим
потоком воды.
182

воды снизу вверх. При этом, однако, средний температурный на¬
пор между водой и продуктами сгорания уменьшается, а габа¬
риты экономайзера— возрастают, так как экономайзер оказы¬
вается включенным по схеме прямотока.
В парообразующих поверхностях нагрева и пароперегрева¬
телях, как правило, Apm№^>hpg, и поэтому условие Δρ>0 вы¬
полняется независимо от направления движения среды (восхо¬
дящее или нисходящее).
ΙΧ.3. Гидродинамика потока
в парообразующих трубах
В парообразующих трубах происходит изменение фазового со¬
стояния среды, которое сопровождается резким увеличением
удельного объема. В связи с этим гидродинамика потока в na¬
il
MMMM
Θ t

G
&з/г
ъ
Рис. 89. Схема парообразующей трубы (к построению гид¬
равлической характеристики).
рообра'зующих трубах имеет особенности, характерные лишь
для двухфазного потока. К этим особенностям относят много¬
значность гидравлической характеристики и межвитковую пуль¬
сацию.
Многозначность гидравлической характеристики. Под гид¬
равлической характеристикой трубы понимают зависимость
гидравлического сопротивления Ар от массового расхода среды
G через трубу при постоянном тепловосприятии Q, т. е. Ар =
= f{G) при Q = const. Покажем, что эта зависимость может
быть многозначной.
Рассмотрим парообразующую трубу, схема которой показана
на рис. 89. В трубу длиной I входит недогретая до кипения вода,
а из трубы выходит влажный пар. Таким образом, труба со¬
стоит из двух участков: экономайзерного — длиной 1ЭК и парооб¬
разующего — длиной I—1ЭК.
В парообразующей трубе может быть и третий участок —
пароперегревательный. Однако для упрощения расчета ограни¬
чимся двумя участками.
Гидравлическое сопротивление трубы равно сумме гидрав¬
лических сопротивлений участков
Ар = Арэк + Арпо.	(IX.27)
183

Будем считать, что слагаемые сопротивления состоят только
из сопротивлений трения, а удельный объем воды на экономай-
зерном участке постоянен и равен удельному объему кипящей
воды. Кроме того, условимся: поперечное сечение трубы f оди¬
наково по всей длине. Тогда уравнение (IX.27) можно записать
следующим образом
1Э К G2v' it l 	 Ск ^ УСМ
2p~'
(IX.28)
Длина зкономайзерного участка /эк зависит от расхода
среды G через трубу, а именно
G (ί' ίΒΧ) Δ iuepG
L
(IX.29)
b	4t
Среднеарифметическое значение удельного объема парово¬
дяной смеси
Рсм=р,+*(р”Г-).	(IX.30)
где массовое паросодержание при выходе из трубы
„	—/эк)
Gr
(IX.31)
После подстановки формул (IX.29), (IX.30) и (IX.31) в урав¬
нение (IX.28) и несложных преобразований получаем
Δ p = AGs—BG2 + CG.	(IX.32)
В этом уравнении А, В и С — постоянные коэффициенты, не
зависящие от расхода среды:
; (υ —ti ) Δί
;2
нед .
4f2dBHqir
в =
С-
IL
2/2 dB
Δί
нед /,.п
(v"—v')—v'
• (у" — ν') I
(IX.33)
В уравнениях (ΙΧ.28) — (IX.33) обозначены:
G — массовый расход среды через трубу, кг/с;
ν', ν" — удельный объем соответственно кипящей воды и сухого
пара, м3/кг;
i', tBX — энтальпия соответственно кипящей воды и воды при
входе в трубу, Дж/кг;
Аг'нед — недогрев воды до кипения при входе в трубу, Дж/кг;
г — теплота парообразования, Дж/кг;
%— коэффициент трения;
Дан — внутренний диаметр трубы, м;
184

f — поперечное сечение трубы, м2;
cji — плотность теплового потока, отнесенная к единице длины
трубы, Вт/м.
Согласно уравнению (IX.32), гидравлическая характеристика
представляет собой уравнение третьей степени относительно мас¬
сового расхода среды. Следовательно, в общем случае его реше¬
нием являются три действительных и различных корня или,
иными словами, одному и тому же значению Ар соответствуют
три разных расхода G. Именно в этом и заключается многознач¬
ность характеристики.
На рис. 90 показана графическая интерпретация уравнения
(IX.32). Из рисунка видно, что одному значению Ар соответ¬
ствуют расходы среды G i, G2
и G3. При расходе G\ из трубы
выходит сильно перегретый
пар, при G2 — влажный пар и
при G3 — недогретая· до кипе¬
ния вода. Многозначность ха¬
рактеристики можно объяс¬
нить следующим образом. При
большом расходе воды вос¬
принимаемая трубой теплота
затрачивается только на подо¬
грев воды. При снижении рас¬
хода уменьшаются также ско¬
рость воды и, соответственно,
гидравлическое сопротивление
(участок а).
При дальнейшем уменьшении G вода в трубе закипает и по¬
является парообразующий участок. С этого момента величина
Ар складывается из суммы гидравлических сопротивлений от¬
дельных участков трубы. Влияние расхода на сопротивление уча¬
стков неодинаково. Чем ниже расход, тем меньше сопротивление
экономайзерного участка за счет сокращения его длины и умень¬
шения скорости воды. С другой стороны, уменьшение расхода со¬
провождается увеличением длины парообразующего участка, ко¬
личества образовавшегося пара и его скорости. При этом сопро¬
тивление парообразующего участка может возрастать в большей
степени, чем уменьшаться сопротивление экономайзерного уча¬
стка. В результате появляется подъем кривой Ар (участок б).
Это увеличение, однако, не может продолжаться бесконечно.
На самом деле, кривая должна прийти в начало координат, так
как при нулевом расходе среды гидравлическое сопротивление
также равно нулю (если G = 0, то и Ар = 0). Поэтому после уча¬
стка б обязательно имеется максимум кривой, и последний уча¬
сток в характеристики заканчивается в точке начала координат.
Предположим, поверхность нагрева состоит только из одной
парообразующей трубы. В этом случае многозначность характе-
Рис. 90. Многозначная гидравличе¬
ская характеристика парообразующей
трубы.
185

ристики не оказывает никакого влияния на расход среды че¬
рез трубу: он будет в точности равен тому расходу, который
принудительно (с помощью, например, насоса) подводится
к трубе.
Другое дело, если поверхность скомпонована из параллельно
включенных труб.
Рассмотрим работу парообразующей поверхности нагрева,
которая состоит из нескольких параллельных труб с многознач¬
ными гидравлическими характеристиками. Для ясности изложе¬
ния ограничимся неболь¬
шим количеством труб —
тремя — и будем считать,
что эти трубы абсолютно
одинаковы во всех отно¬
шениях: ητ = ΊΊκ=ηΓ=1. В
этом случае гидравличе¬
ские характеристики каж¬
дой из этих труб будут
также идентичны.
На рис. 91 изображена
схема парообразующей
поверхности нагрева и
даны гидравлические ха¬
рактеристики труб. Если
пренебречь изменением
давления по длине кол¬
лекторов (что допустимо
в случае, если оно мало
в сравнении с гидравли¬
ческим сопротивлением
самих труб), то разность
давлений в каждой па¬
раллельной трубе будет
одинаковой и численно равной разности давлений между раз¬
дающим и собирающим коллекторами: Ар = рразд—рсоб- Каза¬
лось бы, в абсолютно одинаковых параллельных трубах тепло¬
вая разверка отсутствует. Однако даже в таких идеальных тру¬
бах наличие многозначной характеристики вызывает гидравли¬
ческую разверку и, как следствие, тепловую разверку. На
рис. 91 видно, что из-за многозначной характеристики расходы
среды через параллельные трубы резко отличаются друг от
друга, и в результате возникает недопустимая тепловая раз¬
верка.
Существует несколько способов ликвидации многозначности
гидравлической характеристики труб. Один из способов — изме¬
нение параметров пара и воды. Например, если недогрев воды
до кипения принять равным нулю, то коэффициент А в формуле
(IX.33) будет также равен нулю, а коэффициент В изменит знак.
Рис. 91. Влияние многозначной характе¬
ристики на гидравлическую разверку.
186

В этом случае уравнение гидравлической характеристики (IX.32)
примет следующий вид
Δ p = BG2 + CG.	(IX.34)
При положительных расходах это уравнение представляет со¬
бой монотонную кривую.
Этого же результата можно добиться увеличением давления
среды. Однако увеличивать давление пара в парогенераторе
чаще всего мы не вправе. Действительно, давление пара выби¬
рают, исходя из многих факторов, касающихся всей установки
в делом, и именно это давление должен обеспечивать парогене¬
ратор, независимо от того, какую характеристику имеют паро¬
образующие трубы.
Рис. 92. Влияние установки	Рис. 93. Изменение во времени
дроссельной шайбы на вид	расходов воды и пара при
гидравлической характери-	межвитковой пульсации,
стики.
На практике обычно используют другой способ, суть которого
заключается в искусственном повышении гидравлического сопро¬
тивления экономайзерного участка трубы посредством установки,
например, дроссельной шайбы. Отверстие в дроссельной шайбе
выбирают таким, чтобы суммарная характеристика, состоящая
из гидравлических сопротивлений дроссельной шайбы и соб¬
ственно трубы, была монотонно возрастающей.
На рис. 92 показаны гидравлические характеристики шайбы 1,
парообразующей трубы 2 и суммарная характеристика 3, полу¬
ченная путем сложения ординат первых двух характеристик.
Как видно из рисунка, суммарная характеристика получилась
однозначной, каждому гидравлическому сопротивлению соответ¬
ствует только один расход среды.
Межвитковая пульсация. Вернемся к рис. 82. Если измерять
расходы воды GB при входе в параллельные трубы и расходы
пара Gn при выходе из них, то окажется, что при некоторых
условиях эти расходы могут изменяться во времени.
На рис. 93 показан характер изменения во времени расхода
воды при входе в одну из параллельных труб. Иногда, наряду
187

с изменением абсолютного значения расхода, в некоторые мо¬
менты времени происходит изменение направления движения
воды. Иными словами, в некоторые моменты времени вода из
трубы выбрасывается обратно в раздающий коллектор.
На этом же рисунке показан характер изменения во времени
расхода пара при выходе из той же трубы.
Периодически повторяющиеся самопроизвольные колебания
расходов среды в параллельных парообразующих трубах назы¬
вают межвитковой пульсацией.
Явление межвитковой пульсации в парогенераторе недопу¬
стимо, и вот почему. Пульсирующий характер движения среды
приводит к изменению интенсивности охлаждения металла трубы
и периодическому измене¬
нию его температуры. А это,
в свою очередь, вызывает
переменные по величине
термические напряжения и,
как следствие, трещины
усталостного характера.
Межвитковая пульсация
характеризуется двумя па¬
раметрами: периодом т и
амплитудой μ (рис. 94),
причем амплитуда равна
отношению
μ =	- °Μ„Η_ ^	(ϊχ.35)
Рис. 94. Схема к определению амплиту¬
ды и периода межвитковой пульсации.
2 G,
ср
Здесь GMaKc, GMHH и Gcр — соответственно максимальный, мини¬
мальный и средний во времени расходы среды. Обычно ампли¬
туду относят к колебаниям расхода воды при входе в трубу.
Экспериментально установлены следующие факторы, харак¬
терные для межвитковой пульсации:
—	межвитковая пульсация может происходить в одной, не¬
скольких или во всех параллельных парообразующих трубах, при
этом изменения расхода среды в них сдвинуты по фазе таким
образом, что суммарный расход среды, а также параметры пара
при выходе из поверхности нагрева во времени не изменяются;
—	амплитуда колебания расхода воды при входе в трубу
значительно превышает амплитуду колебания расхода пара при
выходе из той же трубы, а их периоды одинаковы (см. рис. 93);
—- при максимальном расходе воды в трубу наблюдается ми¬
нимум расхода пара при выходе из нее, и наоборот, т. е. имеется
сдвиг фаз на 180° (см. рис. 93);
—	во время межвитковой пульсации давления среды в раз¬
дающем и собирающем коллекторах во времени не меняются;
следовательно, разность давлений в каждой параллельной трубе
постоянна во времени;
188

— межвитковая пульсация сопровождается колебаниями дав¬
ления среды внутри трубы с периодом, равным периоду колеба¬
ний расходов среды.
Взяв за основу эти факторы, процесс межвитковой пульсации
можно представить следующим образом. На рис. 95 показаны
схема парообразующей трубы и графики изменения давления
среды по ее длине. На рисунке кривая рразд— р— Рсоб соответ¬
ствует распределению давления в трубе при отсутствии пуль¬
сации.
Предположим, что по каким-то причинам в трубе началась
межвитковая пульсация. Начнем рассматривать процесс пуль¬
сации с момента времени, при
котором на выходе из трубы
наблюдается максимальный
расход пара. Очевидно, что в
этот момент времени имеет
место и максимальное гидрав¬
лическое сопротивление паро¬
образующего участка Δρπο. Так
как рсбб = const, то увеличение
гидравлического сопротивле¬
ния приведет к повышению
давления на границе между
экономайзерным и парообразу¬
ющим участками: на графике
давление р увеличится до р\.
При этом разность давлений
в экономайзерном участке
уменьшится или, если Р1>рра3д,
станет отрицательным. Умень¬
шение величины Арак соответствует уменьшению расхода воды,
поступающей в трубу, а при АрЭк<0 вода будет двигаться в на¬
правлении раздающего коллектора.
Через некоторый промежуток времени расход пара Gn и гид¬
равлическое сопротивление АрПо неизбежно уменьшатся из-за
нехватки воды в трубе. Уменьшение гидравлического сопротив¬
ления Ацпо будет сопровождаться понижением давления на гра¬
нице участков (давление pi уменьшится до величины р%) и соот¬
ветствующим увеличением АрЭк — расход поступающей в трубу
воды увеличится. Кривая рра3д — р2 — рсоб соответствует макси¬
мальному значению GB и минимальному Gn.
Из-за избытка поступившей в трубу воды расход пара увели¬
чится, и весь цикл межвитковой пульсации повторится заново:
увеличится значение Арт и т. д.
Сделаем одно замечание к рис. 95. Дело в том, что на этом
рисунке не показано перемещение границы участков по длине
трубы, хотя на самом деле в процессе межвитковой пульсации
это перемещение всегда есть.
V
трубы и графики изменения давления
внутри трубы (к пояснению про¬
цесса межвитковой пульсации).
.189

Экспериментальные исследования показали, что на условия,
при которых возникает пульсация, влияет критерий гидродина¬
мической устойчивости П, равный отношению
П =	^	,	(IX.36)
Δρпо “Ь Дрпп
где Арж, Арпо и Арпп — гидравлическое сопротивление соответ¬
ственно экономайзерного, парообразующего и пароперегрева-
тельного участков.
Оказывается, чем больше величина П, тем устойчивее дви¬
жение среды в парообразующих параллельных трубах.
На рис. 96 показаны результаты исследования гидродинамики
потока в судовом прямоточном парогенераторе мазутного ото¬
пления. На этом рисунке по оси
ординат отложен критерий гидро¬
динамической устойчивости, а по
оси абсцисс — расход среды через
парообразующую трубу. На ри¬
сунке видно, что межвитковая
пульсация возникала только при
малой величине критерия П (за¬
черненные точки). Если же вели¬
чина П была достаточно велика,
то в трубе пульсация не наблю¬
далась (незачерненные точки).
Минимальную величину кри¬
терия гидродинамической устой¬
чивости, при которой пульсация
не возникает, называют гранич¬
ным значением критерия Пгр. Из
рассмотрения рисунка видно, что
в судовом парогенераторе Пгр =
= 0,5, и эта величина не зависит
от расхода среды, а также от других параметров, которые изме¬
нялись во время исследования (р = 4~6 МПа, q = 47- 103-М70Х
ХЮ3 Вт/м2, состояние пара при выходе из трубы: от паросодер-
жания X = 0,25 до степени перегрева ΔίΠΙΙ = 520 Дж/кг).
Условие устойчивого (беспульсационного) движения среды
в парообразующей трубе можно записать в виде неравенства
П>Пгр.	(IX.37)
Проверка на устойчивость движения пароводяного потока
заключается в подсчете величины критерия П по формуле
(ΙΧ.36) для трубы, имеющей наибольшую тепловую разверку
(в этой трубе величина П минимальна), и сравнении этой вели¬
чины с Пгр. Если в разверенной трубе, имеющей наименьшую
величину П, условие (IX.37) выполняется, то оно тем более бу¬
дет выполнено во всех других трубах.
п
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,0
о,г
о
о
IT
1
о
-2
р
П
зр
О
>
и
X
о
о
о
.
•
в
»
в
&
©
·«
л
№	0,10	0,15	0,20 , 0,25
6, кг/с
Рис. 96. Опытные значения крите¬
рия ПГр, полученные при исследо¬
вании гидродинамики потока в су¬
довом прямоточном парогенера¬
торе.
1	— опыты с межвитковой пульсацией;
2	— опыты без межвитковой пульсации.
190

Если же окажется, что П<Пгр, то нужно предпринимать
специальные меры для повышения критерия П, а следовательно,
и устойчивости движения среды,
Чаще всего применяют конструктивные меры, а именно: уста¬
навливают дроссельные устройства при входе в парообразующие
трубы, используют ступенчатые парообразующие змеевики, сва¬
ренные из труб разного диаметра с увеличением его по ходу
движения среды и, наконец, устанавливают дыхательный кол¬
лектор.
Дроссельные устройства представляют собой короткие необо-
греваемые трубки малого диаметра. Они увеличивают крите¬
рий П за счет роста вели¬
чины Δρβκ, а ступенчатые
змеевики — за счет роста
Арж и уменьшения суммы
Δρπο + Δρππ (см. уравнение
ΙΧ.36).
Схема поверхности на¬
грева с подключенным ды¬
хательным коллектором по¬
казана на рис·. 97. Это по¬
лый цилиндрический сосуд,
присоединенный к парооб¬
разующим трубам с по¬
мощью штуцеров. Дыха¬
тельный коллектор предна¬
значен для выравнивания давления в парообразующих трубах
за счет перетечки среды из одной трубы в другую через свою
полость.
Эффективность дыхательного коллектора как средства
борьбы с межвитковой пульсацией зависит от места его под¬
ключения к парообразующим трубам. Опыты в судовом прямо¬
точном парогенераторе показали, что его целесообразно под¬
ключать к сечению трубы, где массовое паросодержание при¬
мерно равно 0,25.
Следует отметить, что влияние дыхательного коллектора на
межвитковую пульсацию, а также на тепловую разверку до на¬
стоящего времени хорошо не изучено.
Для борьбы с межвитковой пульсацией в судовых прямоточ¬
ных парогенераторах обычно используют все три способа,
а именно: устанавливают дроссельные устройства при входе
в ступенчатые змеевики и к этим змеевикам подключают дыха¬
тельный коллектор. В этом случае проходные отверстия дрос¬
сельных устройств получаются не очень малыми, и поэтому по¬
теря мощности на преодоление их сопротивления невелика.
Рис. 97. Схема поверхности нагрева»·
с подключенным дыхательным коллек¬
тором.
1 — раздающий коллектор; 2 — дыхательный
коллектор; 3 — собирающий коллектор.
191

Главах. ГИДРОДИНАМИКА ПОТОКА В КОНТУРАХ
С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ
Х.1. Общие сведения
о естественной циркуляции воды
в парогенераторе
Рассмотрим простейшую схему парогенератора, состоящего
из пароводяного коллектора 1, ряда труб 2, ряда экранных
труб 3, водяного коллектора 4 и трех рядов труб притопочного
пучка 5 (рис. 98). К трубам 3 и 5 подво¬
дится теплота от факела и продуктов
сгорания. Трубы 2 практически не вос¬
принимают теплоту, так как между ними
и топкой установлен сплошной (без за¬
зоров) ряд экранных труб 3. Рассмотрим
движение воды и пара в этом парогене¬
раторе.
Питательная вода, массовый расход
которой обозначим буквой Da в, подается
питательным насосом в нижнюю часть
коллектора 1. Здесь она смешивается
с парогенераторной водой, уровень кото¬
рой в коллекторе 1 поддерживается по¬
стоянным. Смесь питательной и пароге¬
нераторной воды, массовый расход кото¬
рой обозначим буквой G, поступает
в трубы 2, далее в коллектор 4, откуда
вода направляется в трубы 3 и 5. По
мере движения в трубах 3 и 5 вода подо¬
гревается до температуры кипения, и
часть ее в количестве D превращается
в пар. Следовательно, из труб 3 и 5 в коллектор 1 поступает па¬
роводяная смесь. Расход смеси равен расходу поступившей
в трубы 3 и 5 воды, т. e. G.
При стационарном режиме работы парогенератора и постоян¬
ном уровне воды в коллекторе 1 имеет место равенство D = Dn.B.
Из коллектора 1 пар отводится через трубопровод, а отде¬
ленная от пара вода смешивается с непрерывно подаваемой пи¬
тательной водой и вновь поступает в трубы 2.
Из вышеприведенного описания можно сделать вывод о том,
что вода и пар в трубах и коллекторах парогенератора дви¬
жутся самопроизвольно, без воздействия какого-либо механизма.
Непрерывное самопроизвольное движение воды и пароводя¬
ной смеси в замкнутом контуре называют естественной цирку¬
ляцией.
Рис. 98. Схема парогене¬
ратора с одним конту¬
ром циркуляции.
192

При правильно организованной естественной циркуляции
в каждую обогреваемую парообразующую трубу подводится ко¬
личество воды, достаточное для интенсивного охлаждения ме¬
талла. И наоборот, при слабой циркуляции и малой скорости
движения среды в некоторых трубах создаются условия, способ¬
ствующие перегреву металла. Количественную оценку надеж¬
ности работы парообразующих труб производят с помощью спе¬
циального расчета, который называют расчетом циркуляции.
Физическая сущность явлений и теоретические основы расчета
циркуляции изложены в данной главе.
Расчет естественной циркуляции производят после выполне¬
ния теплового расчета и построения теоретического чертежа
парогенератора.
Познакомимся с терминологией, относящейся к естественной
циркуляции воды.
Трубы, в которых вода движется из пароводяного коллектора
в водяной, называют опускными.
Парообразующие трубы, в которых движется вода и паро¬
водяная смесь из водяного коллектора в пароводяной, называют
подъемными.
Замкнутый контур, состоящий из опускных и подъемных
труб, объединенных между собой коллекторами, называют кон¬
туром циркуляции.
Современные судовые парогенераторы имеют один, два или
несколько контуров циркуляции. Отличительным признаком кон¬
тура является наличие собственных опускных труб.
На рис. 98 показана схема парогенератора с одним контуром,
а на рис. 99 — с двумя контурами циркуляции. Первый контур
парогенератора рис. 99 состоит из подъемных труб притопоч-
ного пучка 1, экрана 2 и опускных необогреваемых труб 3,
а второй контур — из подъемных труб периферийного парооб¬
разующего пучка 5 и необогреваемых опускных труб 6, распо¬
ложенных между наружной и внутренней обшивками парогене¬
ратора. Все трубы первого контура объединены коллекторами 4
и 8, а все трубы второго контура — коллекторами 4 и 7.
В парогенераторе с естественной циркуляцией расход среды
через контур всегда превышает количество пара, образовавше¬
гося за единицу времени в трубах этого же контура. Отношение
массового расхода среды через контур циркуляции к массовому
количеству пара, полученного в трубах этого контура за тот же
промежуток времени, называют кратностью циркуляции воды
в контуре или просто кратностью циркуляции и обозначают
буквой k.
Таким образом, кратность циркуляции в контуре парогене¬
ратора равна
k = G/D.	(Х.1)
Величина, обратная кратности циркуляции, есть массовое па-
росодержание. Действительно, согласно определению массового
7 Заказ № 2222
193

паросодержания (см. гл. VIII), оно равно
x = DIG— Mk.	(Х.2)
Расход пара D отнесен к выходному сечению подъемных
труб. Поэтому величина х в формуле (Х.2) есть среднее мас¬
совое паросодержание среды при выходе ее из подъемных труб
контура. Иными словами, пароводяная смесь, поступающая в па¬
роводяной коллектор из всех подъемных труб контура, имеет
среднее массовое паросодержание, равное х.
а
Рис. 99. Схема парогенератора с двумя контурами циркуляции.
Понятие о кратности циркуляции применимо не только к цир¬
куляционному контуру, но и к парогенератору в целом, подъем¬
ным трубам одного ряда или отдельной подъемной трубе. На¬
пример, кратность циркуляции воды в подъемных трубах одного
ряда есть отношение массового расхода воды Gр, которая посту¬
пает из водяного коллектора в подъемные трубы рассматривае¬
мого ряда, к паропроизводительности этих же труб Dp
kp = Gp/Dp.	(Х.З)
Среднее массовое паросодержание смеси при выходе из подъ¬
емных труб рассматриваемого ряда соответственно равно
xp = DpIGp=\/kp.	(Х.4)
Х.2. Движущий напор циркуляции
На рис. 100 показана схема простейшего контура циркуляции,
состоящего из одного ряда подъемных и одного ряда опускных
труб. На этом рисунке обозначены:
194

Рп. к — давление пара в пароводяном коллекторе, Па;
Ап. к — высота уровня воды в пароводяном коллекторе
над подъемными и опускными трубами, м;
Aon, Ап и Аэк— высота соответственно опускных труб, паросо¬
держащего и экономайзерного участков подъ¬
емных труб, м;
рсим — средняя по высоте паросодержащего участка
трубы истинная плотность пароводяной смеси,
кг/м3;
Рп. к, Роп и рэк — плотность воды соответственно в пароводяном
коллекторе, опускных трубах и экономайзерном
участке подъемных труб, кг/м3.
Подсчитаем массу столбов жидкости в опускных и подъем¬
ных трубах контура и определим давление этой массы на пло¬
скость I — /. Давление в точке А этой плоскости складывается
из давления в пароводяном коллекторе и давления столба жид¬
кости в пароводяном коллекторе и опускных трубах, т. е.
Ра Рп. к + Ап. крп Kg-f- AonPong·.	(X .5)
В этой и последующих формулах g— ускорение, создаваемое
силой гравитации.
Давление в точке Б плоскости I — I равно
Рб =Рп.к + ^кРп.к£ + АпР?м£+АЭКРэк£·	(Х·6)
Найдем разность давлений
Ра Рб Рп. к Ч- Ап. кРп. к§Ч- Aonpong Рп. к Ап. крп. Kg
—А ри g—А р g.
Пг СМ0	ЭКГ ЭКС»
После приведения подобных членов эта разность равна
Ра-Рб = ΛοπΡοπ£-ν?Μ£-ΛκΡ3κ£·	(Х·7)
Плотность воды в пароводяном коллекторе, опускных трубах
и в экономайзерном участке подъемных труб близка к плотности
кипящей воды р'. Поэтому можно считать рп. к=роп = рэк = р'.
Тогда уравнение (Х.7) приобретает следующий вид
Ра-Рб = (hon~K,) Р'ё~КЫ	(Х·8)
При условии Аоп — АЭк = йп имеем
Ра-Рб = Λπ(ρ'-ΡοΗμ)^·	(Х·9)
Из уравнения (Х.9) следует, что разность давлений рА — Ръ
больше нуля, так как плотность кипящей воды р' больше плот¬
ности пароводяной смеси рисм (имеется в виду, что давление
среды в контуре ниже критического значения).
Таким образом, в контуре циркуляции всегда имеет место ко¬
нечная разность	давлений среды у нижних	кромок опускных
7*	195

труб, с одной стороны, и подъемных труб — с другой. Именно
вследствие этой разности давлений вода перетекает из опускных
труб в подъемные, что и создает самопроизвольную (естествен¬
ную) непрерывную циркуляцию среды в контуре. Причем непре¬
рывность циркуляции обеспечивается постоянным парообразова¬
нием в подъемных обогреваемых трубах.
Уравнение (Х.9) позволяет сделать следующий важный вы¬
вод: чем больше теплоты воспринимает парообразующая труба,
тем выше, при прочих равных
условиях, расход воды в эту
трубу. Действительно, чем вы¬
ше тепловосприятие трубы,
тем больше пара в ней обра¬
зуется. А это приведет к уве¬
личению высоты ha и уменьше¬
нию плотности р”м . В итоге
разность давлений рд—Рв> а
вместе с ней и расход воды из
опускной трубы в подъемную
увеличатся.
Таким образом, парообра¬
зующие трубы, в которых дви¬
жение среды осуществляется
на принципе естественной цир¬
куляции, обладают саморегу¬
лированием: большему тепло-
восприятию соответствует
больший расход среды, и на-,
оборот. Саморегулирование
благоприятно влияет на вели¬
чину тепловой разверки и по¬
этому существенно повышает
надежность работы труб.
Величину в левой части
уравнения (Х.9) называют
движущим напором циркуля¬
ции и обозначают буквой S
S = Mp' — рсм)£’ Па· (ХЛ°)
Для определения численного значения величины S уравне¬
ние (Х.10) мало пригодно. Выразим истинную плотность парово¬
дяной смеси рсим через истинное паросодержание φ, плотность
кипящей воды р' и сухого пара р"
Рсм = <РР +(1 —ф)р кг/м3.	(X. 11)
Подставив это значение р”м в уравнение (Х.10), получим
5=ФМр' —Р")&> Па.	(X. 12)
Рис. 100. Схема контура циркуля¬
ции (к определению движущего на¬
пора).
1 — пароводяной коллектор; 2 — опуск¬
ные трубы; 3 — водяной коллектор; 4 —
подъемные парообразующие трубы.
196

В этой формуле φ — среднее по высоте паросодержащего уча¬
стка подъемной трубы истинное паросодержание.
Метод определения величины φ рассмотрен в гл. VIII. Что
касается величины /гш то ее определяют как разность между
высотой подъемной трубы (эту высоту обычно снимают с чер¬
тежа) и высотой экономайзерного участка (высотой точки заки¬
пания) кэк.
Х.З. Высота точки закипания
На рис. 101 показана схема контура циркуляции, согласно
которой экономайзерный участок подъемных труб состоит из
двух частей — обогреваемой /г°® и необогреваемой h*. Необо-
греваемая часть кэк появляется
из-за того, что нижние концы
подъемных труб либо нахо¬
дятся в застойной зоне газово¬
го тракта, где конвективный
теплообмен практически отсут¬
ствует, либо закрыты кирпич¬
ной кладкой.
Запишем равенство
/гэк = /1эк + /&.	(Х.13)
Величину h*K обычно сни¬
мают с чертежа парогенера¬
тора. Поэтому для определе¬
ния высоты точки закипания
достаточно отыскать значение
h°6.
ЭК
Примем следующее допу¬
щение. Будем считать, что
трубы воспринимают теплоту
равномерно по высоте обогре¬
ваемых участков. Тогда мож¬
но записать
0_.
/г06'
Qs
и об
= const, (Х.14)
1в.к'· Рек
Рис. 101. Схема контура циркуля¬
ции (к определению высоты точки
закипания).
где Q и Q3K — количество теп¬
лоты, восприни¬
маемое в единицу времени соответственно
подъемными трубами одного ряда и их экономай-
зерными участками;
/г°б — высота обогреваемого участка труб (см. рис. 101).
Из уравнения (Х.14) получаем
. ho6Q3K
1т°б -
иэк ■
Q
(X. 15)
197

Количество теплоты, воспринимаемое в единицу времени обо¬
греваемой частью экономайзерного участка, равно
Q3K = G (гт. з —г'в. к).	(Х.16)
В формуле (Х.16) обозначены (см. рис. 101):
G — расход воды через подъемные трубы ряда;
Гт. з — энтальпия кипящей воды при давлении рт;3 в точке за¬
кипания;
ι'β.κ — энтальпия воды в водяном коллекторе.
Подставим выражение (Х.16) в формулу (Х.15)
hfK = h°5 C^3~il K),	(Х.17)
Определим энтальпии Гт. 3 и гв. к.
Для нахождения энтальпии Гтз достаточно знать давление
рт. з. Обычно известно давление пара рп. к в пароводяном кол¬
лекторе. Давление в точке закипания будет больше давления
рп. к на величину гидростатического напора столба воды высотой
(Яоп — h°6), столба пароводяной смеси высотой (/г°б — /г°® ) и
гидравлического сопротивления паросодержащего участка
подъемных труб Арп
Рт. 3 == Рп. к + (Доп	h )р	—Лэк) ΡοΜέΜ-Δρπ.
В правую часть этого уравнения входит искомая величина /i°® ,
а также истинное паросодержание пароводяной смеси ρ“Μ, ко¬
торое невозможно определить без знания высоты точки закипа¬
ния. Поэтому к давлению в точке закипания обычно «подходят»
со стороны водяного коллектора и опускных труб, а именно: дав¬
ление в точке закипания будет больше давления рп. к на вели¬
чину гидростатического напора столба воды высотой (Доп — /гЭк)
за вычетом гидравлических сопротивлений опускных труб Δροπ
и экономайзерного участка подъемных труб Арэк
Рт. 3 = Рп.к + (Доп-йэк) P'g—(ΔΡοπ + АРэк)·	(X· 18)
Обычно /1эк<Доп и Δρ3Κ<Δροπ.
Поэтому, без существенной погрешности, давление в точке заки¬
пания можно принять равным давлению в водяном коллекторе:
Рт.з«Рв.к = Рп.к+ДопР^—ΔΡοπ· ,	(X. 19)
Зная давление, по таблицам воды и пара нетрудно найти эн¬
тальпию кипящей воды Гт. 3.
Рассмотрим метод определения энтальпии воды в водяном
коллекторе iB. к. Очевидно, величина гв. к равна энтальпии воды
в пароводяном коллекторе г'п. к, так как при прохождении опуск¬
ных необогреваемых труб энтальпия воды остается неизменной.
Иными словами гв. κ=ίπ. κ¬
ι 98

Для определения энтальпии г'п. к составим уравнение энерге¬
тического баланса потоков воды в пароводяном коллекторе
(рис. 102):
Gi'n. к = Dn в*эк +Wi'.	(Х.20)
Выразим расход воды W, поступающей из подъемных труб,
и расход воды G в опускных трубах через кратность циркуля¬
ции k и паропроизводительность D:
W = {k—\)D·,
G = kD.
(Х.20) можно записать
■эк
С учетом этих выражений уравнение
в виде
kDin.K = Dn.J3K + (k-\)Di'. (Х.21)
При стационарном режиме работы
парогенератора величина D равна рас¬
ходу питательной воды Dn.в. С учетом
этого из уравнения (Х.21) получим ис¬
комую энтальпию воды
t„.K= ί3Κ + (* —·1)Γ .	(Х.22)
В формуле (Х.22), а также в предыду¬
щих формулах буквой гэк обозначена
энтальпия воды при выходе из эконо¬
майзера, а буквой i' — энтальпия кипя¬
щей воды.
Контуры циркуляции имеют, как
правило, несколько рядов подъемных
труб, причем каждому ряду присущи свои геометрические, теп¬
ловые и гидравлические характеристики. Поэтому высота точки
закипания h3к для каждого ряда труб будет различной.
Рис. 102. Схема
ного коллектора
лению энтальпии
пароводя-
(к опреде-
ВОДЫ tn.к).
Х.4. Тепловосприятие и паропроизводительность
подъемных рядов труб
В результате теплового расчета парогенератора известно сум¬
марное количество теплоты Qn0, переданное в единицу времени
всем парообразующим трубам. Величина Q по складывается из
двух составляющих
Quo = <3л + Qk·	(Х.23)
Здесь Qa и QK — теплота, переданная соответственно излучением
в топке и конвекцией от продуктов сгорания.
Кроме того, из теплового расчета известна паропроизводи¬
тельность парогенератора D.
Для расчета естественной циркуляции необходимо знать теп¬
ловосприятие и паропроизводительность каждого ряда подъем-
199

ных труб. Очевидно, решение этой задачи сводится к распреде¬
лению известных величин Q.4, QK и D между отдельными рядами
подъемных труб.
Распределение теплоты Qa. Считают, что теплота распреде¬
ляется между экраном и притопочным пучком пропорционально
их лучевоспринимающим поверхностям нагрева (рис. 103):
Яэ
QjlH э
Н
л
ОлЯп
н
(Х.24)
В уравнениях (Х.24) Ял, Яэ и Яп — лучевоспринимающие по¬
верхности нагрева соответственно топки, экрана и притопочного
пучка [см. уравнения (V.37), (V.38) и
(V .39) ].
Величину Qa, в свою очередь, де¬
лят между первыми тремя рядами
труб притопочного пучка (рис. 103)
Qn = Qj, + Q" + Q"1.	(Х.25)
Здесь и далее надстрочным индек¬
сом указан номер ряда труб.
Строго говоря, лучистая энергия
воспринимается также трубами чет¬
вертого и последующих рядов, однако
доля этой энергии невелика и поэтому
вся теплота обычно относится к тру¬
бам первых трех рядов.
Распределение величины Qn между
рядами труб производят пропорцио¬
нально коэффициентам освещенности
соответствующего ряда. Коэффициен¬
том освещенности ряда κ называют от¬
ношение лучистой теплоты, падающей
на трубы рассматриваемого ряда, к
общей величине падающего лучистого
потока.
В соответствии со сказанным, ко¬
личество теплоты, воспринимаемой
в единицу времени первым и последующими рядами труб,
равно
лоты, передаваемой излуче¬
нием из топки.
QÄ = QnxI;
<2л=<2п>Л
Q"I = Qn(i—κ1—*п)·
(Х.26)
200

χπ(Ζ-ύ ряд)
гов труб: а — шахматный пучок; б — коридорный пучок.
*1 — поперечный шаг; — продольный шаг; d — наружный диаметр труб.
201

Значения коэффициентов освещенности % в зависимости от
строения пучка и относительных шагов приведены на рис. 104.
Распределение теплоты QK. Эта теплота распределяется
между рядами труб конвективного (притопочного, периферий¬
ного) пучка (рис. 105).
Qk “ Qk + Qk1 + Qk11 + · · · +Qk-	(X.27)
Здесь QKr, Qk11, ..Qkz — количество теплоты, воспринятой
в единицу времени трубами соответствующего ряда (г — число
рядов труб).
Для отыскания этих величин воспользуемся уравнениями
(VI.1) и (VI.2):
QK = cpB (/'-/");	(Х.28)
QK = kAtH.	(Х.29)
Выразим температурный напор через температуры сред
At =
г —
2,3 lg
θ'-is
θ" 	 ts
(XM)
Здесь θ' и θ" — температура продуктов сгорания при входе
в поверхность нагрева и при выходе из нее, и /s — температура
насыщения пароводяной смеси внутри труб.
Подставим значение At из уравнения (Х.ЗО) в формулу
(Х.29), приравняем правые части равенств (Х.28) и (Х.29) и
после преобразования получим
j θ'-4 . θ'-0" k н
ё θ" — ts Г — I" 2,3φβ	‘
(X.31)
В пределах парообразующего пучка труб с достаточной точ¬
ностью можно считать
	ф//
——— = const и k = const.	(Х.32)
В этом случае уравнение (Х.31) можно записать в таком
виде
= (Χ·33>
где
b
— θ"
I' — I"
k
2,3φβ
const.
(X.34)
Уравнение (Х.ЗЗ) пригодно не только для всего парообра¬
зующего пучка в целом, но также и для части пучка. Например,
202

для первого (и любого последующего) ряда труб можно за¬
писать
lg *1иЬ = ьН1.	(X. 35
а1-'*
Здесь Ф1— температура продукта сгорания при выходе из пер¬
вого ряда труб; Н1 — поверхность нагрева первого ряда труб.
Из этого уравнения нетрудно определить величину θ1. Под¬
ставляя в правую часть уравнения (Х.35) поверхность нагрева
двух, трех и т. д. рядов труб, можно
определить температуру продуктов
сгорания при выходе из каждого
Рис. 105. Схематическое	Рис. 106. График для определения
изображение потоков	температуры продуктов сгорания
теплоты, передаваемой	между рядами подъемных труб,
конвекцией.
ряда. Уравнение (Х.ЗЗ) удобно решать графически, так как оно
линейно относительно поверхности нагрева. Пример построения
графика показан на рис. 106.
После определения температуры, с помощью диаграммы
О—/ находят энтальпию продуктов сгорания при выходе из каж¬
дого ряда труб пучка.
Количество теплоты, воспринятое конвекцией первым и по¬
следующими рядами труб, равно:
(& = чВЫ\
Qk = φΒΔ/11;	(Х.3б)
QzK = q>BAI2.
203

В этих формулах А/ — изменение энтальпии продуктов сго¬
рания при прохождении ими соответствующего ряда труб.
Полное тепловосприятие труб каждого ряда в общем случае
представляет собой сумму из двух слагаемых. Например, пол¬
ное тепловосприятие i-ro ряда
Q^QI + Qk-	(Х.37)
Заметим, что для труб экрана QK = 0, а для труб четвертого
и последующего рядов труб <3Л = 0.
Паррпроизводительность рядов труб. Паропроизводитель-
ность ί'-го ряда труб определяют согласно уравнению
■ Q1 — QI
Dl = -	—2-.	(Х.38)
Г
В этой формуле обозначены:
Q* — тепловосприятие труб ряда;
Q!3k -— теплота, затраченная на подогрев воды до темпера¬
туры кипения [см. формулу (Х.16)];
г — теплота парообразования при давлении в пароводя¬
ном коллекторе.
После определения паропроизводительности каждого ряда
труб полезно проверить, не допущена ли в расчетах ошибка.
Для этого достаточно просуммировать величины расходов пара,
производимого в трубах каждого ряда, и сравнить полученную
сумму с паропроизводительностью парогенератора. Если в рас¬
четах ошибки нет, то имеет место равенство
2d‘=d:
1
Х.5. Полезный напор циркуляции.
Основные уравнения циркуляции
Движущий напор циркуляции S представляет собой источник
энергии, за счет которого происходит естественная циркуляция.
Подобно напору, создаваемому насосом, движущий напор за¬
трачивается	на	преодоление гидравлического	сопротивления
контура	циркуляции,	которое складывается	из	сопротивлений
подъемных труб АрПод и опускных труб ΑΡοπ.
S = Арпод+Δροπ.	(Х.39)
Преобразуем уравнение (Х.39) следующим образом
5-Арпод = Ар0п.	(Х.40)
Выражение в левой части уравнения (Х.40) называют по¬
лезным напором циркуляции и обозначают буквой .$Пол· Таким
образом, согласно определению и с учетом формулы (Х.12)
имеем
^пол ■ 5 ^Рпод	(р Р )g ДРпод·
(Х.41)

С другой стороны, согласно уравнению (Х.40), полезный на¬
пор затрачивается на преодоление гидравлического сопротив¬
ления опускных труб контура
Sno,i = Apon.	(Х.42)
Уравнение (Х.42) является основным уравнением циркуля¬
ции. Добавим к нему уравнение материального баланса для
циркуляционного контура
Gon = G3 + GI + GI,+ . . . + GZ.	(Х.43)
Здесь обозначены:
Gon — расход воды через опускные трубы;
Ga, G1, G11, ..., Gz — расход пароводяной смеси через
трубы экрана и соответствующего
ряда парообразующего пучка.
Х.6. Решение уравнений циркуляции
Решение уравнений (Х.42) и (Х.43) является заключительным
этапом расчета естественной циркуляции, в результате кото¬
рого определяют расходы воды через подъемные и опускные
трубы контура.
Уравнения циркуляции обычно решают графическим спосо¬
бом. Начинают расчет с построения гидравлических характери¬
стик всех опускных труб и каждого ряда подъемных труб
контура.
Под гидравлической характеристикой ряда подъемных труб
понимают зависимость полезного напора от расхода воды, по¬
ступающей в трубы этого ряда, т. e. ■SiJWn=fi(Gi). Гидравличе¬
ская характеристика опускных труб представляет собой зависи¬
мость гидравлического сопротивления опускных труб от расхода
воды через эти трубы, т. e. Ap0n=f2(G0n).
Для построения гидравлических характеристик подъемных
и опускных труб предварительно задаются тремя произволь¬
ными значениями расходов воды. Например, для характери¬
стики труб i-ro ряда 3*Пол—fi(G{) задаются расходами Gp, G2{
и G3% и для этих расходов воды по формуле (Х.41) подсчиты¬
вают три значения полезного напора. Затем расчетные точки
наносят на график'и соединяют плавной кривой. Аналогичным
образом поступают и при построении характеристики Ар0а=
= MGon).
На рис. 107 показаны характеристики ряда подъемных и
опускных труб. Как видно из рисунка, характеристика подъем¬
ных труб — падающая, а опускных труб — возрастающая. То,
что характеристика опускных труб возрастающая, не требует
особых пояснений: при течении однофазной среды график харак¬
теристики — квадратичная парабола, исходящая из начала
координат.
205

Для пояснения вида характеристики подъемных труб вос¬
пользуемся уравнением (Х.41). Допустим, что расход воды через
подъемные трубы увеличился, а тепловосприятие труб осталось
неизменным. При увеличении расхода воды доля теплоты, за¬
трачиваемой на подогрев воды до температуры кипения, возра¬
стает, а доля теплоты, затрачиваемой на парообразование,—
соответственно уменьшается. Очевидно, что при этом истинное
паросодержание φ и высота паросодержащего участка ha
уменьшатся, а вместе с ними, согласно (Х.41), уменьшится и
величина 5Пол·
,· О)	5)
Рис. 107. Гидравлические характеристики труб: а — подъемных; б —
опускных.
Таким образом, чем больше расход воды в подъемные трубы,
тем меньше полезный напор, и наоборот. Такую характеристику
называют падающей.
Предположим, циркуляционный контур содержит только
один ряд подъемных труб. Решим уравнения циркуляции (Х.42)
и (Х.43) применительно к этому простейшему контуру. Под¬
считаем гидравлические характеристики опускных труб и ряда
подъемных труб и построим их графики в одних и тех же осях
координат: по оси ординат отложим величины ^пол и Δρ0π, а по
оси абсцисс — расход среды G (рис. 108).
Точка пересечения характеристик, обозначенная на рис. 108
буквой М, соответствует решению уравнений циркуляции. Дей¬
ствительно, ордината точки М отвечает равенству SIn0n = Ар0п,
а абсцисса — равенству öon=GI. Иными словами, действитель¬
ный массовый расход воды через опускные трубы составляет
Gon, и этот расход равен действительному массовому расходу
среды через ряд подъемных труб G1.
Последовательность графического решения уравнений цир¬
куляции применительно к многорядному контуру показана*на
206

рис. 109. Контур состоит из четырех рядов подъемных труб
(экрана и трех рядов притопочного пучка) и ряда опускных
труб. В соответствии с этим на рис. 109, б построены четыре
гидравлические характеристики подъемных труб и характери¬
стика опускных труб. Вслед за построением характеристик для
каждого ряда труб строят суммарную гидравлическую характе¬
ристику всех подъемных труб контура.
При построении суммарной характеристики рассуждают сле¬
дующим образом. Подъемные трубы замыкаются на те же са¬
мые коллекторы, что и опускные трубы. Следовательно, вели¬
чины полезного напора в любых
подъемных трубах одинаковы и
равны гидравлическому сопро¬
тивлению опускных труб. В то
же время расход воды через
опускные трубы равен сумме рас¬
ходов через подъемные трубы.
Именно поэтому суммарную ха¬
рактеристику получают путем сло¬
жения расходов воды при посто¬
янном полезном напоре.
Для этого при трех произволь¬
но выбранных полезных напорах
^пол, И S'"non (см. рис. 109,
б) складывают отрезки абсцисс,
соответствующие расходам воды
через подъемные трубы, й полу¬
чают точки суммарной характери¬
стики Snofl. Например, точка 2 суммарной характеристики полу¬
чена путем сложения отрезков а, Ь, с и d. Аналогичным спосо¬
бом получены и две другие точки Sa0n.
Координаты точки пересечения кривых 5П0Л и Αρ0п соответ¬
ствуют решению уравнений (Х.42) и (Х.43): ордината точки М
соответствует уравнению 5Пол = Ар0п, а абсцисса — материаль¬
ному балансу расходов воды G0n=Ga+GI-f Gn-fGra.
После решения уравнений циркуляции определяют расходы
воды через подъемные трубы каждого ряда (см. рис. 109, в).
Для этого через точку М проводят горизонтальную прямую до
пересечения со всеми характеристиками рядов подъемных труб.
Точки пересечения прямой с характеристиками позволяют опре¬
делить расходы воды G3, G1, G11 и G111, поступающей в подъем¬
ные трубы соответствующего ряда.
Зная расходы воды, а также паропроизводительность, не¬
трудно найти среднее массовое паросодержание смеси при вы¬
ходе из подъемных труб любого ряда. Например, среднее мас¬
совое паросодержание смеси при выходе из труб первого ряда
притопочного пучка равно xl=DljG\ Кратность циркуляции
воды в трубах этого же ряда составляет kl=l/x1—G1jDl.
Рис. 108. Графическое решение
уравнений циркуляции примени¬
тельно к однорядному контуру.
207

Рис. 109. Графическое ре¬
шение уравнений циркуля¬
ции применительно к много¬
рядному контуру: а — схе¬
ма контура циркуляции;
б — схема построения гид¬
равлических характеристик;
в — определение расходов
воды через подъемные и
опускные трубы.
208

Х.7. Проверка надежности
работы контура циркуляции
Конечная цель расчета естественной циркуляции — оценить на¬
дежность работы циркуляционного контура. Для этого суще¬
ствуют показатели надежности циркуляции. Если величины этих
показателей находятся в пределах заранее известных допусти¬
мых значений, то работу циркуляционного контура признают
надежной.
Рассмотрим основные показатели надежности.
Максимально допустимое массовое паросодержание среды
при выходе из подъемных труб. Одной из причин повышения
температуры металла парообразующих труб считают кризис
теплообмена II рода (см. гл. VIII). Причем опасен не темпера¬
турный скачок, возникающий из-за уменьшения коэффициента
теплоотдачи при кризисе. Расчеты показывают, что при тепло¬
вых нагрузках, массовых скоростях и давлениях, встречаю¬
щихся в судовых парогенераторах с естественной циркуляцией,
температурный скачок невелик и не создает угрозы разрушения
металлу.
Опасность возникает из-за образования накипи, которое со¬
путствует кризису теплообмена II рода. Со временем толщина
накипи увеличивается, в результате чего температура металла
может превысить допустимое значение.
В судовых парогенераторах с естественной циркуляцией гра¬
ничное значение паросодержаний Хгр, при которых начинается
ухудшенный теплообмен, составляет 0,5 и выше. Для того чтобы
обеспечить безнакипный режим работы парообразующих труб,
паросодержание при выходе из любой трубы должно быть
меньше величины хГр. С учетом тепловой разверки, а также
принимая некоторый запас надежности, считают, что для обес¬
печения надежной работы контура циркуляции среднее массо¬
вое паросодержане при выходе из подъемных труб любого ряда
не должно превышать 0,25.
Таким образом, первый показатель надежности можно запи¬
сать в виде неравенства
X < 0,25.	(Х.44)
Пароводяная смесь с наибольшим массовым паросодержа-
нием выходит из труб, имеющих максимальный обогрев. Эти
трубы расположены, как правило, в первом ряду притопочного
пучка. Поэтому величину х в неравенстве (Х.44) подсчитывают
для труб первого ряда при работе парогенератора на макси¬
мальной нагрузке.
Если учесть связь между паросодержанием и кратностью
циркуляции, то условие надежной работы циркуляционного кон¬
тура можно сформулировать так: кратность циркуляции воды
209

в парообразующих трубах любого ряда должна быть не менее
четырех, т. е.
&>4.	(Х.45)
Застой и опрокидывание циркуляции. Под застоем циркуля¬
ции понимают такое явление, при котором скорость воды, по¬
ступающей из водяного коллектора в подъемные трубы, очень
мала. Образующийся в трубах пар поднимается вверх в парово¬
дяной коллектор, а на его место из пароводяного и водяного
коллекторов поступает вода.
При застое циркуляции расход поступающей из коллекто¬
ров в трубы воды равен расходу образующегося в трубах пара.
С паром уносится лишь не¬
большое количество солей,
вносимых в трубы вместе
с водой, и поэтому концент¬
рация их в водяной фазе
постепенно возрастает. С те¬
чением времени может на¬
ступить такой момент, когда
раствор солей станет насы¬
щенным, и соли начнут вы¬
падать в осадок, загряз¬
няя внутреннюю поверх¬
ность труб.
Опрокидыванием цирку¬
ляции называют явление,
при котором в парообразу¬
ющих трубах поток движет¬
ся не снизу вверх, а сверху
вниз, из пароводяного кол¬
лектора в водяной. Образующийся в этих трубах пар, в зави¬
симости от скорости движения потока, может либо подниматься
вверх, либо увлекаться потоком воды в водяной коллектор.
Опасны режимы с малой скоростью потока, в которых паровые
пузыри очень медленно всплывают вверх, образуя сплошную
паровую пробку. При этом коэффициент теплоотдачи аг резко
уменьшается, а температура металла труб соответственно воз¬
растает. Рассмотрим признаки, по которым можно судить о на¬
личии застоя и опрокидывания циркуляции.
На рис. 110 построена гидравлическая характеристика ряда
парообразующих труб в области положительных и отрицатель¬
ных расходов среды. Закон изменения полезного напора в об¬
ласти отрицательных расходов записывается в виде следующего
уравнения	_
5Π0Λ = φ0Α(ρ'—P")g+A/W	(χ·46)
где φ0π — истинное паросодержание при опускном движении
потока.
Рис. ПО. Гидравлическая характерис¬
тика ряда подъемных труб в области
положительных и отрицательных рас¬
ходов среды (к определению признаков
застоя и опрокидывания циркуляции).
2-10

Заметим, что уравнение (Х.46) отличается от формулы
(Х.41) знаком перед величиной ДрПод·
Характеристика (рис. ПО) в области расходов воды, близ¬
ких к нулю (заштрихованная область), проведена условно.
В этой области режим движения среды неустойчив: подъемное
движение потока может сменяться опускным, и наоборот.
При графическом решении уравнений циркуляции может
оказаться, что горизонтальная прямая, проходящая через
точку М с ординатой 5Пол = Ар0п, пересечет характеристику ряда
парообразующих труб вблизи оси ординат (заштрихованная, об¬
ласть рис. ПО). Такой результат решения уравнений служит
признаком неустойчивого движения среды и застоя циркуляции.
Может встретиться и такой случай, при котором пересечение
горизонтальной прямой с характеристикой ряда труб произой¬
дет в области отрицательных расходов среды. Это означает
опрокидывание циркуляции.
Как следует из рис. ПО, застой и опрокидывание циркуля¬
ции невозможны в том случае, если величина полезного напора
контура 5Пол меньше предельных значений напоров застоя 53
и опрокидывания -Sonp. Именно в этом случае пересечение гори¬
зонтальной прямой с характеристиками рядов труб возможно
лишь в области положительных расходов G. Поэтому второй
показатель надежности работы контура циркуляции записывают
в виде неравенств
5„ол<гЬ и Sn0J1<^.	(Х.47)
1,15	1,15
В этих неравенствах величина 1,15 представляет собой коэф¬
фициент запаса.
Значения S3 и 50пр подсчитывают по методике ЦКТИ, кото¬
рая здесь не приводится.
Застой и опрокидывание циркуляции возможны лишь в сла-
бообогреваемых парообразующих трубах. Таковыми являются
последние, наиболее удаленные от топки ряды труб при работе
парогенератора на минимальной нагрузке. Поэтому величину
З'пол для неравенств (Х.47) берут из расчета циркуляции, выпол¬
ненного применительно к минимальной нагрузке.
Работа опускных труб. Надежность работы парообразующих
труб в большой степени зависит от нормального режима ра¬
боты опускных труб. Под нормальным понимают такой режим
их работы, при котором обеспечивается непрерывный подвод
достаточного количества воды в водяной коллектор для пита¬
ния подъемных труб. Существенное снижение расхода воды че¬
рез опускные трубы неизбежно ведет к пережогу подъемных
труб.
Причиной снижения расхода воды через опускные трубы мо¬
жет стать увеличение их гидравлического сопротивления из-за
211

наличия пара. Действительно, пар, как более легкая фаза, стре¬
мится двигаться вверх, т. е. навстречу движению воды. При этом
гидравлические сопротивления опускных труб возрастают,
а расход воды через них соответственно уменьшается. Сниже¬
ние расхода воды, в свою очередь, приводит к нарушению пита¬
ния подъемных труб.
Причинами появления пара в опускных трубах могут быть:
—	парообразование непосредственно в опускных трубах из-
за их обогрева;
—	захват пара из пароводяного коллектора;
—	вскипание воды в опускных трубах из-за снижения
давления.
Рис. Ш. Схема вихре-	Рис. 112. Зависимость критической вы-
вой воронки в пароводя-	соты слоя воды от скорости воды
ном коллекторе.	в опускных трубах и внутреннего диа¬
метра опускных труб.
Первую причину рассматривать не будем, так как в совре¬
менных судовых парогенераторах применяют исключительно
необогреваемые опускные трубы. Рассмотрим две другие
причины.
Захват пара вследствие образования вихревой воронки. При
входе воды в опускную трубу может образоваться вихревая
воронка, внутренняя полость которой служит каналом между
паровым объемом пароводяного коллектора и опускной трубой.
По этому каналу пар попадает непосредственно в опускную
трубу (рис. 111).
Образование вихревой воронки зависит от высоты слоя воды
над входом в опускные трубы /гсл, скорости воды в трубе w0п
и диаметра трубы doa. Чем больше слой воды, тем меньше ве¬
роятность возникновения вихревой воронки. Максимальную вы¬
соту слоя воды, при которой еще образуется вихревая воронка,
называют критической, и поэтому условие отсутствия вихревой
воронки записывают в виде неравенства hCn>hKV.
На рис. 112 показана опытная зависимость критической вы¬
соты слоя воды /гкр от величины w0п и d0п при симметричном
212

подводе воды в опускную трубу1. Как видно из представленных
на рисунке опытных данных, для предупреждения образования
воронки достаточно иметь высоту слоя 80—100 мм. Если же
подвод воды в опускные трубы несимметричен (именно такой
подвод встречается чаще всего), то величина /гкр достигает
150—200 мм. Это обстоятельство нужно иметь в виду при вы¬
боре места ввода опускных труб в пароводяной коллектор.
Образование пара вследствие кавитации. Кавитацией назы¬
вают образование пара во входном сечении опускной трубы
из-за локального понижения давления. Известно, что при пони¬
жении давления уменьшается недогрев воды до кипения. При
существенном снижении давления недогрев может стать рав¬
ным нулю, что и приведет к вскипанию воды.
Выведем условие, при котором во входном сечении опускной
трубы вскипание не произойдет.
Недогрев воды до кипения при входе в опускную трубу
А/Нед = (i' + Ai') — ί'π. к.	(Х.48)
В этой формуле обозначены:
i' — энтальпия кипящей воды при давлении пара в паро¬
водяном коллекторе;
Ai' — изменение энтальпии кипящей воды при входе в опу¬
скную трубу в связи с локальным изменением дав¬
ления;
in. к — энтальпия воды в пароводяном коллекторе.
Вскипание воды (кавитация) невозможно в том случае, если
недогрев до кипения будет больше нуля, т. е.
(i' + Ai') — ί'π. к > 0.	(Х.49)
Рассмотрим факторы, влияющие на изменение давления при
входе в опускную трубу. Давление при входе в трубу отличается
от давления пара в коллекторе на величину:
ΔρΒΧ = ^Ρ^-ζΒχ^—^ ·	(Х.50)
Составляющие уравнения (Х.50) имеют следующий физиче¬
ский смысл:
Ьслр'ё — давление слоя воды, расположенного над входом
в опускную трубу;
r WtnP'
ζΒΧ —		потеря давления, связанная с преодолением местного
сопротивления (ζΒχ — коэффициент сопротивления
входа в трубу, примерно равный 0,5);
1 Симметричным называют такой подвод воды, при котором предметы
в пароводяном коллекторе (трубы, внутриколлекторные устройства, стенки
коллектора и др.) расположены симметрично относительно центра опускной
трубы.
213

WonP
потеря давления, связанная с созданием динамиче¬
ского напора.
В этих выражениях плотность воды в пароводяном коллек¬
торе условно принята равной плотности кипящей воды р'.
Изменение энтальпии кипящей воды Ai' выразим через из¬
менение давления Арвх следующим образом
r)i'	di' [	Ш2пР' ^ηπΡ \
Ai' = l·- Ap^-frlhvfi'g-U-^f	.	(Х.51)
Здесь ai jap — первая производная энтальпии кипящей воды по
давлению. Значение di'/dp показывает, на какую величину
изменяется энтальпия кипящей
воды при изменении давления на
1 Па. График зависимости этой
производной от давления показан
на рис. 113.
Подставим значение Ai' из
уравнения (Х.51) в неравенство
(Х.49), решим неравенство отно¬
сительно высоты слоя воды йсл,
после чего окончательно полу¬
чаем условие отсутствия кави¬
тации во входном сечении опуск¬
ных труб
Рис. 113. Зависимость производной
di'/dp от давления.
^СЛ (?в
1)·
ос
2g	p'gdi'/dp
(Х.52)
Вскипание воды вследствие резкого снижения давления. Со¬
временные судовые парогенераторы обладают малой тепловой
инерционностью. Поэтому они очень чувствительны даже к не¬
большим изменениям нагрузки. Если изменение нагрузки про¬
исходит слишком быстро, то переходный процесс сопровож¬
дается изменением параметров рабочего тела, которое может
привести к нарушению циркуляции. Например, при резком от¬
крытии маневрового клапана перед главной турбиной (т. е. при
увеличении нагрузки) происходит «выхватывание» большого
количества пара из парогенератора. Для того чтобы компенси¬
ровать нехватку пара, требуется вполне определенный промежу¬
ток времени, так как увеличение паропроизводительности не
может произойти мгновенно. Именно для этого промежутка вре¬
мени характерно нарушение материального баланса: пара от¬
бирается больше, чем производится в парогенераторе, и давле¬
ние пара при этом падает. Падение давления влечет за собой
соответствующее уменьшение энтальпии кипящей воды и недо-
грева воды до кипения. Если недогрев до кипения станет равным
214

нулю или даже меньше нуля, то произойдет вскипание воды во
всем контуре, в том числе и в опускных трубах.
При резком снижении нагрузки наблюдается обратная кар¬
тина: давление пара в парогенераторе растет, недогрев воды до
кипения увеличивается, и происходит частичная конденсация
пара в подъемных трубах. Все эти_явления приводят к умень¬
шению истинного паросодержания φ, высоты паросодержащего
участка hu и разности (р'—р")· Поэтому, согласно уравнению
(Х.12), при повышении давления движущий напор умень¬
шается, и кратность циркуляции становится меньше.
Из сказанного ясно, что резкие изменения давления пара как
в ту, так и в другую сторону могут стать причинами нарушения
естественной циркуляции и, как следствие, аварии парогенера¬
тора. Вероятность нарушения циркуляции зависит от скорости
изменения давления. Чтобы избежать нарушений циркуляции,
в судовых парогенераторах существуют ограничения скорости
изменения давления. Например, скорость снижения давления
в парогенераторах малой форсировки с давлением пара 2,8—
4,5 МПа не должна превышать 6· 10~3 МПа/c. Для парогенера¬
торов высокой форсировки при давлении пара 6,0—10,0 МПа
допускается скорость снижения давления не более
3-10-2 МПа/с.
Что касается скорости повышения давления, то ее величина
может превышать допустимую скорость снижения давления на
20-30%.
Х.8. Способы повышения надежности
естественной циркуляции
При проверке работы контура может оказаться, что рассматри¬
ваемая конструкция не обеспечивает надежную циркуляцию на
всех возможных режимах работы. В этом случае необходимо
внести конструктивные изменения, а затем заново произвести
расчет естественной циркуляции.
Наиболее универсальным способом повышения надежности
циркуляции является увеличение сечения опускных труб, в ре¬
зультате чего снижается их гидравлическое сопротивление. На
рис. 114 показаны гидравлическая характеристика ряда подъ¬
емных труб 5гпол, суммарная характеристика Snoa, а также две
характеристики опускных труб (Ароп)1 и (Αρ0π)ζ· Опускные
трубы с более крутой характеристикой имеют меньшее проход¬
ное сечение, а с более пологой — большее проходное сечение.
Из рассмотрения рисунка видно, что при большем. сечении
опускных труб расходы воды через опускные и подъемные
трубы увеличиваются. Действительно, (G0nh> (Gon) i иG*2>Gv
Увеличение расхода воды через подъемные трубы повышает
кратность и, следовательно, надежность циркуляции.
На рис. 114 видно, что увеличение сечения опускных труб
приводит к понижению полезного напора:	(5П0Л)2< (Sntwi)i-
215

Это обстоятельство также способствует повышению надежности
циркуляции, так как чем ниже 5П0л, тем меньше вероятность
возникновения застоя и опрокидывания циркуляции [см. нера¬
венства (Х.47)].
На основании большого опыта проектирования и эксплуа¬
тации судовых парогенераторов разработаны рекомендации, по¬
зволяющие заранее выбрать необходимое сечение опускных
труб / оп исходя из сечения всех подъемных труб контура /под-
Согласно рекомендациям, от¬
ношение /оп//под составляет ве¬
личину от 0,25 до 0.7,
Меньшие значения относятся
к парогенераторам малой фор¬
сировки· с низким давлением
пара, а большие — к парогене¬
раторам сверхвысокой форси¬
ровки с высоким давлением
пара. .
Другой способ повышения
надежности циркуляции в на¬
иболее напряженных парооб¬
разующих трубах заключается
в увеличении их диаметра.
Такое конструктивное решение
приводит к перераспределению расходов воды по рядам подъем¬
ных труб: в первых рядах расход воды увеличивается за счет
некоторого снижения расхода в трубах последующих рядов.
Что касается опускных труб, то нормальный режим их ра¬
боты обеспечивается устранением причин, способствующих по¬
паданию в трубы пара.
Рис. 114. Влияние сечения опускных
труб на циркуляцию воды в контуре.
Глава XI. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ
И ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ПАРОГЕНЕРАТОРА С ЕСТЕСТВЕННОЙ
ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ВОДЫ
XI.1. Общие требования, предъявляемые
к судовым парогенераторам
Тип парогенератора при проектировании назначают в зависи¬
мости от начальных параметров пара, типа главной энерге¬
тической установки, класса и назначения судна, формы паро¬
генераторного помещения.
216

Два важнейших признака определяют тип современного
парогенератора: принцип организации движения воды и пара;
принцип организации движения воздуха и продуктов сгорания.
Отметим, что для транспортных судов обычно применяют
парогенераторы с малыми значениями qT и qa. и, с естественной
циркуляцией и вентиляторным дутьем.
Для военных кораблей в силу особых специфических усло¬
вий работы энергетической установки и ограниченных размеров
помещений наряду с парогенераторами, имеющими естествен¬
ную циркуляцию и вентиляторное дутье, применяют парогене¬
раторы с принудительным движением воды и пара (в том
числе прямоточные) и высоким наддувом воздуха. Эти паро¬
генераторы, работающие в условиях высоких значений qT и qu.н,
по сравнению с парогенераторами транспортных судов менее
экономичны, но зато относительно легче и меньше по габари¬
там.
Главные судовые парогенераторы должны удовлетворять
целому ряду требований. Основными из них являются:
—	эксплуатационная надежность;
—	высокая маневренность;
—	простота конструкции, удобство расположения и доступ¬
ность к основным узлам парогенератора при ремонте и обслу¬
живании;
—	долговечность;
—	способность удовлетворять требованиям Правил Реги¬
стра СССР и других классификационных обществ;
—	способность работать на различных марках мазута;
—	высокая экономичность в расходе топлива на всех на¬
грузках;
—	малые габариты и масса;
—	бесшумность работы;
—	простота технологии изготовления, развитая степень уни¬
фикации узлов и деталей, малые первоначальные затраты и
эксплуатационные расходы.
Остановимся подробно на двух важнейших требованиях:
эксплуатационной надежности и маневренности.
Парогенераторы должны безотказно работать как при сни¬
жении давления пара, так и при снижении температуры пита¬
тельной воды.
Дополнительно к сказанному, парогенераторы с естествен¬
ной циркуляцией должны быть надежными при крене 15—20°
и дифференте 5—8°.
Конструкция основных узлов должна быть простой и до¬
ступной для ремонта, так как некоторые виды работ прихо¬
дится производить экипажу, не располагающему необходи¬
мыми техническими средствами для ремонта.
Надежность в процессе эксплуатации должна сохраняться
не только потому, что в случае выхода парогенератора из
217

строя нарушится график движения судна, но и потому, что
судно окажется в опасной ситуации, за которой может после¬
довать авария с пагубными последствиями.
Второе очень важное требование к судовым парогенера¬
торам— это высокая маневренность.
Маневренность парогенератора определяется временем, за¬
трачиваемым на изменение режима работы, а также на его
пуск и остановку. У прямоточного парогенератора это время
значительно меньше, чем у парогенератора с естественной цир¬
куляцией.
Все операции, связанные с переходом от одного режима
к другому, должны проходить быстро и безаварийно. Продол¬
жительность операций при маневре зависит от многих причин
и, в частности, от принципа движения воды и пара, степени
экранирования топки, металлоемкости, объема воды в трубах
и коллекторах, организации подачи питательной воды, топлива
и воздуха.
Для оценки маневренных свойств парогенератора введены
два понятия: инерционность топки и аккумулирующая способ¬
ность парогенератора.
Под инерционностью топки подразумевают способность ее,
а следовательно, и всего парогенератора быстро или медленно
среагировать на изменение скорости горения топлива в момент
перехода от одной нагрузки парогенератора к другой. Чем
меньше инерционность топки, тем, очевидно, быстрее можно
перейти от одного режима работы парогенератора к дру¬
гому.
Что касается аккумулирующей способности, то под. ней под¬
разумевают способность парогенератора при переходе на дру¬
гой режим работы производить (например, при изменении дав¬
ления пара) некоторое дополнительное количество пара, хотя
расходы питательной воды, топлива и воздуха в момент ма¬
невра остаются неизменными. Тепловыделение в топке в этот
момент, очевидно, тоже остается неизменным.
Аккумулирующая способность проявляется и имеет наи¬
большее значение именно при изменении давления пара в па¬
рогенераторе, которое может произойти от разных причин. На¬
пример, при понижении давления во время резкого увеличе¬
ния расхода пара на главную турбину температура кипения
воды в парогенераторе, а вместе с ней и температура металла
парообразующей поверхности нагрева снизятся. Высвободив¬
шаяся при этом часть теплоты, аккумулированной в воде и
металле, будет расходоваться на дополнительное увеличение
паропроизводительности.
Таким образом, при переходе к другому режиму, в частности
при снижении давления пара, парогенератор произведет до¬
полнительно некоторое количество пара. При увеличении дав¬
ления произойдет изменение других величин.
218

Так, например, при снижении давления пара в судовом па¬
рогенераторе высокой мощности, паропроизводительностью
D = 20 кг/с, увеличение массы пара за счет самоиспарения, т. е.
за счет высвобождения части теплоты, аккумулированной
в воде, составит примерно 60% общего количества дополни¬
тельно произведенного пара.
Вторая часть дополнительного количества пара получается
за счет теплоты, аккумулированной в металле, эта масса пара
составляет величину 30—35%. Третья, незначительная часть
дополнительного количества пара (~5%) образуется в резуль¬
тате увеличения удельного объема пара, вызванного сниже¬
нием давления пара при маневре.
Что касается теплоты, аккумулированной кирпичной клад¬
кой, то она незначительна и практически не участвует в обра¬
зовании дополнительного количества пара, потому что темпе¬
ратура обмуровки при любом изменении давления пара
остается почти постоянной.
Сказанное позволяет сделать вывод о том, что для пароге¬
нераторов высокой мощности, которые должны обладать высо¬
кими маневренными свойствами, необходимо стремиться
к уменьшению количества воды внутри парогенератора и к сни¬
жению массы металла, идущего на изготовление поверхностей
нагрева и коллекторов.
В современных парогенераторах высокой мощности масса
воды и металла сведена к минимуму. Например, в судовом
парогенераторе паропроизводительностью 15—20 кг/с объем
воды составляет около 3 м3. При прекращении по какой-либо
причине питания парогенератора водой весь ее объем может
превратиться в пар за 1,5—2,0 мин.
Эксплуатационная надежность парогенераторов большой
мощности, обладающих высокой чувствительностью к быстрому
изменению режима работы или, иначе говоря, обладающих
малой аккумулирующей .способностью, может оказаться недо¬
статочной, если не будет применена система автоматического
регулирования подачи воды, топлива и воздуха. Обязанность
этой системы — поддерживать соответствие между отводом теп¬
лоты (паропроизводительностью) и поступлением в парогене¬
ратор воды, топлива и воздуха в нужных количествах, чтобы
обеспечить достаточную надежность.
К высокоэкономичным парогенераторам транспортных су¬
дов, работающих в основном при постоянном режиме и обла¬
дающих большой аккумулирующей способностью в отношении
маневренности, предъявляются более низкие требования. Паро¬
генераторы таких судов обладают малой чувствительностью
к колебаниям расхода пара и нарушению режима горения. Они
могут работать надежно даже при ручном управлении, хотя
и эти парогенераторы в настоящее время снабжают системой
автоматического регулирования.
219

В заключение укажем, что время переходного процесса,
кроме указанных выше причин, зависит от компоновки паро¬
генератора в целом и от его тепловых характеристик qT и qa. н.
Все это должно учитываться при проектировании парогенера¬
тора.
XI.2.	Влияние начальных параметров пара
и вторичного перегрева на экономичность
и надежность энергетической установки.
Эффект от регенеративного подогрева
питательной воды
Преимущества и недостатки высоких начальных параметров
пара. Степень эффективности использования энергии топлива
определяется экономическим (или эффективным) к. п. д. энер¬
гетической установки т]э. у.
Аналитически величину η9. у можно представить двумя фор¬
мулами
л,у=~-	(ΧΙ-1)
или
Лэ. у ЛА)пЛэ- т&в. м^с. н>	(XI.2)
где Ν·э — эффективная мощность на фланце вала главного
турбозубчатого агрегата (ГТЗА), кВт;
В — расход топлива, кг/с;
QP—низшая теплота сгорания, кДж/кг;
ηί — термический к. п. д. цикла, зависящий от начальных
и конечных параметров пара, промежуточного пере¬
грева пара и степени регенерации;
т|п — к. п. д. главного парогенератора;
η3. т — эффективный к. п. д. ГТЗА;
ζΒ. м — коэффициент, учитывающий затрату энергии на
вспомогательные механизмы и другие нужды, свя¬
занные с обслуживанием главных парогенераторов
и ГТЗА (чем больше будет затрачено энергии, тем
меньше величина ζΒ. м);
ζο.Η — коэффициент, учитывающий затраты энергии на об¬
щесудовые нужды, не связанные с работой энергети¬
ческой установки.
Важную роль в повышении экономического к. п. д. установки
играет термический к. п. д. цикла. Формулой для определения
термического к. п. д. цикла Ренкина служит выражение
Ф =	(ΧΙ.3)
*1 — (К
где ti — энтальпия пара в начале адиабатного его расширения
в турбине;
220

4 — энтальпия пара в конце адиабатного расширения
в турбине;
г'к — энтальпия воды на выходе из конденсатора, после
конденсации пара.
Из термодинамики известно, что чем выше начальные пара¬
метры пара Pi и tu тем выше термический к. п. д. цикла (при
условии Рк = const), а стало быть, выше и экономический к. п.д.
всей энергетической установки. Это подтверждается рис. 115,
на котором показано влияние pi и на величину η* при посто¬
янном противодавлении, которое в данном случае принято рав¬
ным /?к = 0,005 МПа.
Экономический к. п.д. паротурбин¬
ной энергетической установки транс¬
портных судов большого водоизмеще¬
ния с развитой регенерацией теплоты
находится в пределах η3.γ=0,284-0,31,
а если применить промежуточный пе¬
регрев пара, то цэ.у=0,33-1-0,36.
Начальные параметры пара для
большинства транспортных судов в
настоящее время принимают
Рт = 74-8 МПа и ίππ —5104-525° С.
щ
Рис. 115. Зависимость тер¬
мическою к. п. д. цикла тц
от начальных лараметров
пара pi и t\ при конечном
давлении рк= 0,005 МПа.
Более высокие начальные парамет¬
ры пара в судовой практике почти не
встречаются. Объясняется это тем,
что при дальнейшем повышении дав¬
ления и температуры пара тепловой
эффект получается не столь велик,
а стоимость энергетического оборудо¬
вания резко увеличивается. Кроме того, эксплуатационная на¬
дежность пароперегревателей, предназначенных для высокой
температуры перегретого пара, заметно снижается, так как
в этом случае их приходится" располагать в зоне высокой тем¬
пературы продуктов сгорания (1200—1400°С). Технология изго¬
товления и компоновка таких парогенераторов становится
сложнее.
Существуют и другие недостатки, связанные с применением
высокой температуры перегретого пара, а именно: необходи¬
мость перехода от перлитных сталей к высоколегированным
дорогостоящим аустенитным сталям. Но даже применение и
таких сталей полностью не устраняет опасности пережога
труб.
Высоколегированные стали (Х18Н10Т, Х18Н12Т и др.),
вследствие низкого коэффициента теплопроводности, обладают
свойством растрескивания при резких изменениях температуры
рабочей среды. Применение аустенитных сталей требует уве¬
личения времени маневра, т. е. времени пуска, остановки и
221

перехода от одного режима работы парогенератора к другому,
а это снижает маневренные свойства энергетической установки.
Укажем еще на одну, очень важную отрицательную сторону
применения высоких начальных параметров пара, в частности —
температуры.
Известно, что в некоторых сортах мазута содержится вана¬
дий в количестве от 0,005 до 0,3% по массе. Наличие даже
такого небольшого количества ванадия вызывает так называе¬
мую ванадиевую коррозию поверхностей нагрева (более под¬
робно о ванадиевой коррозии см. гл. XVII). Это обстоятель¬
ство также служит сдерживающим началом при выборе высо¬
кой температуры перегретого пара. При температуре стенки
ниже 550°С ванадиевая коррозия маловероятна.
Имеется еще одна особенность, которую следует учитывать
при применении высокого давления пара.
С увеличением давления пара движущий напор циркуляции
в парообразующих трубах парогенераторов с естественной цир¬
куляцией уменьшается, так как уменьшается разность плотно¬
стей воды и пароводяной смеси (р'—рисм). Это обстоятельство
может привести к нарушению циркуляции воды и пережогу
парообразующих труб.
Поэтому применять давление пара в парогенераторах с есте¬
ственной циркуляцией более 10 МПа не рекомендуется, осо¬
бенно если учесть ограниченные габариты парогенераторного
помещения по высоте.
Если посмотреть на диаграмму Т — s (или i — s) водяного
пара, то можно заметить, что чем выше начальное давление
пара при t = const, тем выше его влажность в конце расширения
в турбине, а стало быть, тем больше вероятности появления
эрозии лопаток турбин.
При повышении влажности пара снижается также и вну¬
тренний к. п. д. турбины. Чтобы избежать этого и увеличить
термический к. п. д. цикла, в установках с высокими началь¬
ными параметрами стали применять промежуточный (вторич¬
ный) перегрев пара.
Промежуточный перегрев пара. Сущность идеи применения
промежуточного перегрева состоит в том, что после частичного
расширения в турбине высокого давления пар направляется
не сразу в последующую турбину, а в промежуточный паропере¬
греватель, предназначенный для повторного перегрева. По¬
вторно перегретый пар, обычно до той же температуры, что
и в основном пароперегревателе, направляют в следующую
турбину (или ступень) для расширения, но уже при повышен¬
ной энтальпии.
Давление вторичного перегретого пара p|JP значительно ниже
начального давления рап. Величину р"Р обычно принимают рав¬
ной pjjp ~0,2ч-0,25рпп. На величину к. п. д. парогенератора
222

промежуточный перегрев пара практически влияния не оказы¬
вает. Его основное назначение — повысить эффективный к. п. д.
всей энергетической установки и снизить степень влажности
пара в последних ступенях турбины низкого давления.
Чтобы оценить влияние промежуточного перегрева пара на
к. п. д. цикла, рассмотрим отдельно цикл Карно 1—2—3—4—1
(рис. 116, а) и цикл Ренкина 1—2—3—4—5—1 (рис. 116, б)
в диаграмме Т— s, применив к ним понятие средней темпера¬
туры подвода теплоты.
Известно, что цикл Карно для установки, работающей на
водяном паре, осуществить невозможно из-за того, что погра¬
ничная кривая температуры кицения воды (х = 0) и кривая изо¬
бары перегретого пара в диаграмме Т — s идут наклонно.
В цикле Ренкина температура подвода теплоты является
величиной переменной, а не максимальной, поэтому термиче¬
ский к. п. д. его меньше термического к. п. д. цикла Карно.
Разобьем цикл Ренкина в диаграмме Т — s (рис. 116, б) на
три отдельных участка: нагрев воды Н, парообразование ПО
и перегрев пара ПП. Будем считать, что на каждом участке
осуществляется подвод теплоты при какой-то средней темпера¬
туре. Тогда каждый участок диаграммы Т — s приобретает та¬
кой же вид, как и в цикле Карно. Однако, если учесть, что
средние температуры подвода теплоты в цикле Ренкина на пер¬
вом и третьем участках меньше максимальной температуры
подвода теплоты, то, очевидно, и составляющие термического
к. п. д. отдельных участков цикла, связанные с нагревом
жидкости и перегревом пара, будут ниже термического к. п. д.
цикла Карно. Только на участке, относящемся к парообразова-
223

нию, к. п. д. цикла Ренкина будет соответствовать к. п. д. цикла
Карно.
Цикл с промежуточным перегревом пара 1—2—3—4—5—6—
7—8—1 (см. рис. 117, а) можно рассматривать как бы состоя¬
щим из двух частей: основной части 1—2—3—4—8—1, не имею¬
щей промежуточного перегрева, и дополнительной части
5—6—7—8, характеризующейся перегревом. Для сравнения
термических к. п. д. циклов с промежуточным перегревом и без
а)
Рис. 117. Цикл с промежуточным перегревом пара: а — полный про¬
цесс в диаграмме Т — s; б—-процесс расширения пара в турбине
в диаграмме i—s.
него воспользуемся также понятием средней температуры под¬
вода теплоты. Из диаграммы рис. 117 видно, что термический
к. п. д. цикла с промежуточным перегревом пара выше, чем
без него, так как ГД выше ТДН.
up	ср
Укажем еще на положительное свойство промежуточного
перегрева — это понижение влажности пара в турбине в конце
расширения.
Если посмотреть на изображение цикла с промежуточным
перегревом пара в диаграмме Г — s, то можно увидеть, что при
вторичном перегреве точка конца адиабатного расширения пара
сдвигается вправо, в область более высокого массового паросо-
держания (точка 7 вместо точки 8 рис. 117). А это говорит
224

о том, что промежуточный перегрев пара не только повышает
величину ηί, но и увеличивает массовое паросодержание влаж¬
ного пара X в конце его расширения в турбине.
В реальных условиях, учитывающих необратимые потери
теплоты, при применении промежуточного перегрева массовое
паросодержание в точке конца расширения станет еще более
высоким, так как эта точка на диаграмме Т — s сдвинется
вправо.
Воспользуемся вновь понятием средней температуры под¬
вода теплоты на разных участках диаграммы Т — s для цикла
с промежуточным перегревом.
Разобьем его (цикл) на два отдельных участка: основной
и с промежуточным перегревом. Тогда можно написать
JOCH
<у»осн	 СР отв .
'1/ »
1 гр осн
(ΧΙ.4)
ср
уПр 	 гр
у, ПО	 СР 0ТВ
1 тпр
(XI.5)
ср
Так как Т£р>Г°£н (см. рис. 117, а), то и термический
к. п. д. цикла с промежуточным перегревом пара, очевидно,
тоже возрастает.
При пользовании диаграммой i — s (см. обозначения на
рис. 117, б) формула для термического к. п. д. идеального
цикла с промежуточным перегревом пара приобретает следую¬
щий вид:
ηπρ __ (г~4 — h) + Р'в — h)
t	(l4 — h) + (ι'β — h)
(XI.6)
где ii — энтальпия конденсата.
Термический к. п. д. цикла без промежуточного перегрева
выражается более простой формулой, а именно
^ОСН
'ч
(XI-7)
Чем выше начальное давление пара pi, тем более ощутимый
эффект дает промежуточный перегрев.
Промежуточный перегрев пара может быть осуществлен
как в промежуточном пароперегревателе, расположенном в га¬
зовом тракте парогенератора, за счет теплоты газов (газовый
перегрев), так и в паровом пароперегревателе, расположенном
вне парогенератора, за счет теплоты конденсирующегося све¬
жего перегретого пара. Паровые промежуточные пароперегре¬
ватели на судах встречаются пока редко.
Для конкретного случая на рис. 118 изображены кривые
приращения термического к. п. д. цикла Arp и внутреннего
8 Заказ № 2222
225

к. п. д. турбины Δηίτ в зависимости от давления пара в газовом
промежуточном пароперегревателе
Кривые изменения прироста Δη< и Δηί т построены примени¬
тельно к следующим исходным данным: давление пара при вы¬
ходе из основного пароперегревателя /?4 = 9,8 МПа, температура
пара на выходе из пароперегревателей 4=4 = 510° С.
Из графика видно, что оптимальное приращение величин
Δτρ и Δηίτ соответствует давлению пара в промежуточном газо¬
вом пароперегревателе около р^~2,0 МПа.
Следует отметить, что применение промежуточного перегрева
пара связано не только с преимуществом, но и с недостатками.
Недостатки заключаются в
удорожании всей энергетиче¬
ской установки, и усложнении
ее эксплуатации, особенно во
время маневра.
Подогрев питательной во¬
ды. Регенеративный подогрев
питательной воды отработав¬
шим паром приводит к повы¬
шению эффективного к. п. д.
установки.
При отборе части пара из
главных турбин для подогрева
питательной воды парогенера¬
тор, очевидно, должен произ¬
вести дополнительное колйче-
дополнительное количество вы¬
рабатываемого пара, экономический эффект установки возра¬
стет вследствие повышения энтальпии питательной воды t'n. Β·
В этом можно убедиться, если для какого-либо конкретного
случая подсчитать расход топлива по известной формуле
л т], г
Рис. 118. График приращения Δη(
и Дцл в зависимости от изменения
pJJn при р4=9,8 МПа и t4=t6=
= 510° С.
ство пара. Однако, несмотря на
Ч
β 	 D (*пп *’п. в)
Чп^н
(XI .8)
Коэффициент, учитывающий относительное повышение эко¬
номичности. от применения регенеративного подогрева питатель¬
ной воды, подсчитывается по формуле
8=1
' гп. в) k
1пп 1К
(X1.9)
где г'дп — энтальпия пара при выходе из пароперегревателя;
in. в — энтальпия питательной воды;
i к — энтальпия конденсата;
k коэффициент, учитывающий увеличение расхода пара
при отборе.
226

Для иллюстрации эффекта регенеративного подогрева пита¬
тельной воды на рис. 119 приведены кривые изменения вели¬
чин ε и k, которые были получены расчетным путем для паро¬
турбинной установки мощностью на валу N3=9,5 МВт, рпп=
= 6 МПа, ^ш = 510°С, /72 = 0,005 МПа (здесь р2=рк).
Из рис. 119 видно, что, например, при одноступенчатом по¬
догреве питательной воды для получения энтальпии воды ίπ. в =
= 530 кДж/кг (~ 125° С) относительная экономия топлива ε уве¬
личится на ~5% (точка а), в то время как при двухступенча¬
том подогреве величина ε со- _
1,25
1,22-0,08
1,18 -0,07
1,14 -0,06
1,10-0,05
1,06 \-0,04
1,02
ε
0,10
■0,09
	к
N
У
/
У
<3
/
<2
/
/,
1v
/
f
f /
1
i
А
Ф
£
§
Ч
400 500 500	100
гп.0,кЛж/кг
800
ставит ~7% (точка Ь). Тем¬
пература питательной воды
при этом повысится примерно
на 90° С.
Чем больше энтальпия пи¬
тательной воды при регенера¬
тивном подогреве, тем выше
экономичность энергетической
установки. Правда, подогрев
питательной воды в реальных
условиях дает ощутимую эко¬
номичность до тех пор, пока
число ступеней отбора пара из
турбины на подогрев не пре¬
высит четырех-пяти. При чис¬
ле ступеней подогрева более
пяти конструкция турбины ус¬
ложняется, а сама энергети¬
ческая установка становится
тяжелее и дороже; выигрыш
от последующих ступеней по¬
догрева незначителен.
Число отборов пара назначается в зависимости от класса
судна, типа энергетической установки, а также от величины
стоимости дополнительного оборудования. Чем выше начальные
параметры пара, тем более высокую степень регенерации сле¬
дует применять и тем выше станет экономический к. п. д. уста¬
новки.
Подогрев питательной воды теплотой пара, отбираемого от
главной турбины, дает более ощутимый эффект, чем использо¬
вание теплоты отработавшего пара во вспомогательных меха¬
низмах.
Рис. 119. График зависимости отно¬
сительной экономии теплоты и коэф¬
фициента увеличения удельного рас¬
хода пара k от числа ступеней подо¬
грева и энтальпии питательной воды.
1, 2, 3, 4 — ступени подогрева.
XI.3. Задание на проектирование. Исходные данные
Задание на проектирование парогенератора. Проектированию
парогенераторов предшествует начальная стадия проектирова¬
ния главной энергетической установки, включая разработку
8*
227

схемы термодинамического цикла (тепловой схемы) и состав¬
ление теплового и материального баланса по пару, воде, топ¬
ливу и воздуху.
Выбор типа парогенератора производят на основе анализа
тактико-технического задания, экономического обоснования и
других условий.
Для разработки проекта парогенератора должны быть за¬
даны следующие исходные данные:	1) паропроизводитель-
ность D, 2) давление пара в пароводяном коллекторе ра. к,
3) температура перегретого пара imi, 4) температура питатель¬
ной воды ίπ. в, 5) коэффициент полезного действия ηπ, 6) марка
мазута, 7) низшая теплота сгорания топлива QJ.
При наличии промежуточного перегрева пара в задание до¬
полнительно включают данные о величинах давления и темпе¬
ратуры пара при входе в промежуточный пароперегреватель
и при выходе из него.
В задание на проектирование также должны входить рас¬
ход и параметры слабоперегретого пара, если имеется паро¬
охладитель, расположенный в пароводяном коллекторе, и рас¬
ход влажного пара, отбираемого из парогенератора для раз¬
личных нужд.
Рассмотрим, как определяются некоторые исходные данные,
необходимые при проектировании.
Паропроизводительность парогенератора. Суммарный расход
складывается из расхода пара на главные турбины £>г. т, вспо¬
могательные механизмы DB, м, судовые нужды Dc. н, а также на
подогрев мазута £>т. л, его распыливание Όφ и на подогрев воз¬
духа £>в, если он осуществляется в паровом воздухоподогре¬
вателе.
При подогреве и распыливании мазута паром, частично отра¬
ботавшим в главных турбинах, и при установке паровых воз¬
духоподогревателей, нагревающих воздух таким же паром, рас¬
ход пара на главные турбины определяют с учетом отбора пара
на указанные нужды.
Суммарный расход пара на судно подсчитывается по фор-
Обозначив буквой ζ количество парогенераторов, устанав¬
ливаемых на судне, определим паропроизводительность одного
парогенератора по формуле
Величину ζ принимают исходя из предварительной оценки
габаритов и массы одного парогенератора, а также возмож¬
ности размещения всех парогенераторов на судне; кроме того,
должно быть учтено требование кратности их числу главных
турбозубчатых агрегатов.
муле
X D — DT, т + Пв. м + Dc, н
(XI.10)
(XI.11)
228

При расположении парогенераторов, как и других важней¬
ших частей энергетической установки, необходимо учитывать
также возможное их повреждение. Живучесть судна при вы¬
ходе из строя одного или нескольких парогенераторов должна
быть сохранена.
Расход пара на судне определяется обычно с некоторым при¬
ближением, поэтому величину паропроизводительности пароге¬
нератора обычно принимают на 10—15% выше расчетной.
Здесь необходимо отметить, что существует несколько поня¬
тий паропроизводительности парогенератора, а именно специ-
фикадионная, минимальная и макси¬
мальная.
Спецификационной считают та¬
кую паропроизводительность, кото¬
рая достаточна для того, чтобы
обеспечить паром режим полного
хода судна. Ее также называют
нормальной, номинальной, расчет¬
ной, полной.
Под минимальной и максималь¬
ной паропроизводительностью под¬
разумевают наименьшее или, соот¬
ветственно, наибольшее количество
пара, вырабатываемого парогенера¬
тором в единицу времени при усло¬
вии надежной и вместе с тем доста¬
точно длительной его работы. Мак¬
симальная производительность на¬
значается в зависимости от класса
судна и превышает нормальную на
15—35%. Минимальная паропроиз¬
водительность, составляющая 10—
15% от спецификационной, зависит
от типа парогенератора и опреде¬
ляется наименьшим расходом пара на стояночном режиме и
эксплуатационной надежностью.
Коэффициент полезного действия парогенератора ηπ. Вели¬
чину г]п при проектировании принимают в зависимости от типа
и назначения судна, дальности плавания, допустимого запаса
топлива, степени регенерации теплоты в энергетической уста¬
новке, сложности и стоимости изготовления энергетического
оборудования, величины эксплуатационных расходов и др.
Повышение к. п. д. всегда приводит, при прочих равных
условиях, к увеличению габаритов и массы парогенератора.
Следует иметь в виду, что чем выше значение к. п. д., тем
ниже температура уходящих газов (рис. 120), тем ниже темпе¬
ратура стенки труб «хвостовых» поверхностей нагрева (напри¬
мер, газовых воздухоподогревателей).
Рис. 120. Зависимость темпера¬
туры уходящих газов ϋγχ от
коэффициента полезного дей¬
ствия парогенератора ηπ (за¬
штрихованная область указы¬
вает на различие сорта мазута
и коэффициента избытка воз¬
духа).
229

Иметь очень низкую температуру стенки труб нежелательно,
так как при сжигании сернистых мазутов в продуктах сгорания
появляются пары серной кислоты, которые приводят к интен¬
сивной сернистой коррозии труб, если не будут приняты спе¬
циальные защитные меры (см. гл. XVII).
К. п. д. парогенераторов транспортных судов при проектиро¬
вании принимают равным т]п=92-ь96%. Выполнить проект паро-
регенератора с высоким к. п. д. и одновременно легким и мало¬
габаритным практически невозможно.
Здесь уместно отметить, что легкость и компактность могут
быть достигнуты не только за счет низкого значения к. п. д., но
и за счет высоких величин теплового напряжения топочного
пространства qT и плотности теплового потока в конвективных
поверхностях нагрева qa. н.
Коэффициент избытка воздуха а. Выбор величины коэффи¬
циента избытка воздуха зависит от многих причин, в том числе
от марки мазута, конфигурации, размера и степени форсировки
топки, а также от конструкции топочных устройств. Для того
чтобы обеспечить полное сгорание мазута в топке судовых паро¬
генераторов, рекомендуется величину а принимать равной
1,1—1,15.
При снижении нагрузки парогенератора коэффициент из¬
бытка воздуха увеличивают до значений 1,8—2,5.
В настоящее время наблюдается тенденция снизить а до
величины 1,03—1,05. Применение столь малой величины а дает
ряд преимуществ. С уменьшением а уменьшается потеря теп¬
лоты с уходящими газами. При малых значениях а снижается,
опасность сернистой коррозии низкотемпературных поверхностей
нагрева. Наконец, с уменьшением а снижается расход воздуха
на горение топлива, а следовательно, и уменьшается мощность
механизмов, нагнетающих в парогенератор воздух.
Добиться сжигания топлива без потерь теплоты от химиче¬
ского недожога при коэффициенте избытка воздуха, близком
к единице, исключительно трудно. Легче это сделать в топках
шахтных парогенераторов малой тепловой мощности, у кото¬
рых топливо и воздух подаются сверху. Однако и в них это
сделать бывает трудно. Для поддержания такого низкого зна¬
чения особое внимание должно быть уделено системе автомати¬
ческого регулирования, строго поддерживающей необходимое
соотношение между расходом топлива и воздуха на различных
режимах.
Исходные данные. Прежде чем приступить к тепловому рас¬
чету и проектированию парогенератора, необходимо определить
ряд величин и параметров, относящихся к средам пароводяного
и газовоздушного трактов. Определение этих данных требует
большого практического опыта. Исходные данные и данные,
предусмотренные заданием на проектирование, вписывают
в таблицу (табл. 7).
230

Задание на проектирование и исходные данные, необходимые для теплового расчета
ПЯПОГРНРПЯТППЯ	г
<d α>
о к
и я
о о
Ч 3*
о то
я я
ЦЧ 00
о
о
о о
сгГ —Г
Ю СО
Tf Tf
О СО О О Oi
О Ю (Μ <М -
CN <М ^ °
ю
00 -н 00
CO-N
—< ^ <N
ь- ^	со
—^ 05_	<м
o' О o'4 со"
Я
о,
Я
с
Cl,
Я
с
о
к
Я 5
к
S Я
о,
с
I, ,
"75 Я Я
g g я g я
я й я я я
2- \5 w я м
ЧЮ 5 tf Я
РЗ Я Л Д Он
гон Его с:
я
я
ч ■
VO
Я
н
+
о
S Я
5 «=с
Ξ' я з
S -«Г Я"
Я <1 д о
1>*
Л °3 о
С ^ Ё"4 '
Я Л)
и а
Я (X)
<=с s
ω w
н
я
я
Он
ь
гЯ
о
я
я
§
я
о
о га
о
Я
а
«
Ъ; « л С л л
* §
1йй
§
«*1
3
§
С	Я С ca
с=С)	с с с
Q ο,ο,ο.
ч
2 а
с Ш
я
ί¬
ο
о
я
я
g
ω
со
я
о
Он
я
О ..
Он о
Я Ч
я у
я
к ^
я «
Я S
ч Р
о я
С я
о
я
о
я
<Т)
1 я
о
я ^
V Он чс
Он о “
2 с
« g
Я О
Ч Λ
о
! X
_	о
Я	о
Он Д
Я Я дн
я
Я н
я з
0^8
я
о
о
о
н о
О) о
Он д
fe *
Он я
си ч
Я Я
w Сн-
»гн ^н л?
S я о
О Я М
S о*
s 2 о
S о я
Я Ь о
ω О) ς
X Он о
Ян д н
я о я
Я Он н
о я
я я я
*я
я
S
о
я
о
я
<т>
я
g
я
»Я
о t
äjjj!
£§ i
|gi
egg:
s S
a)
g
я
3
я
я
Он
я
<V
я
я
я
я
(1)
g
--Э
ii"
а·0· s
§.§.§»
я я
я
я 3 Ян
Я tf Ξ
Я О К я
Я Я Он
о О
^ S Он О =я g н м
2 & О S2 2 2 w
я
-. *
I—,I X fcH О Я Я
g S.I °* §
S я о ft* w
“ я ^
я
Он
5Я
я
3
о
я
о
я
о
я
я в
5 tu 3
3	чс 8
Н о Я
4	з5§
« я
Я Я
я g g я || д g о g<g ^
о §£х§-| ^	н &
я X (=н о
L- Я
„ 3 я о
я » Я о
tc S' я <ü
- V t— >->
Он я - в
С-Н	Я
о я °
0,2 я я
5ГЯ о н
с Я * 2
Я « 5
я в R
я я
я я
я я
я я
ч ч
я я
. —, н н
О ω я Д
я
О я
о Я
о я я
я я
я Ля
зс ч
я
я
я . .
я я
ч ч
o' 2- я я я
« 5? ь н н
ч2 0- 53 я я о я я я
gHcDO) лЕффф
231

XI.4. Основы проектирования
и тепловой расчет топки
После того как будут найдены все исходные данные и состав¬
лена табл. 7, приступают к выбору конфигурации топки и опре¬
делению ее размеров.
Одновременно с этим на эскизе топки парогенератора, вы¬
черченном в масштабе, наносят расположение топочных
устройств, предварительно выбрав их тип и определив диаметр
фурм.
Метод проектирования и теплового расчета покажем на при¬
мере судового водотрубного парогенератора с естественной цир¬
куляцией (рис. 121).
Оценив предварительно количество циркуляционных конту¬
ров, намечают количество и диаметр коллекторов, объединяю¬
щих между собой все парообразующие и опускные необогревае-
мые трубы.
Для выбора конфигурации топки парогенератора с естест¬
венной циркуляцией общих правил не существует. При выборе
формы топки должно учитываться расположение форсунок, вы¬
бор места сечения для отвода газов из топки, расположение
конвективных поверхностей нагрева относительно форсунок
и др.
Топке стремятся придать такую форму, при которой обеспе¬
чивалось бы равномерное распределение тепловыделений по
всему топочному пространству. Факел не должен касаться труб
и кирпичной кладки в топке, равно как и не должен далеко от¬
стоять от труб. Касание факелом труб может привести к отло¬
жению на их поверхности кокса, а большое расстояние до труб
снижает эффективность отдачи тепла из-за уменьшения излу¬
чающей поверхности факела.
При компоновке топки нужно также следить и за тем, чтобы
длина траекторий частичек топлива по возможности была оди¬
наковой и чтобы эти частички не касались стенок труб и кладки,
температура которых ниже температуры топочной среды.
На рис. 122 приведены некоторые наиболее характерные
схемы топок с различным направлением факела относительно
осей коллекторов и с различным видом отопления (фронтовое,
боковое, верхнее).
Так, например, на рис. 122, а, показана схема, на которой
оси форсунок расположены параллельно осям коллекторов и
осям труб пароперегревателя. Наиболее высокому тепловому
потоку здесь подвержены верхние участки труб. При таком за¬
полнении топки факелом тепловой поток по длине топки будет
распределен неравномерно. Это может привести к нарушению
циркуляции воды в наименее обогреваемых парообразующих
трубах, расположенных в районе переднего и заднего фронтов.
В этом — недостаток рассматриваемой схемы. На рис. 122, а
234

показана форма факела, образовавшегося от включения одной
форсунки. При включении обеих форсунок степень заполнения
топки факелом и степень полноты омывания газами конвектив¬
ных поверхностей нагрева увеличится, что приведет к более рав¬
номерному обогреву труб.
На рис. 122, б оси форсунок расположены перпендикулярно
осям коллекторов. Здесь факел в топке делает поворот, что при¬
водит к лучшему перемешиванию горящих частиц топлива и
к выравниванию температуры газов при выходе из топки. Сте¬
пень полноты омывания газами конвективных поверхностей
нагрева в данной схеме более высокая, чем в первом случае.
235

На рис. 122, в показана схема топки для парогенератора
малой форсировки с верхним вертикальным расположением
форсунок. Неравномерность температурного поля продуктов
сгорания, выходящих из топки в данной схеме, сведена до мини¬
мума, что благотворно сказывается на эксплуатационной надеж¬
ности пароперегревателя и остальных конвективных поверхно¬
стей нагрева. Большие размеры топки создают благоприятные
условия для полного сгорания топлива даже при малом коэффи¬
циенте избытка воздуха (а=«1,05).
У парогенераторов высокой мощности площадь фронта отно¬
сительно мала и размещение фурм' на одном фронте оказы-
Рис. 122. Схема омывания поверхностей нагрева для случаев, когда факел
направлен: а — вдоль осей коллекторов; б —поперек осей коллекторов; в —
сверху вниз.
вается затруднительным. В этом случае форсунки приходится
располагать с двух сторон (двухфронтовое отопление). Здесь
следует иметь в виду, что в парогенераторах с двухфронтовым
отоплением возникает опасность пережога выключенных (не ра¬
ботающих) форсунок от воздействия факела с противоположной
стороны. Заполнение объема топки факелом, при двухфронто¬
вом отоплении, более полно и тепловые потоки по длине топки
распределены более равномерно.
Для парогенератора высокой мощности желательно прини¬
мать цилиндрическую топку, которая по сравнению с другими
имеет ряд преимуществ. В частности в ней отсутствуют «мерт¬
вые» зоны, она имеет высокий коэффициент заполнения про¬
странства топки факелом, в ней происходит более равномерное
распределение горючей среды по всему объему и, следова¬
тельно, в такой топке происходит более полное сгорание топ¬
лива. Нужно стремиться к тому, чтобы топка полнее заполня¬
лась факелом не только на полной, но и на малых нагрузках.
236

У парогенераторов малой тепловой мощности размещение
форсунок на одном фронте не представляет особого труда (од¬
нофронтовое отопление). Обслуживание топок таких парогене¬
раторов удобно и просто.
Определение размеров топочного пространства. Для опреде¬
ления объема Üi пользуются формулой мощности топочного
пространства
(XI.12)
Лт
1,6
1,4
1,2
10
Для топок главных парогенераторов транспортных судов,
давление газов в которых лишь немногим выше атмосферного
(вентиляторное дутье),
<7т = 0,4 -ч- 1,2 МВт/м3.
Тепловую мощность топок высокона¬
порных парогенераторов при наддуве
0,3—0,4 МПа принимают
<7т = 8,0-г-15 МВт/м3.
Определив объем топки Кт в зависи¬
мости от принятой величины тепловой
мощности (см. формулу XI.12), вычер¬
чивают в масштабе поперечное сечение
.Рфр (площадь фронта) и намечают дли¬
ну топки LT. Форму топки, Кфр и LT вы¬
бирают исходя из условия расположения
парогенератора в поперечном сечении
судна и размещения топочных устройств
на фронте.
Длину топки LT с достаточной для
можно определить по формуле
β$2
X'
W
123.
qT, МВт/м*
Коэффицн-
Рис.
ент λτ, зависящий от qт.
/ — однофронтовое отопле¬
ние;	2 — двухфронтовое
отопление.
практики точностью
LT = λτ y^VT.
Коэффициент λτ зависит от способа отопления
двухфронтового) и от тепловой мощности топки
Площадь фронта подсчитывается по формуле
F -Στ
^Фр £ ·
(XI.13)
(одно- или
(рис. 123).
(XI.14)
При расчете топки парогенератора шахтного типа поль¬
зуются иными соображениями. Здесь в основу расчета заложен
принцип, при котором все стенки топки экранированы парооб¬
разующими подъемными трубами. Конвективные парообразую¬
щие пучки труб в шахтных парогенераторах, как правило, от¬
сутствуют.
Сведения о выборе топочных устройств. Наибольшее рас¬
пространение в отечественном судовом парогенераторостроении
получили паромеханические форсунки с большой глубиной
237

регулирования. Производительность их колеблется в пределах
0,15—0,3 кг/с. Встречаются форсунки и производительностью
0,7 кг/с, но редко.
Количество и расположение форсунок зависят от расхода
топлива и вида отопления (однофронтовое, двухфронтовое и
т. д.). Выбрав число форсунок, определяют производительность
одной форсунки по формуле
Вф = 4’	(XI· 15)
N
где В — расход топлива [см. (XI.8)].
Рис. 124. Ориентировочная зави¬
симость суммарного сопротивле¬
ния газовоздушного тракта от ве¬
личины qт при малой форсировке.
ΣΑ\Ί0~3,Πα
Рис. 125. Ориентировочная зави¬
симость суммарного сопротивле¬
ния газовоздушного тракта паро¬
генератора (7) и воздухонаправ¬
ляющих устройств (2) от вели¬
чины qT прц. высокой форсировке.
Выбор конструкции фурм и их геометрических размеров
производят в зависимости от степени форсировки топки qT. Че¬
рез топку с высоким значением qT воздух движется с большой
скоростью.
Сопротивление в воздухонаправляющем устройстве (ВНУ)
при вентиляторном дутье составляет 30—60% величины сопро¬
тивления всего газовоздушного тракта парогенератора ΣΔ/ι. Та¬
кое относительно высокое сопротивление вызвано большой ско¬
ростью движения воздуха, которая необходима для создания
турбулизации потока в топке и, следовательно, для тщательного
смешения топлива с воздухом.
На рис. 124 приведен ориентировочный график суммарного
сопротивления газовоздушного тракта парогенераторов малой
тепловой мощности в зависимости от объемной плотности тепло¬
выделения топочного объема qT. У парогенераторов средней и
высокой тепловой мощности эти сопротивления достигают бо¬
238

лее высоких значений, о чем свидетельствует график (рис. 125),
построенный по опытным данным.
Диаметр отверстий фурм определяется в зависимости от ско¬
рости движения в них воздуха, а точнее, от допустимых сопро¬
тивлений воздухонаправляющих устройств.
В начальной стадии проектирования конструкция воздухо¬
направляющих устройств неизвестна. Об аэродинамических со¬
противлениях в них косвенно судят по скорости движения воз¬
духа Шф в живом сечении фурм.
На первых порах величину йУф принимают -равной 25—50 м/с
в зависимости от величины qT.
Для судовых парогенераторов существует нормаль, преду¬
сматривающая ограниченное количество диаметров фурм άφ.
При проектировании новых судовых парогенераторов следует
строго придерживаться этих нормализованных размеров.
Сведения о выборе диаметра коллекторов и труб. После того
как определены геометрические размеры, назначаются в первом
приближении количество коллекторов и их внутренние диаметры
Двн·
Окончательные размеры пароводяного коллектора опреде¬
ляют исходя из условия напряженности парового объема и зер¬
кала испарения (см. гл. XVI), а также из условия размещения
парообразующих и опускных труб и достаточной водяной емко¬
сти, которая играет важную роль при поддержании уровня воды
во время маневра в допустимых пределах.
В предварительной стадии проектирования величину диа¬
метра пароводяного коллектора можно принять равной Дпвн =
= 1000-Н300 мм.
Внутренний диаметр пароводяного коллектора в главных па¬
рогенераторах менее 1000 мм принимать не рекомендуется. Объ¬
ясняется это требованием иметь достаточную высоту парового
пространства, чтобы обеспечить удовлетворительную сепарацию
пара.
Что касается размеров водяных коллекторов, то внутренний
диаметр их выбирается из условия возможности развальцовыва-
ния труб изнутри. При жестких габаритных ограничениях внут¬
ренний диаметр иногда принимают равным 450 мм, а обычно —
500 мм. Только при очень большом количестве рядов парообра¬
зующих труб внутренний диаметр водяного коллектора прини¬
мают иногда равным DBBH=600-4-700 мм.
Наружные диаметры труб экрана и притопочного парообра¬
зующего пучка парогенераторов с естественной циркуляцией
принимают равными 29, 32, 38 и редко 44,5 мм, в зависимости
от теплонапряжения, паропроизводительности и типа топки;
толщина стенок труб должна быть 2; 2,5; 3; 4 мм. Наружные ди¬
аметры опускных труб, расположенных за экраном, принимают
равными d = 51 мм или d = 57 мм, а расположенные в межобши¬
вочном пространстве ci = 114 мм или d= 133 мм.
239

У парогенераторов прямоточного типа и с принудительной
циркуляцией наружные диаметры парообразующих потолочных
и экранных труб меньше и равны 16,20 и 25 мм.
Основные требования, которым должна удовлетворять топка.
Выбор оптимального варианта конфигурации топки и наиболее
рационального расположения форсунок в значительной степени
зависит от опыта конструктора. Конфигурация топки должна на¬
ходиться в строгом соответствии со степенью форсировки то¬
почного пространства и с возможностью вписывания самого па¬
рогенератора в корпус судна.
На конфигурацию топки, кроме сказанного, оказывают также
влияние следующие условия: количество фронтов отопления,
количество форсунок и размеры фурм.
В топке не должно быть участков труб с'углом наклона к
горизонтали менее 15—20°, чтобы циркуляция воды в подъем¬
ных парообразующих трубах проходила нормально (это отно¬
сится и к трубам конвективного парообразующего пучка).
Во избежание образования воронки при входе воды в опу¬
скные трубы над их входными отверстиями должен быть слой
воды определенной высоты (см. гл. X).
Кроме того, к топке предъявляются следующие требования:
—	гибы всех труб делаются по радиусу (применение лекаль¬
ных гибов не допускается);
—	трубы в коллекторе должны вводиться только в радиаль¬
ном направлении;
—	наименьшее расстояние между соседними трубами по
внутреннему диаметру коллектора должно быть не менее 13 мм.
Чтобы не допускать закоксования труб при горении топлива,
необходимо следить за расстоянием от осей форсунок до поверх¬
ностей нагрева топки. Расстояние до экрана должно быть R
^Гф+400 мм, а до конвективного притопочного пучка Д^Гф +
+ 500 мм (здесь Гф — радиус фурмы).
Схему топки обычно вычерчивают на миллиметровке в мас¬
штабе 1:10. Перед началом расчета теплообмена в топке раз¬
меры ее и некоторые исходные величины заносят в таблицу
(табл. 8).
После того как определены геометрические размеры топки,
тепловой расчет ее сводится к определению температуры и эн¬
тальпии газов при выходе из нее.
В качестве примера приведем схему расчета теплообмена
в топке парогенератора, изображенного на рис. 121. Расчет ве¬
дется в табличной форме (табл. 9). Наружный диаметр экран¬
ных труб и труб всего парообразующего пучка примем одина¬
ковым и равным 29 мм.
Толщина стенки труб 2,5 мм. Для определения температуры
газов за топкой воспользуемся простейшей формулой А. Л. Луб-
ны-Герцыка, которая была дополнена коэффициентом С, полу-
ченн-ым Н. И. Пушкиным (см. рис. 45).
240

Таблица 8 '
Данные к тепловому расчету топки
0> 1)
О К
ш я
о <ϋ
- 3*
о я
як
рн СО
о
csf
LO
ю
о
00
со
LO
оо
35,0
00
О
О
со
о
0,36
о
о
со
>>
2
Я
я
Я
со
я
S'
О)
СО
2 5
Я Я
и са
я ©
Он£
С со
н
о
>>
схя
СУ
03
я
S
я
я
я
Он
с
$
•Θ*
Q3
о
Ö
Он
о
U
о
я
ч
я
о
Ч
- -Θ*
Я
(Μ Ό*
в.
ч
о
43
я
>т
LO
0) _
Он
00 ^
о *9*
Я
O'
О
О ^
я к
а· я
я я
к «
к £*
Ш 2
” со
Я
CQ
*&
03
я
o-θ'
43
•в*
43
о
я
а”
о
я
ч
CD
£
я
я
я
о
н
»0
VO
о
я
Он
й
я
о
. я
Я
•0«
3
ч
я
»я
я
о
о
2
н
я
Он
о
ч
>>
я
о
Ό-
о
я
о
я
н
я
я
я
н
н
о
я
я
о
я
я
Он
я
.Он
ГН
я
я
н
о
н
о
я
я
я
ч
ч
я
о
о
я
Он
я
я
я
я
я
о
о
я
я
Он
X
>.
я
>т
я
ч
Он
к
я
о
о сг-
в<
я
я
® с
о
ч
я
я
я
X
я s
Я т—1
я
я ^
я -
гг
СХ. я
Рн°
Он
>»
'8-·
я
X
3
о
О
о
о
§*
я
и
Он
>>
*&·
я
я
н
о
Он
си
я
н
о
я
*
Он
>т
К
я
н
я
н
о
я
я
S
Он
>т
я
ч
»я
я
н
.я
я
я
Он
с
я
Он
я
я·
н
я
я
я
О,
X
>»
S
о
я
о
Он
о
я
я -я
Н Я
я 2
Я Он
Ь >,
я
241

XI.5. Основы проектирования и тепловой расчет
конвективного парообразующего пучка труб
Конвективные парообразующие поверхности нагрева парогене¬
раторов с естественной циркуляцией представляют собой пучки
труб, объединенных пароводяным и одним или несколькими во¬
дяными, коллекторами, в зависимости от количества контуров
циркуляции.
У труб первых- рядов конвективного парообразующего
пучка, воспринимающих теплоту излучением от факела и кон¬
векцией от продуктов сгорания, диаметр обычно принимают
больше, чем у труб последующих рядов. Строение пучка труб
шахматное или коридорное, иногда — смешанное. Многое зави¬
сит от величины тепловбй мощности парогенератора, скорости
движения газов, условий эксплуатации, расстояния между тру¬
бами в продольном и поперечном направлениях, марки мазута.
В частности, в парогенераторах малой и средней тепловой
мощности обычно предпочитают иметь шахматное расположение
труб, так как при шахматном строении и прочих равных усло¬
виях коэффициент теплоотдачи бывает выше, чем при коридор¬
ном. В парогенераторах высокой мощности при высокой скоро¬
сти газового потока (более 50. м/с) коэффициенты теплоотдачи
в шахматном и коридорном пучках примерно одинаковы. Тем
не менее предпочтение отдают коридорному строению, так как
при одной и той же скорости движения газов сопротивление ко¬
ридорного пучка меныце.
Важную роль в компоновке пучка труб играет правильный
выбор шаговых отношений s^d и s2/c/, где si — поперечный шаг,
s2 — продольный шаг и d — наружный диаметр труб. Попереч¬
ный шаг Si или зазор между трубами (S]—d) практически опре¬
деляют собой площадь живого сечения, а следовательно, ско¬
рость движения газов. Скорость газов влияет на коэффициент
теплоотдачи ак и на величину газового сопротивления пучка.
Чем больше скорость газов wr, тем выше величина ак и тем
больше величина сопротивления.
В первом приближении шаговое отношение Si/d можно при¬
нимать в пределах l,25^Sirf^2. Вместе с тем, величина (si—d)
не должна быть меньше 13 мм. Меньше эту величину нельзя
принимать потому, что при развальцовывании труб в соседних
уже развальцованных трубах может произойти нарушение плот¬
ности соединения их с коллектором.
При шахматном строении пучка высокие скорости газов мож¬
но получить и за счет уменьшения продольного шага s2, не из¬
меняя при этом шага si. В этом случае самое узкое сечение для
прохода газов получается не между двумя соседними трубами
одного ряда, а между трубами соседних рядов (по косому шагу).
В коридорных пучках продольный шаг s2 влияет на коэффи¬
циент теплоотдачи ак слабо.
244

Выбор оптимальных шаговых отношений в конвективных
пучках является сложной задачей, требующей тщательного ана¬
лиза. Существует большое количество различных вариантов рас¬
положения конвективных парообразующих поверхностей отно¬
сительно топки и пароперегревателя.
Наиболее характерные из них следующие:
1.	Весь пучок труб парообразующей поверхности нагрева
примыкает к топке и состоит из труб одного или разных диамет¬
ров (один притопочный пучок).
2.	Парообразующие трубы одного или разных диаметров раз¬
делены пароперегревателем на притопочный и периферийный
пучки, причем каждый из них составляет самостоятельный кон¬
тур циркуляции.
Здесь следует подчеркнуть, что расположение конвективного
парообразующего пучка по первому варианту является наиболее
простым (один контур циркуляции). Ко второму варианту при¬
бегают в случае необходимости размещения пароперегревателя
в зоне высокой температуры газов (расположение пароперегре¬
вателя «врассечку»).
Конечная цель теплового расчета конвективного парообра¬
зующего пучка труб — это подсчет его поверхности нагрева Яп0.
Известными величинами при этом являются: паропроизводи-
тельность D, параметры воды при входе в пароводяной коллек¬
тор и параметры влажного пара при выходе из него.
Тепловой расчет парообразующего пучка производят после
расчета топки. Тепловой поток в ней ζ).Ί уже известен.
Произведем тепловой расчет конвективной парообразующей
поверхности нагрева применительно к парогенератору, схема ко¬
торого изображена на рис. 121.
Для упрощения расчета примем, что пучок труб коридорного
строения, диаметр всех подъемных труб и шаговые отношения
s-Jd и s2/d во всем пучке одинаковые.
При расчете очень важно правильно наметить линию омыва-
ния пучка труб потоком газов (см. рис. 121—пунктирные
линии).
Исходными данными для расчета являются энтальпия и тем¬
пература газов при входе в пучок, труб, которые одновременно
являются энтальпией и температурой газов при выходе из топки,
Т. е. 1з.т: = 1 по И Фз. т-И по·
Тепловая мощность, потребляемая конвективным парообра¬
зующим пучком при расположении его по схеме рис. 121 (теп¬
ловой поток), определяется на основании решения следующих
уравнений (продувкой пренебрегаем, т. е. Япр = 0):
Qno D (ίχ i'3K) Qjj,
Qno = [lno '^no)
Qn0 = kHnoAt.
(XI.16)
(XI.17)
(XI.18)
245

VO
ö
Й
О
fo
о
ca.
Я χ
ПГ «
К
ca s
ts я
я <υ
я a,
*s
“2
о
ь
о
CN
cd
CD
CD
О
со
tC
LO
σί
-з**
rf
СО
ю
ю
г^-
σο
ю
σο
τ—1
ю
со
С
о
со
+
СЗ
От
>*
к
Ö
+
а
8
3
+
O'
4
>>
5
си
о
е
CQ
О
CQ
U
X
&
1 я
5 к
Ä Д>
>> Я
' о- Ы
сз Ξ
о
д
E-ι
О
Ч
ч
СЗ
\о
Д
CU
>»w
н
СЗ sS
^ S
с Ä
uu m
S я
О со
Н ч
д
Я 1
ч
о 1
н
о
о
с
Й 2
s vo
Д >1
Я Си
СЗ н
S SC
о I
о 2
4	о
5	й
н S
со
Н СЗ
Д 5-
со ь<!
д д
д д
д я
-Q-» !§
*£*g
Ί Ьз
о
ч
о>
<Т)
о
X (1)
СО 23
е-s
д
д
Г0- Д
О Я
о £
^ δ
я
сЗ
ч:
д
о
4
5
н
н
ΈΗ
Ό"
си
о
д
5Д
3
s Д
д
д
э
&
и
3
а
со
СЗ
си
\о
о
о
Си
vo
VO
си
н
Ч)
ч
CU
о
ч
X
а
о
Я СЗ
® я
с £
д
ю
о
к·
ч
сд
о
ч
a
д
tr
о
н
ч
д
д
си
с
248
Округляем до целого числа

Данные теплового расчета конвективного парообразующего
пучка труб внесены в табл. 10.
При наличии двух парообразующих пучков труб, разделен¬
ных пароперегревателем (см. рис. 3) , расчет каждого пучка про¬
изводится раздельно, так как в этом случае
Qno = Qno+QnIo.	(XI .19)
XI.6. Выбор типа и компоновка пароперегревателя.
Метод теплового расчета
Пароперегреватель является наиболее уязвимой частью пароге¬
нератора, особенно если он предназначен для перегрева пара до
высокой температуры и находится в зоне высокой температуры
газов.
Тип и конструкция пароперегревателя во многом зависят от
параметров пара, марки мазута, конструкции и места располо¬
жения топочных устройств, принятой для данного парогенера¬
тора системы регулирования температуры перегретого пара
и др.
В основе классификации пароперегревателей лежат следую¬
щие основные признаки:
Признаки классификации
Назначение
Способ передачи теплоты
Конструктивное оформление и
положение относительно гори¬
зонта
Направление движения пара
относительно газового потока
Типы пароперегревателей
Первичные (основные), вторич¬
ные (промежуточные)
Радиационные (лучевоспринимаю-
щие), радиационно-конвективные,
конвективные
Змеевиковые (горизонтальные и
вертикальные), одинарные (без
поворотов) двухколлекторные,
слегка наклоненные к вертикали
Прямоточные, противоточные, пе¬
рекрестного тока, смешанноготока
Наибольшее распространение получили пароперегреватели,
схемы которых приведены на рис. 126. Укажем их преимуще¬
ства и недостатки. Вначале рассмотрим змеевиковые паропере¬
греватели (рис. 126, а).
К их достоинствам следует отнести: компактность, удобство
размещения в любой части газохода, возможность получить лю¬
бую скорость движения пара, не прибегая к перегородкам.
К их недостаткам относятся: трудность осушения змеевиков
во время стоянки, что вызывает коррозию при плохой организа¬
ции хранения и консервации. Кроме того, змеевиковые паропе¬
регреватели обладают более высокой гидравлической разверкой
по сравнению с другими конструкциями.
При выходе из строя одной трубы и при ее глушении поверх¬
ность нагрева пароперегревателя резко снижается, особенно
249

когда число параллельно включенных труб невелико. Змеевики
имеют большое количество сварных соединений.
Петлевые пароперегреватели (рис. 126, б) легко дрениру¬
ются (осушаются). При пережоге трубы в петлевых перегрева¬
телях выходит из строя только одна петля, составляющая не¬
большую долю всей поверхности нагрева. Петлевые паропере¬
греватели, так же как и змеевиковые, могут устанавливаться
в любом месте газохода.
Вертикальные петлевые пароперегреватели по сравнению
с горизонтальными имеют дополнительно следующие достоин¬
ства: поверхность нагрева их меньше заносится золой; очистка
труб от наружных отложений облегчается тем, что трубы их
расположены параллельно трубам конвективного парообразую¬
щего пучка; исключена возможность провисания труб.
При установке вертикальных петлевых пароперегревателей
(рис. 126, б) упрощается конструкция воздушного короба, в этом
случае не нужно в межобшивочном пространстве размещать
коллекторы. Ремонт их по сравнению с горизонтальными проще,
так как не требуется заменять трубные доски из жаростойкой
стали (все это относится и к вертикальным пароперегревателям
без поворотов). Он Сводится к отрезанию старых труб и при¬
варке новых. Недостатки петлевых пароперегревателей следую¬
щие: трудность монтажа и демонтажа продольных и попереч¬
ных перегородок коллектора, если речь идет об одноколлектор¬
ной конструкции, возможность коррозионного повреждения труб
из-за скопления в верхних частях петель воздуха (при пуске и
хранении).
Возникают большие трудности и при уплотнении перегоро¬
док. Неизбежные перетечки пара из одной камеры в другую при¬
водят к ухудшению условий работы и снижению температуры
перегретого пара.
В этом отношении двухколлекторные вертикальные паропе¬
регреватели не обладают этим недостатком (рис. 126,г).
В настоящее время, в связи с ростом температуры перегре¬
того пара, а стало быть и с расположением пароперегревате¬
лей в зоне высокой температуры газов, большое значение имеет
способ крепления труб к коллекторам. Крепление труб к коллек¬
торам производят путем вальцовки (рис. 127, а) или сварки.
Вальцовочные соединения (рис. 127, а) с течением времени,
особенно при высоких температурах, вследствие так называемой
релаксации напряжения ослабевают.
Под релаксацией подразумевается процесс самопроизволь¬
ного падения напряжения во времени при постоянстве началь¬
ной деформации. Падение напряжения происходит за счет пере¬
хода упругой деформации в пластическую (подробнее о рела¬
ксации см. гл. XVII). В результате в вальцовочных соединениях
через некоторое время могут появиться течи. С целью устране¬
ния этого недостатка применяют сварно-вальцовочные соедине-
251

ния (рис. 127, б) или соединение труб с коллекторами через про¬
межуточные штуцера (рис. 127, в). Последнее соединение в зме¬
евиковых пароперегревателях является наиболее рациональным
и распространенным.
Соединение труб между собой в змеевиковых пароперегрева¬
телях осуществляется посредством носков. Конструкций носко-
Рис. 127. Способы крепления труб к коллекторам паро¬
перегревателей: а — вальцовкой; б — вальцовочным соеди¬
нением с дополнительной приваркой; в — соединение труб
с коллектором промежуточным штуцером.
вых соединений существует большое количество. В качестве
примера приведем только две конструкции. В гнуто-штампован¬
ных носковых соединениях (рис. 428, а) небольшой внутренний
радиус гиба получен за счет того, что труба, предварительно
изогнутая на обычном гибочном
станке, подштамповывается двумя
штампами. Наименьшее расстояние
между трубами в этих соединениях,
полученное с использованием арго¬
нодуговой сварки, составляет 6 мм.
На рис. 128, б показана петля
трубы, полученная путем примене¬
ния гибки узкого участка трубы,
нагреваемого электротоком высо¬
кой частоты. Специальный гибоч¬
ный станок производит осаживание
внутренней стенки трубы в месте гиба. Сварка здесь исключена.
Наименьший радиус гиба в таких носках составляет R^0,86d,
где d — наружный диаметр трубы.
Важную роль играет конструктивное оформление креплений
в пароперегревателе отдельных труб между собой и крепление
пароперегревателя в целом. Конструктивно крепления должны
выполняться таким образом, чтобы они обеспечивали возмож¬
ность свободного теплового расширения труб вдоль их продоль¬
ной оси и чтобы предотвращалась возможность провисания от¬
дельных труб и пакета труб в целом.
Рис. 128. Конструкции носко¬
вых соединений:	а — гнуто¬
штампованное; б — гибка с ра¬
зогревом и осаживанием.

Примером крепления, обеспечивающего постоянство продоль¬
ного и поперечного шагов труб, служат конструкции, изображен¬
ные на рис. 129. Эти крепления являются наилучшими. Их до¬
стоинство состоит в том, что они обеспечивают надежный отвод
теплоты от планок за счет контакта, созданного сваркой между
охлаждающими трубами и самими планками. Такие крепления
называют распорными.
Для фиксации положения всего пароперегревателя относи¬
тельно парогенератора и для передачи усилий, возникающих
Рис. 129. Конструкции распорных креплений труб
пароперегревателя: а, б — распорные планки, прива¬
ренные к трубам; в — распорные планки, приварен¬
ные к насадным кольцам; г —крепление труб в вы¬
резах дистанционирующих планок.
под действием силы тяжести труб и коллекторов, применяют
так называемые опорные крепления. Опорными креплениями
для пароперегревателей служат охлаждаемые водой трубы
большого диаметра (см. рис. 126, а) или сварные коробки, ох¬
лаждаемые воздухом.
Для примера рассмотрим конструкцию опорного крепления
вертикального петлевого пароперегревателя, которая показана
на рис. 130. Здесь охлаждаемая воздухом опорная коробка рас¬
положена в районе выхода газов из пароперегревателя, т. е.
в зоне относительно низкой температуры газов. Как видно из ри¬
сунка, продольное перемещение труб вмонтированных в коллек¬
тор 1, при расширении обеспечивается за счет скольжения
253

ползуна 2 по направляющим кронштейна 3, приваренным к не¬
сущей коробке (балке) 4.
Применяемая конструкция опорных труб, охлаждаемых во¬
дой, менее приемлема, потому что расход охлаждающей воды
во время маневра резко сокращается (или вода вовсе не посту¬
пает), а это может привести к аварии.
В змеевиковом пароперегревателе крепление змеевиков 4
к коллектору 1, кронштейну 6 и к каркасу производится с по-
Рис.' 130. Конструкция опорного крепления вертикального паро¬
перегревателя к каркасу парогенератора с помощью балки,
охлаждаемой воздухом.
мощью крючков 7 (рис. 131). Здесь для получения приемлемой
скорости принят половинный змеевик, присоединенный к коллек¬
тору через штуцер 2, патрубок 3 и тройник 5 (см. вид Б).
В петлевых вертикальных и горизонтальных, а также в двух¬
коллекторных пароперегревателях высокие скорости пара со¬
здают за счет перегородок, устанавливаемых в коллекторах
(см. рис. 126). В змеевиковых пароперегревателях необходимая
скорость пара достигается путем создания в змеевиках так на¬
зываемых половинных, одинарных, двух-, трех- и более ходовых
змеек.
На рис. 132 схематично показаны одноходовой, двухходовой
и трехходовой змеевики при коридорном расположении труб.
Можно создать многоходовые змеевики и при шахматном рас¬

I
<С
положении труб. Примером может служить четырехходовой зме¬
евик, изображенный на рис. 133.
Основные требования, которым должны удовлетворять паро¬
перегреватели судовых парогенераторов:
—	компактность, надежность в эксплуатации, простота кон¬
струкции, удобство монтажа и демонтажа (в случае повреж¬
дения) ;
—	способность сохра¬
нять температуру пере¬
гретого пара постоянной
в большом диапазоне из¬
менения нагрузок (см.
гл. XIII);
—	способность coxpaL
нять на всех нагрузках
невысокие тепловую не¬
равномерность и гидрав¬
лическую разверку в па¬
раллельно включенных
трубах;
—	иметь доступ для
очистки наружной по¬
верхности нагрева труб.
В современных судо¬
вых парогенераторах
предпочтение отдается
конвективным паропере¬
гревателям, расположен¬
ным «в рассечку», или за
периферийным парообра¬
зующим пучком труб. Ра-
диационно - конвективные
пароперегреватели, рас¬
положенные непосредст¬
венно в месте выхода га¬
зов из топки и чисто ра¬
диационные (экранные)
пароперегреватели в су¬
довой практике почти не
встречаются.
Движение пара в пере¬
гревателе всегда принуди¬
тельное. Строение пуч¬
ков— коридорное или шахматное, в зависимости от степени фор¬
сировки парогенератора.
Обычно для пароперегревателей используют следующие раз¬
меры труб: наружный диаметр — 20; 25; 29 мм, толщина
стенки — 2,0; -2,5; 3,0 мм.
255
Рис. 131. Крепление змеевиковых пароперегревателей к коллекторам и каркасу.

Рис. 132. Схемы змеевиков: а — одноходового; б — двух¬
ходового; в — трехходового при коридорном располо¬
жении труб.
Рис. 133. Четыреххо¬
довой змеевик при
шахматном располо¬
жении труб.

Внутренние диаметры коллекторов змеевиковых пароперегре¬
вателей 150—250 мм, а петлевых и одинарных (без петель)
450—500 мм.
Средние скорости движения газов в пароперегревателях при¬
нимают: в парогенераторах малой мощности—10 м/с; в паро¬
генераторах высокой мощности 30—40 м/с;
Средние скорости пара в пароперегревателях принимают:
при малой мощности 15—25 м/с; при высокой мощности 35—
45 м/с.
Назначаемые при проектировании высокие скорости перегре¬
того пара обеспечивают интенсивное охлаждение труб паропе¬
регревателя и, следовательно, повышают эксплуатационную на¬
дежность из-за увеличения коэффициента теплоотдачи аг от
стенки к пару.
Чрезмерно высокие скорости нежелательны, так как это со¬
пряжено с повышением гидравлических сопротивлений.
Для теплового расчета пароперегревателя нужно знать пара¬
метры пара при входе и выходе, а также расход перегреваемого
пара. В начальной стадии проектирования, если речь идет о па¬
рогенераторах с естественной циркуляцией, давление пара при
выходе из пароперегревателя принимают на 0,2—0,4 МПа
меньше давления ц пароводяном коллекторе.
Мощность пароперегревателя (тепловой поток) определяется
следующей формулой
Qnn = £>nn (Õrn —ч).	(XI.20)
где Dnn -— расход перегреваемого пара;
г'пп — энтальпия перегретого пара при выходе из паропере¬
гревателя;
ix — энтальпия пара при входе в пароперегреватель.
Конечная цель теплового расчета пароперегревателя заклю¬
чается в том, чтобы определить его поверхность нагрева.
Для того чтобы решить эту задачу, необходимо воспользо¬
ваться еще двумя уравнениями:
Qnn = q>B(/nn-/nn);	(Xi-21)
Qnn = kHnnAt.	(XI.22)
Расчет пароперегревателя, схема которого показана на
рис. 121, начинают с определения энтальпии 1"ип и температуры
Ίίππ газов при выходе из него.
Энтальпия /'пн и температура θ'ππ газов при входе в паропе¬
регреватель	считаются известными; они	были	определены
раньше,	при	тепловом расчете конвективного	парообразного
пучка. Поэтому справедливы следующие равенства
Все данные теплового расчета вносим в табл. 11.
9 Заказ № 2222
257

Рассмотрим кратко вопрос о способах регулирования темпе¬
ратуры перегретого пара. Колебание температуры перегретого
пара против спецификационной в пределах ( + 10—15)°С недо¬
пустимо. Ее превышение относительно спецификационной вели¬
чины приводит к снижению прочности труб и коллекторов паро¬
перегревателей, а также деталей паровой турбины высокого
давления, ее понижение — к снижению экономичности уста¬
новки и эрозионному разрушению лопаток последних ступеней
турбины низкого давления.
Причинами повышения температуры перегретого пара (что
более опасно) бывают:
—	увеличение нагрузки (расхода топлива) против преду¬
смотренной заданием;
—	снижение температуры питательной воды, если хотят со¬
хранить спецификационную паропроизводительность:
—	повышение коэффициента избытка воздуха;
—	увеличение расхода отбираемого пара из пароводяного
коллектора против предусмотренного заданием на проектиро¬
вание;
—	занос сажей междутрубного пространства пароперегрева¬
теля и неравномерность золоотложений;
—	нарушение работы топочных устройств, вызванное непра¬
вильной центровкой форсунок и лопастей воздухонаправляющих
устройств.
Чтобы частично или полностью избежать колебания темпе¬
ратуры перегретого пара и, в частности, ее повышения, приме¬
няют следующие способы регулирования:
—	перепуск газа помимо труб пароперегревателя;
—	промежуточное охлаждение пара в поверхностных паро¬
охладителях, расположенных в водяном пространстве паро¬
водяного коллектора, или вне парогенератора;
—	промежуточное охлаждение путем впрыскивания пита¬
тельной воды (конденсата) в зону между первой и второй сек¬
циями пароперегревателя.
Первый способ регулирования можно видеть на примере
схемы парогенератора шахтного типа фирмы Бабкокк и Виль-
кокс с трехсекционным основным пароперегревателем и одно¬
секционным промежуточным (рис. 134).
Парогенератор состоит из двух шахт. Первая шахта явля- ^
ется топкой. Вторая разделена на два параллельных газохода.
В первом газоходе второй шахты (см. слева на последнем ри¬
сунке) расположены первая секция 1 основного пароперегрева¬
теля и промежуточный пароперегреватель 2. Во втором газо¬
ходе находятся двухсекционный экономайзер 3 и две секции 4
и 5 основного пароперегревателя. Таким образом, основной па¬
роперегреватель состоит из трех секций 1, 4, 5. Топка отделена
от другой шахты газоплотным экраном (плавниковыми тру¬
бами).
262

Шиберы 6 предназначены для регулирования расхода газов
(продуктов сгорания), а следовательно, и температуры перегре¬
того пара.
При пуске парогенератора или при маневре (задний ход),
шиберы, установленные над промежуточным пароперегревате¬
лем 2, полностью прикрываются.
Второй способ регулирования осуществляется за счет ох¬
лаждения пара в поверхностном пароохладителе, включаемом
Рис. 134. Схема судового парогенератора фирмы Бабкокк и Вилькокс (газо¬
вый воздухоподогреватель нй рисунке не показан).
В скобках указаны температуры газов при малой нагрузке, когда отключен газоход
с промежуточным пароперегревателем 2.
«в рассечку» между отдельными (обычно между двумя) секци¬
ями пароперегревателя. Пароохладитель размещают в парово¬
дяном коллекторе.
Пароохладители, которые размещают в водяном простран¬
стве пароводяного коллектора называют внутренними. Пароох¬
ладители, размещенные вне парогенератора, называют внеш¬
ними. Последние на практике встречаются редко.
На рис. 135 показана схема регулирования температуры пе¬
регретого пара по первому способу. Температуры пара в этом
случае изменяется благодаря смешению потоков пара различной
температуры. Так как температура охлаждаемого пара, посту¬
пающего в пароохладитель во время перехода от одного режима
работы парогенератора к другому, может изменяться, то, оче¬
видно, и после его охлаждения в пароохладителе (в различной
263

степени) температура пара на выходе из второй секции будет
также изменяться в нужном направлении.
Недостаток этой схемы — наличие громоздких регулирующих
клапанов и трубопроводов.
1
Рис. 135. Схема регулирования температуры пере¬
гретого ; пара путем охлаждения в поверхностном
пароохладителе, расположенном в пароводяном кол¬
лекторе парогенератора.
1 — первая и вторая секции пароперегревателя; 2 — серво¬
мотор регулирующих клапанов; 3, 4 — регулирующие кла¬
паны; 5 — пароводяной коллектор с пароохладителем.
Третий способ регулирования температуры перегретого пара
осуществляется подачей воды во впрыскивающий пароохлади¬
тель, включенный между двумя секциями пароперегревателя.
XI.7. Компоновка, назначение
и тепловой расчет экономайзера
Экономайзеры играют очень важную роль, особенно в связи
с применением в судовой теплоэнергетике высоких начальных
параметров пара и высоких коэффициентов полезного действия
парогенератора ηπ·
Для большей ясности'при изучении экономайзеров соста¬
вим их классификацию по следующим главнейшим признакам:
Признаки классификации
Конструктивное оформление
Состояние воды на выходе
Направление движения воды
относительно потока газов
Род наружной поверхности
нагрева
Типы экономайзеров
Змеевиковые, петлевые (см.
рис. 126, а, в)
Некипящие, кипящие
Прямоточные, противоточные,
смешанные (двухсекционные,
трехсекционные)
Гладкотрубные, ребристые,
плавниковые
Наибольшее распространение получили змеевиковые гладко¬
трубные некипящие экономайзеры, работающие по принципу
264

прямотока. Практика применения петлевых, ребристых и кипя¬
щих экономайзеров себя не оправдала.
Основное назначение некипящих экономайзеров — нагре¬
вать питательную воду до заданной температуры (энтальпии).
Что касается кипящих экономайзеров, то они служат не только
для нагрева воды, но и для частичного парообразования.
Состояние воды при выходе из некипящего экономайзера ха¬
рактеризуется величиной недогрева воды до кипения
Δ*η« = <.-*9Κ	(Xi.23)
или
Аг'нед = ^ — t*K.	(XI.24)
где ts и i' — температура и энтальпия кипящей воды при соот¬
ветствующем давлении;
Uк и kк — температура и энтальпия воды при выходе из эко¬
номайзера.
Спрашивается, какую величину подогрева следует принимать
в экономайзерах судовых парогенераторов?
Так, например, в экономайзерах малофорсированных паро¬
генераторов вода подогревается до температуры, которая на
30—40° С ниже температуры кипения при соответствующем дав¬
лении.
Недогрев воды делается с той целью, чтобы избежать ее за¬
кипания в экономайзере, которое может произойти при высокой
тепловой разверке или при мгновенном снижении расхода воды
через питательный клапан во время резкого маневра.
Расход воды через-экономайзер может также снизиться при
повышении уровня воды в пароводяном коллекторе, если одно¬
временно не будет снижен расход топлива (расход продуктов
сгорания). При выборе направления потока воды нужно сле¬
дить за тем, чтобы была исключена возможность застаивания
паровых и воздушных пузырей. В связи с этим в экономайзе¬
рах предпочтение отдают восходящему движению воды (пря¬
мотоку). Нисходящий поток допускается только в двухсекцион¬
ных экономайзерах, у которых первая секция по ходу движения
воды расположена в зоне низкой температуры газов; недогрев
воды до кипения на выходе из нее принимают примерно 100° С.
В парогенераторах высокого давления со ступенчатыми па¬
раметрами пара, у которых на малых нагрузках снижается дав¬
ление в 2—2,5 раза, недогрев воды до кипения принимают рав¬
ным 60—70° С.
Обратимся к диаграмме i—p водяного пара (рис. 136). Если
посмотреть, из диаграммы видно, что с повышением давления
доля теплоты, приходящейся на подогрев питательной воды, уве¬
личивается, а доля теплоты, идущей на процесс парообразова¬
ния, уменьшается.
Из сказанного следует, что с увеличением давления пара
поверхность нагрева экономайзера будет увеличиваться,
265

а поверхность нагрева парообразующей части—: уменьшаться
(это утверждение справедливо, начиная от давления р — 3,5 МПа
и выше). Стало быть, установка экономайзера влечет за собой
уменьшение парообразующей поверхности нагрева, у которой по¬
следние ряды, как известно, обогреваются газом относительно
низкой температуры.
О целесообразности установки водяного экономайзера можно
также судить по схеме диаграммы поверхность нагрева — тем¬
пература, изображенной на
рис. 137.
Из этой диаграммы видно,
что в случае установки эко¬
номайзера общая конвектив¬
ная парообразующая поверх-
Рис. 136. Диаграмма i — р водяного
пара.
а — подогрев воды; 6 — парообразование;
в — перегрев пара.
а)
Рис. 137. Изменение температуры
газов и рабочего тела (воды и
пара) в парообразующем пучке
труб и в экономайзере: а — по¬
верхность нагрева Япо составлена
только из одних парообразующих
труб; б — поверхность нагрева со¬
ставлена из парообразующих
труб Япо и экономайзера Яэк-
ность Япо при той же начальной температуре ίΚ и при той же
температуре уходящих газов йуХ меньше на величину АН по
сравнению с парогенератором, не имеющим экономайзера.
Объясняется это тем, что часть парообразующей поверхно¬
сти нагрева, работающей в зоне малой разности температур,
заменена поверхностью нагрева экономайзера, работающего при
более высоком среднем логарифмическом температурном напоре
Ataк. Кроме At на рис. 137 дано обозначение ΔίΠο, под которым
следует понимать средний логарифмический температурный на¬

пор между температурами газов и рабочей среды в парообразу¬
ющей поверхности нагрева, а Δ4κ — это температурный напор
в экономайзере.
Итак, м-ожно сделать вывод, что установка экономайзера по¬
зволяет уменьшить поверхность нагрева Япо при тех же зна-
нениях ϋ·' и Фух и при сохранении к. п. д. парогенератора.
При давлении, близком к критическому, парообразующая
поверхность нагрева сводится к минимуму, а сам парогенератор
превращается практически в экономайзер (пароперегреватель,
естественно, остается, и величина его поверхности нагрева будет
зависеть от степени перегрева пара и параметров газового
тракта). В парогенераторах низкого давления эффект от эконо¬
майзера невелик, поэтому его в них не устанавливают.
Экономайзеры обычно располагают в зоне низкой темпера¬
туры газов. Температура стенок труб в этом случае, особенно
при противотоке, может стать равной точке росы или близкой
к ней. Тогда кроме сернистой коррозии может произойти также
явление, связанное с загрязнением труб сажистыми покрытиями.
Эти покрытия в соединении с солями, содержащимися в морском
воздухе, а следовательно, и в продуктах сгорания, образуют
твердые отложения, которые могут оказаться столь значитель¬
ными, что движение газов и коэффициент теплоотдачи будут
резко ухудшены. А это, естественно, отразится на надежности
парогенератора в целом.
Трубы экономайзера могут быть подвергнуты коррозии и с
внутренней стороны, если питательная вода недостаточно очи¬
щена от кислорода. Большое значение для нормальной работы
парогенератора, в том числе и экономайзера, имеет очистка всех
поверхностей нагрева от загрязнений. Очень важно своевре¬
менно обнаружить и устранить течь в трубах и соединениях. Для
этого необходимо периодически осматривать экономайзер при
снятой боковой обшивке, применив гидравлическое испытание
труб пробным давлением.
Конструкция экономайзера в каждом отдельном случае дол¬
жна выбираться с учетом минимальных габаритов, массы, ми¬
нимальной величины гидравлических и аэродинамических сопро¬
тивлений, эксплуатационной надежности, марки топлива, про¬
стоты изготовления и обслуживания, и кроме того, в зависимости
от общей компоновки всего парогенератора. Змеевики экономай¬
зера при нагревании расширяются (удлиняются). Коллекторы
экономайзера жестко связаны с каркасом парогенератора в ме¬
сте подвода воды. При таком креплении трубы будут расши¬
ряться в противоположную сторону.
Каждый змеевик, приваренный концами к экономайзерным
коллекторам, точно и жестко зафиксирован. Все петли зме¬
евиков обладают свойством свободно расширяться отдельно,
как, например, и у змеевиковых пароперегревателей (см.
рис. 131).
267

Коллекторы и змеевиковые экономайзеры располагают
обычно на фронте (чаще на заднем, перпендикулярно оси паро¬
водяного коллектора). В этом случае змеевики, идущие вдоль
длинной стороны газохода, имеют меньшее число поворотов, что
снижает величину гидравлических сопротивлений.
Тепловой расчет экономайзера сводится к определению вели¬
чины поверхности нагрева Нэк. При расчете должны быть из¬
вестны давление и энтальпия воды при входе и выходе, а также
расход нагреваемой воды и параметры продуктов сгорания.
Давление воды на входе в начальной стадии проектирования
принимают равным
Рп. в = Рп. к + (0,2	0,3) МПа.	(XI.25)
Ширина Ьэк газохода экономайзера берется из компоновоч¬
ного чертежа парогенератора. Длина газохода в районе эконо¬
майзера обычно равна длине топки LT.
Приняв величину поперечного шага Si, которую берут в за¬
висимости от намеченной скорости движения газов, мы тем са¬
мым можем определить и число труб в одном ряду п, а именно
Если соединить все трубы одного ряда с раздающим и соби¬
рающим коллекторами, то получим суммарное сечение для про¬
хода воды
f=n^L.	(XI.26)
Скорость воды при этом
D Уср
^ср = -2у^-.	(XI.27)
где ίξΡ— средний объем воды в экономайзере.
При одинарном змеевике число вводов труб в коллектор
будет равно величине п. Однако при такой конструкции ско¬
рость воды может оказаться недостаточной.
Для того чтобы получить рекомендуемую скорость воды,
следует применить вместо одинарного сложный змеевик (см.
рис. 132 и 133). Этим способом удается увеличить скорость
воды, не меняя ширины газохода Ьт, диаметра труб d и попе¬
речного шага Si, т. е. не меняя скорости газа.
Скорость воды в экономайзере рекомендуется принимать не
ниже 1,5—2,5 м/с на полной нагрузке, которая при снижении
паропроизводительности парогенератора уменьшится прямо
пропорционально снижению нагрузки. Повышение скорости
воды более 2,5 м/с приводит к неоправданному росту гидравли¬
ческих сопротивлений. Скорость воды ниже 1,5 м/с нельзя
268

Тепловой расчет экономайзера
£Г т
Я
к
о
н
о
к
К
Ч
К
СО
4
>>
5
а
о
е
со ы
я- Я
я <υ
я О
Я <У
42
^ я
о и
VQ 05
о0.
и
* 05
ТГ·
СО
о
25 05
ю
СМ
СМ
СО
Tf
£ ь-
см со
•Ч4
<о
<3
о
CD
СМ н.
- со
с^-
о
о
о
О
сГ «
©
cn Ci - о5 (м
CM 4 ^ _Γ ο" °i
*-< СО	ΙΟ
2
S
я
я
Он
с
Ф
о
я
Ϊ Он
я
Он М
я
• я
2 о
и СП
+
$£
я
(М м
S
ю
2
2 2 I
о
2
<м
2
н
CQ
£
£
я
сг>
СУ
я
»я
ю
>>
Он
н
я
ЭЯ
*Я
5Я
*Я
я
3
3
я
я
я
я
я
я
я
я
*
ф
си
я
о.
Он
о
>>
н
ф
ч
Он
>»
я
о
я
я
о
Он
я
и
о
я
я
я
3
я
g
X
о
Он
я
о
и
о
я
g
\о
о
о
н
я
<15
я
я
я
•Θ*
&
я
я
-. К _
О Я *
^ ^ э
Ч
я
Он
2
о
я
ё
vo
>*
Он
н
о
я
о
я
ΣΤ
®я
о
я
g
я
я
я
о
я
g
я
Он
C'
3
g
от
о
Он
о
я
CJ
я
о
,—ч
я
ί¬
я
VO
ο
о
>>
я
Ь
Он
чс
о
н
о
о
я
и
®Я
я
от
о
ьн
\о
и
я
я
я
ф
и
о
3
Он
Он
я
я
о
н
о
я
я
я
ч
ф
я
н
я
я
я
о
X
а
я
я
о
я
о
я
н
Он
Он
Он
о
ч
а
о
с
ф
от
я
я
я
я
я
9Я
я
о
я
X
я
я
»Я
я
Он
я:
S
О)
я
н
ф
ф
о
я
ф
я
я
от
я
я
о
я
о
я
о
я
я
я
я
Я
я
ф
от
н
о
о
ф
н
я
Он
я
я
Я Ώ
я
ф
о
я
н
о
я
от
я
н
ф
о
g
х
а
»Я
я
g
% £<
я н
о
о
я
я
а
я
со
ф
ч
Он
CJ
Я я
а 3
я
st
о
3
Он
269

допускать во избежание застоя паровых и газовых пробок при
работе экономайзера на малых нагрузках.
Рекомендуемые скорости газов в экономайзере при вентиля¬
торном дутье: у малофорсированных парогенераторов 7—12 м/с;
у высокофорсированных 40—55 м/с.
Шаговые отношения в гладкотрубных экономайзерах выби¬
рают, исходя из допустимой скорости газов, при этом попереч¬
ный и продольный шаги принимают примерно одинаковыми
Si/d—S2/d= 1,45-т-1,5. Наружные диаметры труб у слабо форси¬
рованных парогенераторов — от 29 до 38 мм, у высокофорси¬
рованных— от 20 до 25 мм. Строение пучка выбирают обычно
коридорным, но часто встречается и шахматное расположение
труб.
Внутренний диаметр коллекторов находится в пределах от
100 до 200 мм. Подвод и отвод воды в экономайзерах обычно
производят по схеме П.
Задача теплового расчета экономайзера сводится к определе¬
нию поверхности нагрева Нж. Мощность экономайзера, затра¬
ченную на нагрев воды, подсчитывают по формуле
<3эк = Ai. в(Ск —1’п. в)·	(XI.28)
где DB.B — расход нагреваемой воды;
im— энтальпия воды при выходе из экономайзера;
ι'π.Β -τ- энтальпия питательной воды.
При определении Яэк пользуются еще двумя уравнениями:
Q3K = cpB(/;K-/;K);	(XI.29)
Q3K = kH3KM.	(XI.30)
Энтальпия I'm и температура Ф’эк газов при входе в эконо¬
майзер считаются известными из теплового расчета пароперегре¬
вателя, т. е.
IЭК— Inn И Фэк = 'Й'пп·
Все данные, относящиеся к тепловому расчету экономайзера,
вписывают в табл. 12.
XI.8. Воздухоподогреватели, их компоновка
и тепловой расчет
Значение воздухоподогревателей в высокоэкономичных паро¬
генераторах в, последнее время сильно возросло, особенно
в связи с развитием регенеративного подогрева питательной
воды теплотой отработавшего пара.
Тип и конструкция воздухоподогревателей во многом зави¬
сит от конструкции самого парогенератора, его назначения и
степени экономичности.
272

Ниже приводится классификация воздухоподогревателей,
составленная в зависимости от основных признаков:
Признаки классификации
Способ передачи теплоты
Род греющего теплоносителя
Конструктивное оформление
поверхности нагрева
Вид профиля поверхности на¬
грева
Число ходов воздуха и газов
Расположение труб относи¬
тельно горизонта
Типы воздухоподогревателей
Рекуперативные, регенератив¬
ные
Газовые, паровые, водяные
Гладкие, ребристые
Пластинчатые, трубчатые
(круглые, овальные, эллипти¬
ческие, каплеобразные)
Одно-, двух-, трех- и четы¬
рехходовые
Вертикальные, горизонталь¬
ные
Двум основным типам воздухоподогревателей дадим опре¬
деление. Рекуперативными называют воздухоподогреватели,
в которых теплопередача осуществляется через неподвижную
поверхность нагрева при постоянном подводе теплоты к ней и
отводе от нее.
Регенеративные — это воздухоподогреватели, в которых про¬
цесс передачи теплоты от газа к воздуху осуществляется через
вращающиеся поверхности нагрева, выполненные в виде метал¬
лических листов. При вращении и нагреве листы аккумулируют
теплоту газов, а затем передают его тоже при вращении нагре¬
ваемому воздуху.
Схемы наиболее распространенных в судовой практике ре¬
куперативных газовых воздухоподогревателей изображены на
рис. 138.
Газовые воздухоподогреватели обычно располагают за эко¬
номайзером в районе самой низкой температуры продуктов сго¬
рания, чтобы использовать малоэффективную теплоту.
На рис. 138, а показан гладкотрубный воздухоподогреватель,
движение воздуха в котором осуществлено по перекрестно-про-
тивоточному принципу. Продукты сгорания омывают трубы сна¬
ружи. На режимах малой нагрузки и при пуске парогенератора
воздух поступает в топку помимо воздухоподогревателя, для
чего предусмотрен байпасный шибер.
На рис. 138, б изображен вертикальный воздухоподогрева¬
тель. Продукты сгорания омывают трубы изнутри. Для осущест¬
вления эффективной обдувки труб от сажи длину их более
1,5—1,8 м делать не рекомендуется.
Пластинчатые воздухоподогреватели (рис. 138, в) состоят из
вертикальных листов (пластин), которые попарно герметически
соединены между собой и образуют каналы. Газы проходят
в пространстве между каналами.
На рис. 138, г показан трехходовой горизонтальный воздухо¬
подогреватель с подводом холодного воздуха в среднюю секцию.
Это сделано с той целью, чтобы повысить температуру стенок
273

труб в районе входа холодного воздуха и тем самым избежать
сернистой коррозии. Аналогичная схема может быть принята и
для вертикального воздухоподогревателя.
При включении воздухоподогревателя по принципу противо¬
тока минимальная температура стенок труб поверхности на¬
грева примерно равна средней температуре холодного воздуха
и уходящих газов, т. е.
*« = 0,5(*х.в + Фух)°С.	(XI.31)
Если принять ^х.в = 30°С и Фух=130°С (что соответствует
высокоэкономичным парогенераторам с к.п.д., примерно равным
Рис. 138. Схемы рекуперативных газовых воздухоподогревателей: а —-
горизонтального гладкотрубного двухходового; б — вертикального
гладкотрубного двухходового; в — пластинчатого; г — горизонтального
гладкотрубного трехходового.
96%), то температура самой холодной стенки в этом случае бу¬
дет примерно равна 80° С.
При установке газовых воздухоподогревателей уходящие
газы можно было бы теоретически охладить до такой темпера¬
туры, которая была бы всего лишь на 30—40 °С выше темпера¬
туры холодного воздуха. Однако на практике этого не делают,
так как при очень низкой температуре уходящих газов возможно
появление так называемой низкотемпературной (сернистой)
274

коррозии поверхности нагрева (более подробно о сернистой
коррозии см. гл. XVII).
Сернистой коррозии может не быть, если температура уходя¬
щих газов из парогенератора будет не ниже 160—170° С, а это
противоречит современному взгляду на создание парогенерато¬
ров высокой экономичности. Ио и при такой температуре уходя¬
щих газов или даже несколько выше существует опасность воз¬
никновения сернистой коррозии, если входные участки труб воз¬
духоподогревателя будут омываться холодным воздухом при
температуре 20—30° С.
Рис. 139. Воздухоподогреватель вертикальный гладкотрубный Трехходовой
(по газу), секции которого омываются газами с внутренней стороны труб.
Учитывая это обстятельство у парогенераторов даже с отно¬
сительно низким к.п.д., должны быть приняты меры, предотвра¬
щающие или снижающие интенсивность сернистой коррозии.
В последнее время начали применять трехходовые (по
газовому тракту) гладкотрубные вертикальные воздухоподо¬
греватели с расположением секций по ширине парогенератора
(рис. 139). Здесь воздух омывает трубы снаружи. На режимах
малых нагрузок и при пуске парогенератора воздух перепу¬
скается помимо воздухоподогревателя по обводному каналу
(см. пунктир). Чтобы предотвратить коррозию первой секции
по ходу движения воздуха, ее покрывают изнутри антикорро¬
зионными материалами.
В заключение укажем, какие полезные функции выполняет
воздухоподогреватель в парогенераторе.
275

Первое. Теплота, вносимая воздухом в парогенератор, повы¬
шает начальную температуру топочной среды в топке и в газо¬
ходах и тем самым увеличивает температурный напор At на
этих участках. Увеличение At приводит к снижению экономай-
зерной, парообразующей и пароперегревательной поверхностей
нагрева. Величина этих поверхностей снижается не только из-за
увеличения At, но и вследствие увеличения коэффициента теп¬
лоотдачи от газа к стенке ακ· Поэтому несмотря на появление
новой поверхности нагрева в виде воздухоподогревателя, уста¬
новка его в парогенераторе целесообразна. Здесь необходимо
сказать только о том, что данное положение справедливо для
парогенераторов транспортных судов, проектируемых с высо¬
кими значениями к. п. д. (ηπ более 80%).
Второе. Время подготовки к горению при горячем воздухе
сокращается; сгорание топлива происходит полнее; коэффи¬
циент избытка воздуха можно принять меньше.
Помимо газовых, применяют паровые, а иногда и водяные
воздухоподогреватели. Подогрев воздуха теплотой пара или
воды имеет свои особенности.
Подогрев воздуха теплотой пара, отбираемого от главной
турбины или отработавшего во вспомогательных механизмах,
не оказывает непосредственного влияния на величину к. и. д.
парогенератора.
Паровой подогрев воздуха может привести даже к снижению
эффективного к. п.д. энергетической установки η3.γ, если невоз¬
можно будет осуществить глубокое охлаждение уходящих из
парогенератора газов вследствие высокой температуры воды,
предусмотренной развитой регенерацией.
Коэффициент полезного действия парогенератора при лю¬
бом воздухоподогревателе определяется, в основном, энталь¬
пией уходящих газов, т. е. величиной q2 (величинами qs и q5
в меньшей степени).
Подогрев воздуха в паровых воздухоподогревателях осуще¬
ствляют до температуры 80—120° С. Такой вид подогрева воз¬
духа не является перспективным.
В основу проектирования газового трубчатого воздухоподо¬
гревателя, который в настоящее время получил наибольшее
распространение, всегда кладут принципы получения малога¬
баритного, надежного, дешевого в изготовлении и обладающего
малыми газовоздушными сопротивлениями агрегата. Из рас¬
смотренных ранее газовых воздухоподогревателей наиболее
компактными являются вращающиеся и пластинчатые. Однако
большого распространения оба эти типа не получили из-за
сложности изготовления, а вращающиеся (кроме того)—из-за
протечек воздуха.
Редко, но встречаются и такие случаи, когда устанавливают
на один парогенератор одновременно газовый и паровой возду¬
хоподогреватели.
276

На рис. 140 показана схема парогенератора с предвключен-
ным паровым воздухоподогревателем 3, заслонками 2 и газовым
воздухоподогревателем 1.
Заслонки служат для того, чтобы отключать газовый возду¬
хоподогреватель на стояночном режиме, при котором темпера¬
тура уходящих газов резко снижается.
На этом рисунке приведены значения температур воздуха,
газов и стенки трубы в том месте парогенератора, в котором
возможно появление коррозии. На рисунке указаны значения
Рис. 140. Последовательность включения парового и двухходового газо¬
вого воздухоподогревателя (ix.B = 38°C и ΰ>χ=117°0).
температур для случая, когда парогенератор работает в режиме
полной нагрузки.
На первый взгляд может показаться, что схема подключе¬
ния парового воздухоподогревателя является целесообразной.
Однако на практике предпочтение отдают установке лишь од¬
ного газового воздухоподогревателя. Объясняется это тем, что
при установке парового воздухоподогревателя глубокое охлаж¬
дение уходящих газов становится затруднительным. Лучшими
схемами включения газового воздухоподогревателя в газовый
поток в настоящее время могут служить схемы, указанные на
рис. 139, если речь идет о парогенераторе с к. п. д. 94—96%,
или на рис. 138,6, если к. п. д. не выше 88—93%.
Крепление труб к трубным доскам производится с помощью
сварки (рис. 141). Трубы воздухоподогревателя при работе па¬
рогенератора расширяются (удлиняются). Приближенно можно
277

считать, что труба из углеродистой стали длиной 1 м увеличи¬
вается примерно на 1,2 мм на каждые 100° С.
Для обеспечения свободы тепловых расширений предусмат¬
ривается установка компенсатора (рис. 141).
На рис. 142 показана одна из многих конструкций регене¬
ративного воздухоподогревателя вращающегося типа. Основ¬
ными узлами и деталями его являются:
—	вращающийся ротор 1, внутренняя часть которого запол¬
нена набивкой 3 в виде отдельных листов (пластин), располо¬
женных вертикально;
—	электродвигатель 8 с редуктором, приводящим во вра¬
щение ротор 1 со скоростью 3—8 об/мин;
—	неподвижный наружный кожух
7, закрывающий по периметру вра¬
щающийся ротор (142, а)\
—	воздушный 9 и газовый 10 па¬
трубки (рис. 142, б), присоединенные
к нижней и верхней частям наружного
кожуха для подвода и отвода дымовых
газов и воздуха.
Ротор 1 разделен глухими перего¬
родками 2 на несколько секторов,
внутри которых уложена набивка.
Между наружным кожухом и ротором
находится круговое уплотняющее коль¬
цо 6, предназначенное для предотвра¬
щения перетекания воздуха в газовую
полость.
При вращении ротора часть воздуха не попадает в топку,
а остается между листами набивки и затем поступает в поток
дымовых газов. Также примешивается небольшое количество
газов и к воздуху, направляемому в парогенератор. В центре
ротора находится вал 4, вращающийся в подшипниках 5, распо¬
ложенных сверху и Снизу.
Регенеративные воздухоподогреватели по сравнению с ре¬
куперативными значительно легче, компактнее и дешевле.
Компактность и относительная легкость таких воздухопо¬
догревателей объясняется особенностью процесса теплопере¬
дачи. По своей идее процесс перехода теплоты от газа к на¬
бивке и от набивки к воздуху нестационарен и связан с непре¬
рывным изменением температуры металла пластин насадки
в различных частях воздухоподогревателя.
В эксплуатации регенеративные воздухоподогреватели менее
подвержены сернистой коррозии, чем рекуперативные. Однако,
несмотря на эти преимущества, распространения в нашем отече¬
ственном флоте они пока не получили. Объясняется это боль¬
шой склонностью их к загрязнению, сложностью ухода и боль¬
шими утечками воздуха в дымовую трубу (около 10%).
Рис. 141. Конструкция креп¬
ления воздухоподогрева¬
теля.
1 — труба; 2 — трубная доска;
3 — компенсатор.
278

Гидравлическое сопротивление воздухоподогревателя по
газовой и воздушной сторонам составляет около 400 Па.
Тепловой расчет воздухоподогревателя сводится к определе¬
нию размеров поверхности нагрева Яв п и ее размещению. Чтобы
Рис. 142. Вращающийся воздухоподогреватель су¬
дового парогенератора.
определить величину Яв.п, необходимо прежде всего задаться
температурой горячего воздуха tT. в. Воздух в газовых воздухо¬
подогревателях нагревают до 150—280° С в зависимости от
к. п. д. парогенератора (чем выше к. п. д., тем выше темпера¬
тура воздуха).
В принятом для расчета парогенераторе, схема которого по¬
казана на рис. 121, к. п. д. ηπ сравнительно низкий и составляет
279

90%. Поэтому его .секции размещены вдоль вертикальной оси.
Тип воздухоподогревателя-—гладкотрубный вертикальный
двухходовой по воздуху. Ширина Ьв.п и длина /в.п газохода
определяются размером, снятым с компоновочного чертежа па¬
рогенератора.
Шаговые отношения в воздухоподогревателях парогенерато¬
ров с к. п. д. 90—93% принимают Si/d=s2/d=\,8-i-2,0, толщину
трубной доски 8—10.мм.
Толщина стенок труб назначается исходя из условий срока
службы и технологии приварки их к трубным доскам. Скорость
газов внутри труб шг = 6-г-15 м/с. Скорость менее 6 м/с неже¬
лательна из-за возможного сильного загрязнения труб и низкого
коэффициента теплоотдачи от газа стенке.
При проектировании парогенераторов скорость воздуха в вер¬
тикальных воздухоподогревателях назначают несколько выше
скорости газов, если нет особых ограничений в величине сопро¬
тивления газовоздушного тракта. По ходу движения воздуха
строение труб — шахматное. Газы движутся внутри труб.
В высокоэкономичных парогенераторах (к. и. д. 95—96%)
с громоздкими воздухоподогревателями их секции устанавли¬
вают не по высоте, а так, как это показано на рис. 139. Чтобы
уменьшить габариты, шаговые отношения в таких воздухоподо¬
гревателях при диаметре труб d = 38 мм принимают равными: по
ширине sild— 1,6-М,8, по длине s2ld= 1,14-1,2. Толщину стенок
труб в первой секции по ходу движения воздуха (последней по
ходу движения газов) назначают 3 мм, а в остальных — 2 мм.
Газовые воздухоподогреватели всегда устанавливают (по
ходу движения газов) за экономайзерами. Предполагается, что
все тепловые и расходные характеристики при определении Нвл
известны из теплового расчета других поверхностей нагрева.
Расчет начинается с определения мощности воздухоподогре¬
вателя (теплового потока). Считая, что вся масса воздуха, иду¬
щего на горение, проходит через воздухоподогреватель, будем
иметь
<3вп = °Ш°свл. вВ (/г. в—Ιχ. в)·	(XI.32)
Кроме этого, должны быть применены два уравнения:
QBn = <pB(/;n-/;n);	(XI. 33)
Qbu = kHBnAt.	(XI.34)
Энтальпия Гвп и температура Ф'вп газов при входе в воз¬
духоподогреватель известны из теплового расчета экономай¬
зера, а именно
280

Тепловой расчет газового воздухоподогревателя
® я
►Г т
К оГ
«Я
Ы «
К
Ss
§ё
vo g>
О*
ОО Tf CD
со СО СО
ООО
LO	СО
LO CD LO oo
О О t'- cs) ^
ООО ООСО·
со
LO
LO
0Ϊ
CD·
t^
СО
О
-
СО
СО
СО
(М
к
S
са
S
да
да
я
S
Л +
я
S
я
я
Я
я
я
ю
я
Он
-
Он
С
о
С
да £
О) 4>
* И 5
Я «О
Он ^
С
m
*0
С
ЕС
<м И
С ю
ОО *
СУ
О)
оз
S
я
к
.	- Я
S S ^
UU С
3
и
я
я
Он
S
и
05
о
Ö
о
к
Он
я
fct
S * л
«
§
н
РЭ
«
Ί8
Ci
у
•«•ч
и si
СУ
Я Я
5 S
н н
Я Я
CQ М
<и О)
Он о,
о о
о о
3	3
о о
с с
о о
X X
£*">
4	r=t-
СП со
о о
да да
^ да
vo5S
>, да
Он да
С *
о,
S га
S Я
eg
5 Я
«« g
xs *
сг· да о
3 со
да
да о, и
да да
о
eg
да
я
я
§
о
я
>>
t=t
к
• Он
8
Я
§
я
я
я
Он
я
а
о
я
VO
>■>
Он
н
да
о
«=t
я
Он
VO
я
g
X
w о
>»
Он да
*"* я
Ч
п
о да
О
X
з
&
X
да
я
Он
я
о
g
я
о
X
3
о да £
да я g
g я
§3
да да
я да я
Я 3 я
§|§гао5
^	SO	^
я	о
и	X
о
да
н
о
да
я
я
Я
о
«
да
да
£
да
да
g
X
и ,
я
Он
я
я
я
да
Н
я
да
о
X
>1
3
g
X
я
Он
я
Он Л
£5
Он ^
g S
а да-
£ (-Н
да о
н g
я
5 Л
да н
да Л υ я
да £ о о
Я 5 я н
|й|§
СТ) да ^ гЯ
Он о
о да
о
X
>>
9
о
да
я
я
да
g
X
3
да
я
Он
я
я
о
я w
о* да
£*S
§Й
да
о
g
я
281

Энтальпия /"вп и температура	газов при выходе из
воздухоподогревателя определяются после подсчета QBn по урав¬
нению XI.33, причем должно быть сохранено условие
1вп — 1ух и Ό’βπ — Пух-
Все данные теплового расчета воздухоподогревателя вносят
в табл. 13.
В заключение дана табл. 14 теплового баланса, из которой
видно, что точность расчета парогенератора достаточна.
Таблица 14
Тепловой баланс парогенератора
Едп-
Число-
Величина
Обозна¬
чение
ница
изме-
Формула или источник
вое
зна-
рения
чение
Мощность (тепловой
поток):
ТОПКИ
Qn
МВт
Табл. 9
10,9
конвективного
Quo
»
Табл. 10
7,46
парообразующего
пучка
пароперегрева¬
теля
Qnn
»
Табл. 11
4,32
экономайзера
Qs к
»
Табл. 12
5,22
Полезно использо¬
ванный тепловой поток
Qi
»
Qji Hr Qno + Qnn H~ Qsk
(2л Η* Qno + Qaк
27,9
Паропроизводитель-
D
кг/с
10,0
ность парогенератора
lx <п.в
Коэффициент полез-
<P
%
Ql ■100
89,8
ного действия по пря¬
мому балансу
ö(Q£ + <W?)
-
Расхождение вели¬
чины к. п. д. по прямому
δη“Ρ
»
,οο
%
0,22
балансу
I — /
Относительная поте-
<72
»
в. П X. в
7,66
ря теплоты с уходящи¬
ми газами
Коэффициент полез¬
ного действия по обрат¬
ному балансу
η°π6ρ
»
100 — [q2 + q3 + <75)
89,84
""-"“Κ,οο
Расхождение к: п. д.
б<бр
»
0,18
по обратному балансу
\
284

Глава XII. КОНСТРУКЦИИ ПАРОГЕНЕРАТОРОВ
МАЗУТНОГО ОТОПЛЕНИЯ
XII.1. Общие принципы устройства
парогенераторов
Деление парогенератора на конструктивные элементы. Парогене¬
ратор с естественной циркуляцией можно разделить на кон¬
структивные элементы, входящие в одну из двух групп
(рис. 143). К группе главных элементов парогенератора отно¬
сят все теплопередающие элементы (поверхности нагрева —
парообразующие, пароперегревательные и т. д.). Их конструк¬
ции рассмотрены в гл. XI. Все остальные элементы (стены,
арматура, гарнитура и т. д.) относят к группе вспомогательных
элементов. Их конструкции рассмотрены в настоящей главе,
за исключением топочной гарнитуры, которая рассматривалась
в гл. IV.
Таким образом, ниже разбираются конструкции элементов,
расположенных на рис. 143 справа от вертикальной штриховой
ЛИНИИ.	'	‘1
Стены парогенератора. Парогенератор как теплообменный
аппарат имеет греющую и нагреваемую среды, расположенные
соответственно в пароводяном и газовоздушном трактах
(рис. 144). Их отделяет друг от друга поверхность нагрева. Эта
поверхность должна выдерживать значительное давление среды
в пароводяном тракте (0,5—10 МПа), поэтому она образуется
исключительно из элементов цилиндрической формы (трубы и
коллекторы),
Для отделения газовоздушного тракта от парогенератор¬
ного помещения служит другая разделительная поверхность —
наружные ограждения, или стены парогенератора. Их конструк¬
ция должна быть плотной для того, чтобы вредные для человека
продукты сгорания не могли воздействовать на обслуживающий
персонал.
У парогенераторов с вентиляторным дутьем абсолютное дав¬
ление среды в газовоздушном тракте, равное 0,105—0,110 МПа,
немного превышает давление в парогенераторном помещении
(примернб на0,01 МПа). Поэтому стены парогенератора делают
обычно плоскими. Однако они испытывают большие гравитаци¬
онные, инерционные и другие нагрузки, вследствие чего их кон¬
струкция должна быть достаточно жесткой.
Чтобы обеспечить плотность и жесткость, стены парогене¬
раторов делают двойными, состоящими из внутреннего кожуха,
наружного кожуха и межкожухового пространства между ними.
Воздух для горения топлива подают вначале в это межкожухо-
вое пространство, а затем — в топку.
285

Вспомогательные элементы
286
Рис. 143. Схема деления парогенератора на конструктивные элементы.

Каждый из упомянутых элементов стен выполняет свои
функции. Внутренний кожух: ограничивает газоходы парогене¬
ратора; несет на себе внутреннюю обмуровку и изоляцию, пре¬
дохраняющую металлические конструкции кожухов от воздейст¬
вия горячих газов; поддерживает вместе с наружным кожухом
некоторые поверхности нагрева (экономайзер, воздухоподогре¬
ватель, иногда пароперегреватель).
Межкожуховое пространство: направляет воздух вокруг всего
парогенератора для поддержания в межкожуховом пространстве
Рис. 144. Схема взаимного расположения сред и разделяющих
их ограждений (МКП — межкожуховое пространство).
давления большего, чем в газоходах и в парогенераторном по¬
мещении (это исключает выброс пламени и продуктов сгорания
в парогенераторное помещение); содержит в большинстве воз¬
душных каналов холодный воздух, который „собирает1'тепловые
потери #5, немного нагреваясь сам.
Наружный кожух: образует с внутренним кожухом меж¬
кожуховое пространство; несет наружную изоляцию в районах,
где проходит горячий воздух; выдерживает избыточное давление
воздуха порядка 0,005—0,01 МПа; с помощью различных скреп¬
ляющих элементов соединяется с внутренним кожухом в единую
жесткую пространственную конструкцию.
Арматура и гарнитура. Арматурой называют устройства для
контроля и регулирования процессов, происходящих в парово¬
дяном тракте парогенератора. Элементы-арматуры (стопорный
287

и питательный клапаны, водоуказательные приборы и т. д.)
работают под давлением, близком к давлению в пароводяном
коллекторе. К арматуре относят также клапаны топливной
системы.
Гарнитурой называют устройства для контроля и регулиро¬
вания процессов, происходящих в газовоздушном тракте,
а также для его обслуживания. Гарнитуру делят на топочную
и парогенераторную (см. рис. 143). Элементы гарнитуры (смо¬
тровые устройства, шиберы, крышки лазов и т. д.) работают
под давлением, близким к давлению газов в топке парогенера¬
тора.
Трубопроводы в районе парогенератора. Непосредственно на
парогенераторе устанавливают различные трубопроводы, кото¬
рые относят к вспомогательным элементам. Основными из них
являются: трубопровод влажного пара, соединяющий пароводя¬
ной коллектор и коллектор пароперегревателя; трубопроводы
пароохладителя; трубопровод, по которому идет питательная
вода от экономайзера к пароводяному коллектору; трубопро¬
воды, по которым подается мазут от распределительных коро¬
бок к форсункам; трубопроводы сажеобдувочных устройств;
трубопроводы отбора проб, импульсные и др.
ХП.2. Факторы, влияющие на конструкцию стен
парогенератора
Стены в целом и отдельные их узлы представляют собой весьма,
сложную конструкцию. Это объясняется тем, что стены, кроме
выполнения основных функций — ограждения газоходов и не¬
сения силовой нагрузки,— должны удовлетворять требованиям
ряда факторов, из которых наибблее сильно влияют на кон¬
струкцию следующие:
—	протекание большого количества воздуха через все поло¬
сти межкожухового пространства (конструктивный фактор);
—	специфические условия изготовления отдельных узлов
стен и монтажа их на парогенераторе (технологический фактор);
—	свобода температурных расширений во всех элементах
парогенератора при различных режимах его работы (эксплуа¬
тационный фактор).
Рассмотрим эти факторы.
Путь воздуха в межкожуховом пространстве. Конструкция
межкожухового пространства должна предусматривать последо¬
вательное омывание воздухом стен парогенератора. Это делается
с помощью специальных перегородок. Проследим путь воздуха
в межкожуховом пространстве на примере.
Воздушный тракт в межкожуховом пространстве парогене¬
ратора КВГ-25 (рис. 145) начинается с патрубка 4, через кото¬
рый воздух входит в боковую стенку 2 стороны экрана. Пере¬
городка 3 препятствует поступлению воздуха сразу в топку 1,
288

поэтому воздух направляется на задний фронт 11 (вид б),затем
в межкожуховое пространство стенки 7 стороны газохода и по
ней вверх к нижней секции 8 газового воздухоподогревателя.
Пройдя ее, воздух переходит в верхнюю секцию 5 и за ней,
встретив перегородку 9, поворачивает к заднему фронту и от¬
туда входит в среднюю секцию 10. Пройдя эту секцию в направ¬
лении, параллельном оси пароводяного коллектора, воздух по¬
ступает в межкожуховое пространство переднего фронта 6 и
далее к воздухонаправляющим устройствам 1.
Рис. 145. Воздушный тракт в межкожуховом пространстве КВГ-25: а — вид
с переднего фронта; б — вид с заднего фронта; в — вид в плане.
Шибер 12 служит для перепуска воздуха в топку помимо
воздухоподогревателя на малых нагрузках.
Особенности изготовления стен. Монтаж стен начинают после
окончания сборки корпуса парогенератора, т. е. после соедине¬
ния коллекторов трубными пучками. Особенность этой работы
состоит в том, что при вальцовании сотен труб пароводяной
коллектор может значительно сместиться от своего исходного
положения, указанного в чертежах. Это смещение, которое
трудно заранее предусмотреть, может достигать нескольких
сантиметров. Стены парогенератора крепятся именно к коллек¬
торам, т. е. к элементам, расстояние между которыми в процессе
сборки может изменяться.
Стены изготавливают, как правило, по седьмому классу
точности, т. е. с большими допусками. Для исключения дорогих
Ю Заказ № 2222
289

слесарно-подгоночных работ в конструкции стен должна преду¬
сматриваться возможность некоторого отклонения габаритных
размеров элементов стен от номинала. Это достигается специ¬
альными конструктивными приемами, которые используются при
сопряжении соседних элементов, а именно: широким примене¬
нием сварных соединений внакрой или угловых и почти полное
отсутствие стыковых соединений; применением так называемых
замыкающих элементов.
При стыковой сварке двух элементов их размеры складыва¬
ются и могут при наличии больших допусков не совпасть
с размером перекрываемого пространства. При этом потребуется
трудоемкая операция подгонки кромок. Наоборот, при соедине¬
нии внакрой неточность изготовления элементов можно компен¬
сировать изменением перекрыта и подгонка не потребуется.
Использование замыкающих элементов широко практикуется
при конструировании стен. На рис. 146, а—ж показаны узлы
с замыкающими элементами самых различных форм.
Каждый из них имеет фиксированную сторону (помечена
буквой ф), закрепляемую на сопрягаемой детали болтами через
прокладку (а—д) или приваркой кромки (е, ж). Кромка, проти¬
воположная фиксированной стороне, обычно соединяется с со¬
седней сопрягаемой деталью внакрой монтажным швом. Эта
монтажная сторона помечена буквой м.
Применение сварных соединений внакрой без специальных
замыкающих элементов используется в тех случаях, когда при¬
вариваемую по контору деталь можно перемещать в пределах
перекрыша. Примеры таких соединений даны на рис. 146, з—-л.
Применение угловых соединений (рис. 146, м—п) позволяет
одну из деталей подгонять к другой посредством подгибания
кромки.
Свобода температурных расширений. Изменение режима ра¬
боты парогенератора приводит к изменению температуры раз¬
личных его элементов. Эти элементы механически связаны
с корпусом судна, с элементами энергетической установки или
между собой. Если конструкция не будет обеспечивать свободы
температурных расширений, в различных узлах могут возник¬
нуть напряжения, опасные для нормальной работы парогенера¬
тора.
Таким образом, в элементах конструкций, где имеются меха¬
нически связанные детали разной температуры, должна быть
обеспечена свобода тепловых расширений. Такими элементами
являются: опоры, связывающие коллекторы или каркас с фун¬
даментом (см. XII. 4); различные коммуникации (паропроводы,
газоходы и т. п.), связывающие штуцеры парогенератора с уста¬
новкой и судовыми конструкциями (здесь проблема решается
установкой компенсаторов); стены парогенератора, имеющие
температуру, отличную от температуры пучков труб, с которыми
они связаны.
290

10*
291

Узел А
Рис. 147. Присоединения элементов стен к пароводяному
коллектору, допускающие их взаимное перемещение.

Нижние коллекторы могут быть связаны между собой уча¬
стками стен на приварке, так как между ними нет теплопереда¬
ющих труб, имеющих другую температуру. Пароводяной коллек¬
тор перемещается под действием температурного расширения
подъемных и опускных труб. Стены, соединенные с этим кол¬
лектором, имеют температуру, отличную от температуры труб.
Поэтому соединение пароводяного коллектора с примыкающими
к нему участками стен должно быть, во-первых, плотным и,
во-вторых, подвижным.
На рис. 147 показано соединение стен с пароводяным кол¬
лектором 10 парогенератора КВГ-25. Этот коллектор переме¬
щается под воздействием расширения парообразующих труб 1
и 19, труб экрана 18 и опускных труб 17. Самое сильное влия¬
ние оказывает самый мощный пучок 1. Наиболее вероятное на¬
правление перемещения коллектора на рис. 147 показано дву¬
сторонней стрелкой в центре.
На том же рисунке в более крупном масштабе показаны
подвижные узлы присоединения стен к коллектору. Наружные
кожухи 5 я 14, а также внутренний кожух 15 присоединяются
к приварным элементам 9 и 11 коллектора через мягкую асбес¬
товую прокладку 8 и 13. В угольнике 16 имеются два ряда
отверстий, размер которых значительно превышает диаметр
болтов. Эти отверстия перекрываются большими шайбами 12.
Аналогично выполнен верхний узел, в котором большие отвер¬
стия сделаны в замыкающем элементе 6 и перекрыты большими
шайбами 7. Такие конструкции позволяют осуществлять взаим¬
ное перемещение сопрягаемых элементов.
Доступ к месту соединения внутреннего кожуха 4 и привар¬
ного элемента 2 невозможен. Поэтому эти два элемента соеди¬
нены гибким тонким листом 3 на сварке. Такое эластичное
сочленение деталей также допускает некоторое взаимное пере¬
мещение коллектора и стен (смещенное положение коллектора
показано прерывистой линией).
ХН.З. Конструкции стен парогенератора
Стены, окружающие парогенератор со всех сторон, делятся на
три группы: фронтовые, боковые и стены хвостовых поверхнос¬
тей нагрева.
Фронтовые стены отличаются от боковых по ширине меж-
кожухового пространства и конструктивному оформлению.
Стены хвостовых поверхностей нагрева (экономайзеров и воз¬
духоподогревателей) имеют детали, характерные как для фрон¬
товых, так и для боковых стен.
Элементы стен показаны на рис. 148, где парогенератор
КВГ-25 изображен в разрезе со снятым задним фронтом. Рас¬
смотрим типовые конструкции стен.
293

1 — боковая стена между экранным коллектором и коллектором паро¬
перегревателя; 2 — боковая стена между коллектором пароперегревателя
и водяным коллектором периферийного пучка труб; 3 боковая стена
стороны газохода; 4 — стены воздухоподогревателя; 5 — стены экономай¬
зера; 6 — стена между экономайзером и пароводяным коллектором; .7—
стена переднего фронта; 8 —· боковая стена стороны экрана.
294

Передний фронт. Конструкция переднего фронта со стороны
площадки обслуживания приведена на рис. 149, а. В основе
этой конструкции — два больших плоских листа — наружный
и внутренний кожухи, отстоящие один от другого на расстоянии
около 0,5 м. Наружный кожух 6 показан с различными выры-
вами для того, чтобы была видна конструкция внутреннего
кожуха 5, расположенного за ним и условно заштрихованного.
На том же рисунке внизу показаны отдельно внутренний (б)
и наружный (в) кожухи. Некоторые детали (рис. 149, поз. 4, 8,
13, 16) относятся к наружному и внутреннему кожухам. Они
подобны по виду, одинаковы по названию, имеют одинаковый
номер и различаются добавочными буквами: к, если деталь
относится к наружному фронту, и в, если она относится к внут¬
реннему.
Рассматриваемая конструкция стен переднего фронта имеет
следующие особенности.
Кожухи имеют несколько больших и малых вырезов. Сту¬
пенчатый вырез 2 во внутреннем кожухе 5 сделан для укрепле¬
ния в нем блока из шести топочных устройств. В наружном ко¬
жухе 6 ему соответствует вырез со скошенными углами. Около
этого топочного блока делаются вырезы 4 для размещения
смотровых устройств.
Весь фронт пересекает большой наклонный вырез, через ко¬
торый пароперегреватель может выниматься для ремонта. Вы¬
рез во внутреннем кожухе, закрываемый футерованной крыш¬
кой, имеет несколько меньшие размеры. Это делается для того,
чтобы крышка внутреннего кожуха могла свободно проходить
через вырез наружного кожуха. Такой принцип осуществляется,
как правило, там, где имеются сопряженные пары вырезов один
против другого в наружном и внутреннем кожухах.
В наружном кожухе есть еще один вырез 11, не имеющий
соответствующего ему выреза во внутреннем кожухе. Этот вы¬
рез служит для доступа в межкожуховое пространство.
Жесткость переднего фронта, как единой конструкции, обе¬
спечивается специальными деталями. Это прежде всего набор
из швеллеров 18, приваренных к листу внутреннего кожуха 5.
Ему соответствует такой же набор швеллеров, приваренных
к листу наружного кожуха 6. Швеллеры направлены полками
один к другому, и поэтому их удобно скреплять в единую про¬
странственную конструкцию с помощью трубчатых связей 20.
Трубчатые связи, которые ставят в середине швеллерных кле¬
ток, крепят к фронтам с помощью приварных книц 19. Образец
такого соединения показан на рис. 146, з.
Большой наклонный проем для вынимания пароперегрева¬
теля ослабляет конструкцию фронта. По контуру этого проема
приварен угольник 17. Дополнительным укреплением являются
ребра 7, связанные кницами 21 с угольником 17 в единую рам¬
ную конструкцию, расположенную в плоскости внутреннего
295

О)
7 ÕS.Bm
Рис. 149. Передний фронт парогенератора: а — общий вид; б —
вид спереди на внутренний кожух; в — вид спереди на наруж¬
ный кожух.
296

кожуха. Соответствующий вырез в наружном кожухе оканто¬
ван угольником 15 и повторяющим его форму неравнобоким
угольником 14. Последний, кроме создания жесткости, имеет
еще и другое назначение, о чем будет сказано ниже.
Два внешних ребра из четырех ребер жесткости 7 на внут¬
реннем кожухе и расположенный против них на наружном ко¬
жухе угольник 14 скреплены приварными трубчатыми свя¬
зями 20. Таким образом получается достаточно жесткая прост¬
ранственная конструкция в районе ослабляющего фронт вы¬
реза для выема пароперегревателя.
Жесткость конструкции усиливается еще более приварными
треугольными кницами 3 и 12, расположенными практически
по всему контуру внутреннего кожуха. Эти кницы свариваются
с удлиненными кницами боковых стен. Образец такого соедине¬
ния книц показан на рис. 146, ж и будет дан ниже на горизон¬
тальном разрезе парогенератора.
Плотность переднего фронта, продуваемого горячим возду¬
хом, обеспечивается также рядом особых мероприятий. Воздух
от воздухоподогревателя входит в межкожуховое пространство
переднего фронта сверху через горизонтальное прямоугольное
отверстие, одной стороной которого является угольник 9. Вхо¬
дит горячий воздух в топку через фурмы топочного блока. ВсГе
остальные места должны быть герметизированы. Это обеспечи¬
вается следующими конструктивными мероприятиями.
Полосы 16 в и 16 я замыкают концы угольников 17 и 15
соответственно на внутреннем и наружном кожухах. Так обра¬
зуются фланцы, к которым на шпильках крепятся крышки,
закрывающие проем для выема пароперегревателя. Уплотня¬
ются крышки асбестовыми прокладками. Крышка лаза 11 так¬
же уплотнена асбестовым жгутом (подробнее см. XII.6.).
Для того чтобы холодный воздух из межкожуховых про¬
странств боковых стен не проходил на передний фронт, выход¬
ные сечения из боковых стен закрыты перегородками, показан¬
ными на рис. 149,6 тонкими линиями. Эти перегородки лежат
в плоскости внутреннего кожуха фронта и составлены из от¬
дельных листов, расположенных между треугольными кницами.
На рис. 145 видно, что перегородка 3 и шибер 12 лежат в пло¬
скости внутреннего кожуха переднего фронта.
В районе коллекторов плотность межкожухового простран¬
ства обеспечивается разными способами.
Экранный водяной коллектор — короткий. Он лишь немного
выступает за плоскость внутреннего кожуха. Поэтому между
кожухами приварена цилиндрическая вставка 1 из стального
листа, которая как бы удлиняет коллектор.
Коллектор пароперегревателя — самый длинный из всех
коллекторов. Он выступает на площадку обслуживания, так
как имеет на конце стопорный клапан. Полосы 16 б и 16 н кре¬
пятся сваркой к приварным элементам коллектора паропере-
297

гревателя. Таким образом, тело этого коллектора между поло¬
сами 16 8 и 16 н является частью стенки, ограничивающей меж-
кожуховое пространство переднего фронта.
Периферийный водяной и пароводяной коллекторы соеди¬
нены опускными трубами большого диаметра, проходящими че¬
рез все межкожуховое пространство фронта. И здесь концевые
части коллекторов (со штуцерами под опускные трубы) явля¬
ются стенками межкожухового пространства. Поэтому наруж¬
ный и внутренний кожухи кромками 13 в и 13 я присоединены
к приварным элементам периферийного водяного коллектора,
а полосами 8е и 8н—к приварным элементам пароводя¬
ного коллектора. Последнее соединение показано также на
рис. 146, б и в. Таким образом, боковые стороны межкожухового
пространства переднего фронта получаются непроницаемыми.
Передний фронт покрыт слоем изоляции, так как в его меж-
кожуховом пространстве протекает воздух с температурой около
150° С.
Подробнее об устройстве изоляции сказано в XII.5. Здесь
же отметим, что слой изоляции (толщиной около 70 мм) по
краям ограничивается неравнобоким угольником с размером
полок 75-1-25 мм, причем полки повернуты везде в сторону
изоляционного слоя. Такие угольники приварены вокруг всех
проемов и коллекторов. Это — угольники 10 в районе присоеди¬
нения экономайзера, вокруг лаза 11 и под пароводяным кол¬
лектором; угольники 14 над водяными коллекторами, вокруг
проема под топочный блок и смотровые устройства и вокруг
выреза для выемки пароперегревателя. Последний, как указы¬
валось выше, выполняет одновременно функцию увеличения
жесткости фронта.
■Задний фронт. У парогенераторов с однофронтовым отопле¬
нием задний фронт не имеет топочного блока. Иногда проем
для выема пароперегревателя делается только на заднем фрон¬
те, если по условиям размещения на судне «выкатывать» паро-
Рис. 150. Боковая стена стороны экрана.
1 — монтажные швы, соединяющие верхнюю и нижнюю секции по на¬
ружному и внутреннему кожуху; 2 — кницы удлиненные; 3 — два листа
внутреннего кожуха верхней секции; 4 — кница трубчатой связи; 5 —
обушки монтажные; 6 — кницы ромбические; 7 — трубчатые связи; 8 —
кницы треугольные; 9 — ребра жесткости под трубчатые связи; 10 — фла¬
нец присоединения воздухопровода; 11 — кромка угольника, по которой
ведется сварка с приварным элементом пароводяного коллектора; 12 —
кницы верхние большие с отверстиями; 13 — отфланцовка наружного ко¬
жуха для присоединения переднего и заднего фронтов; 14 — листы на¬
ружного кожуха верхней секции; 15 — приварные листы, закрывающие
проемы в наружном кожухе; 16 — лист внутреннего кожуха нижней сек¬
ции; 17 — окна внутреннего кожуха с комингсами под съемную крышку;
18 — кромка нижней торцевой полосы, по которой ведется сварка с при¬
варным элементом экранного коллектора; 19 — патрубки для слива про¬
течек мазута и воды при обмывках парогенератора; 20 — торцевые кни¬
цы; 21 — лист наружного кожуха нижней секции; 22 — кницы удлинен¬
ные нижней секции; 23 — окна наружного кожуха с комингсами под
съемные крышки; 24 *— распорные приварные скобы; 25 — опора боковой
стены стороны экрана.
298

перегреватель через передний фронт неудобно. Задний фронт
может не иметь наружной изоляции, так как он омывается
только холодным воздухом. В остальном конструкция заднего
фронта такая же, как и переднего.
Боковая стена стороны экрана. Конструкция этой стены изо¬
бражена на рис. 150. Основной аксонометрический вид с выры-
вами в наружном кожухе дает представление об устройстве
стены в целом. Листы внутреннего кожуха условно заштрихо-
ВиВА
299

ваны. Отдельно показаны виды по стрелкам А, Б и В (вид по
стрелке В показан со снятой отфланцовкой 13).
Две вертикальные балки (на виде В — одна из них) в верх¬
ней части составлены из трубчатых связей 7, приваренных
к кницам 4 и 6 и к ребру 9. В средней и нижней части эти вер¬
тикальные балки образованы распорными скобами 24, прива¬
ренными к внутреннему и наружному кожухам.
Четыре горизонтальные балки (на разрезе Г—Г — одна из
них) составлены из таких же распорных скоб 24 и удлиненных
книц 2 или 22 по концам балок.
Особенностью таких составных балок является малое соп¬
ротивление движению воздуха в межкожуховом пространстве.
Две вертикальные и четыре горизонтальные балки делят
стену на клетки (виды Л и £). По наружному кожуху эти
клетки закрываются либо приварными листами 15, либо съем¬
ными крышками (см. XII.6). Эти крышки ставятся на проемы
23 наружного или проемы 17 внутреннего кожуха. В верхнюю
полость стены ведет лаз, туда же подводится и воздух через
фланец 10.
Для удобства монтажа стена стороны экрана делается из
двух секций (вид А и вид Б). Нижняя секция при помощи
сварки крепится кромкой 18 и кницами 20 к приварному эле¬
менту экранного коллектора. Верхняя секция крепится кромкой
11 и кницами 8 на сварке к приварному элементу пароводяного
коллектора так, как это было показано на рис. 147 (внизу
справа).
После закрепления верхней и нижней секций к коллекторам
сами секции сваривают между собой монтажным швом 1 по
внутреннему и наружному кожухам (см. рис. 146,о).'
Стена стороны экрана имеет две опоры 25. Толщина межко-
жухового пространства этой стены — 150 мм у главных пароге¬
нераторов и 100—120 мм — у вспомогательных.
Боковая стена стороны газохода. По конструктивному офор¬
млению эта стена выполняется так же, как и боковая стена
стороны экрана. Однако стена стороны газохода несет дополни¬
тельную нагрузку от веса хвостовых поверхностей нагрева.
Для увеличения устойчивости эта стена делается с большей
толщиной межкожухового пространства (200 и даже 280 мм).
Сверху боковая стена стороны газохода заканчивается уголь¬
никами по внутреннему и наружному кожухам. К этим уголь¬
никам присоединяется каркас экономайзера.
Боковые стены между нижними коллекторами. Кроме боко¬
вых стен сторон экрана и газохода, парогенератор имеет еще
небольшие участки двойных стен между нижними коллекто¬
рами. Конструкции этих стен особенно усложняются при рас¬
положении пароперегревателя «в рассечку» парообразующей
поверхности нагрева, как это сделано в парогенераторах КВГ-25
или КВГ-34.
300

На рис. 151 показана конструкция стен для этого случая.
Центры коллекторов 1, 23 и 16 расположены почти на одной
прямой, но на разных расстояниях один от другого. Конструк- /
ции промежуточных боковых стен из листов внутренних (4 и 10)
Между скобами имеются лазы, образованные комингсами 27
и 19 на внутреннем и наружном кожухах. Эти лазы закрыва¬
ются крышками (на рисунке не показаны). Стенки внутренних
кожухов покрыты кирпичной изоляцией, толщина которой
301

в разных местах различна. Через четырехрядный притопочный
пучок проникает радиационная теплота из топки, поэтому стен¬
ка между коллекторами 1 я 23 обмурована шамотным кирпи¬
чом 6 толщиной 100 мм. Стена между коллекторами 23 и 16
покрыта кирпичом 8 я 12 толщиной 40 мм, так как темпера¬
тура газов в районе за пароперегревателем меньше 900° С.
И в том, и в другом случаях кирпичи крепятся на таврах или
угольниках 5а, 9 я 13 с подкладкой из асбеста 5, 11 я 29.
Монтаж верхней и нижней коробки этих боковых стен про¬
изводятся сваркой встык сначала к нижним приварным эле¬
ментам 30 я 22. После этого приварка к верхним приварным эле¬
ментам 25 и 14 производится с использованием угловых швов,
позволяющих выбирать погрешности монтажа. Все полости не¬
правильной формы закладываются шамотной массой (см. поз. 3,
15 и 21 рис. 151).
Торцы коробчатых полостей, лежащие в плоскости внутрен¬
него кожуха переднего фронта, закрыты переборками с неболь¬
шими отверстиями. Через эти отверстия некоторое количество
воздуха с заднего фронта может перетекать на передний для
охлаждения боковых стен. Дуговые приварные элементы 2, 7
и 17 служат для крепления фронтовых стен.
Соединения фронтовых и боковых стен. Фронтовые и боко¬
вые стены при их соединении по углам образуют единое ограж¬
дение трубной части парогенератора со всех сторон. Горизон¬
тальный разрез фронтовых и боковых степ на уровне топочного
блока парогенератора КВГ-25 показан на рис. 152.
Вначале монтируют внутренние кожухи переднего 2 я зад¬
него 13 фронтов. Они крепятся к соответствующим приварным
элементам коллекторов. После этого ставят боковые стены сто¬
роны Газохода 7 и стороны экрана 16. Внутренние кожухи бо¬
ковых стен свариваются монтажными угловыми швами с внут¬
ренними кожухами фронтов 2 я 13. Эти соединения усилива¬
ются сваркой треугольных книц с удлиненными (см. правые
верхний и нижний углы). Такие соединения книц расположены
по всему периметру фронтовых стен (см. также рис. 146, к—м
я л—н).
После этого ставят наружные кожухи переднего 1 и заднего
12 фронтов. Эти наружные фронтовые листы приваривают кра¬
ями к отфланцовкам наружных кожухов боковых стен. Наруж¬
ные фронтовые кожухи, кроме того, скрепляются с внутрен¬
ними посредством многочисленных трубчатых связей.
Развитие конструктивных элементов стен. Рассмотренные
конструкции стен нельзя считать окончательно установивши¬
мися. Каждый проект разрабатывают применительно к своим
конкретным условиям с учетом новых идей в конструктивном
оформлении, достижений технологии и опыта эксплуатации.
Так, первые образцы парогенераторов КВГ-34 не имели выни¬
мающегося целиком пароперегревателя, и смена труб его была
302

очень трудоемка. Конструктивное решение в виде большого
проема на фронте позволило значительно упростить эту проце¬
дуру·
Относительно малая жесткость двойных боковых стен,
скрепленных распорными скобами, приводила иногда к их ко-
Рис. 152. Горизонтальный разрез парогенератора.
/ — наружный кожух переднего фронта; 2 —внутренний кожух переднего фронта;
3 — каркас топочного блока; 4 — экранный коллектор; 5 — коллектор пароперегре¬
вателя; 6 — периферийный водяной коллектор; 7 — боковая стена стороны газо¬
хода; S — опускные трубы периферийного пучка; 9 — периферийный парообразую¬
щий пучок труб: 10 — трубы петлевого пароперегревателя; 11 — парообразующий
притопочный пучок труб; 12 — наружный кожух заднего фронта; 13 — внутренний
кожух заднего фронта; 14 — экран; 15— опускные трубы притопочного циркуля¬
ционного контура; 16 — боковая стена стороны экрана.
роблению от сварки и большим затруднениям при последующей
рихтовке. Переход на боковые стены флорной конструкции
у парогенераторов большой производительности позволил зна¬
чительно упростить процесс их изготовления.
Элемент стены флорной конструкции показан на рис. 153.
Здесь к листу внутреннего кожуха 8 приваривают вертикаль-
303

ные перегородки 2 с вырезами типа судовых флор (отсюда
название), между которыми вварены отрезки таких же перего¬
родок 6, образующие такую же клетчатую структуру, что и ра¬
спорные скобы (см. рис. 150). Все перегородки имеют отфлан-
цовки 7 шириной около 50 мм. На них кладут лист наружного
кожуха 9, имеющий прорези 1, ориентированные по направле¬
ниям перегородок. Через эти прорези наружный кожух прива¬
ривают к перегородкам, образуя единую стену (см. рис. 146,«).
Для лучшего скрепления кожухов в серединах клеток до¬
полнительно приваривают трубы 3, проходящие через отвер¬
стие 4. Шайба 5, перекры¬
вающая это отверстие,
приваривается к трубе и
листу наружного кожуха
(см. рис. 146, ж).
Флорная конструкция
стен более жестка, но
оказывает большее сопро¬
тивление потоку воздуха
в межкожуховом про¬
странстве.
Прежние образцы па¬
рогенераторов с воздухо¬
подогревателями имели
наружную изоляцию толь¬
ко на переднем фронте.
Опыт эксплуатации пока¬
зал необходимость поста¬
новки наружной изоляции
на всех стенах парогене¬
ратора.
Из этих примеров вид¬
но, что происходит непре¬
рывное совершенствование конструкций стен. Анализ данных
теории и опыта эксплуатации могут привести к созданию новых
и более совершенных конструктивных решений.
Рис. 153. Конструкция стены парогенера¬
тора с флорными перегородками.
XI 1.4. Фундаменты и опоры
Для установки и надежного закрепления парогенератора на
судне служат фундаменты, приваренные к судовому набору, и
опоры, укрепленные в нижних частях парогенератора.
Современные главные парогенераторы имеют массу 50—
100 т и более. Однако нагрузка на опоры и фундаменты не
ограничивается силами гравитации. На них действуют инерци¬
онные силы, возникающие при изменении скорости судна
(вплоть до нуля—при столкновении или посадке на мель),
при качке и т. д.
304

Судовой набор выполняется из сравнительно тонких листов,
поэтому для установки парогенератора делают специальный
усиленный фундамент коробчатой конструкции, распределя¬
ющий нагрузку на многие элементы судового набора. В соот¬
ветствии с требованиями Морского Регистра вертикальные
листы фундаментов делают на 20% толще судовых флоров,
а горизонтальные листы — на 50% толще листов продольного
набора.
На рис. 154 показана конструкция фундаментов главного
парогенератора танкеров типа «София». Элементы фундамен-
Рис. 154. Фундаменты парогенератора КВГ-34К.
1 — опорные поверхности для боковой стенки; 2— то же для экранного коллек¬
тора; 3 — то же для коллектора пароперегревателя; 4 — то же для коллектора пе¬
риферийного парообразующего пучка.
тов сварены с судовым набором. Форму и размеры их делают
такими, чтобы максимально приблизить фундаментные поверх¬
ности к опорам парогенератора. В этом случае опоры парогене¬
ратора могут быть сделаны унифицированными и небольшими
по размерам.
Из рисунка видно, что опорная поверхность 3 для коллек¬
тора пароперегревателя в отличие от других опор представляет
собой непрерывный длинный лист. Такая поверхность дает воз¬
можность выкатывать пароперегреватель для ремонта.
На рис. 155 показаны фундаменты и опоры парогенератора
вместе с. его нижней частью. Цифрами 1—4 на этом рисунке
обозначены части парогенератора, имеющие опоры: боковая
стенка и все нижние коллекторы. Для удобства монтажа между
фундаментами 9 и опорами 5, являющимися принадлежностью
парогенератора, предусматривают переходные стулья 7.
305

ШЛ
306
Миаметральная плоскость судна }

Последние собирают вместе с опорами 5 и при монтаже пароге¬
нератора на судне подгоняют к судовым фундаментам. При
этом выбирают все погрешности сборки как парогенераторных,
так и судовых конструкций. После этого переходные стулья
7 сваривают с фундаментами в плоскости 8. Перемещения опор
5 парогенератора от температурных расширений происходят
в плоскости скольжения 6.
Рис, 156, Конструкции опор.
Для удержания парогенератора на месте с одновременным
обеспечением свободы температурных расширений он имеет
опоры разных конструкций (рис. 155 внизу). Одна опора дела¬
ется неподвижной (н. о.), она накрепко затянута болтами.
Обычно это самая нижняя опора переднего фронта (иногда пе¬
редняя опора пароперегревателя). Другая опора делается
полу подвижной, т. е. она имеет одну степень свободы переме¬
щений в направлении от неподвижной опоры. Обе эти опоры,
неподвижная и полуподвижная, принадлежат экранному кол¬
лектору 2, причем полуподвижная опора располагается на
заднем фронте.
307

Остальные опоры делают подвижными, они имеют две сте¬
пени свободы. Направление перемещений совпадает с прямой,
проходящей через центры подвижной и неподвижной опор
(штрихпунктирные линии на рис. 155). Перемещение в направ¬
лении R, например, может быть разложено на осевое переме¬
щение в направлении Т и поперечное — в направлении S. Та¬
ким образом, конструкция подвижных опор должна допускать
как продольное, так и поперечное перемещение без отрыва па¬
рогенератора от плоскости скольжения.
Конструкция опор показана на рис. 156. Слева на рисунке
показана неподвижная опора, она туго затянута болтами и поэ¬
тому не может передвигаться по переходному стулу в плоскости
разъема.
Правая подвижная опора имеет возможность перемещаться
благодаря наличию бокового зазора 12—15 мм между опорой
и Г-образной скобой (узел III). Эти скобы препятствуют отрыву
парогенератора от фундамента, но не мешают опоре переме¬
щаться в любом горизонтальном направлении. Скобы полупод-
вижной опоры размещены без такого большого бокового за¬
зора, поэтому она может перемещаться только в продольном
направлении.
В центре рис. 156 показана опора пароперегревателя, кото¬
рая при эксплуатации парогенератора работает так же, как
обычная подвижная опора (узлы I и II). Отличие этой опоры
состоит в том, что в ней есть ролики, которые можно отжать
вниз при вращении специальных болтов. На этих роликах па¬
роперегреватель, предварительно освобожденный от связей со
стенами парогенератора, выкатывают в парогенераторное поме¬
щение по специально подготовленной платформе.
XII.5.	Изоляция
Температурный режим стен. Все металлические элементы
стен парогенератора изготовляют из обычной углеродистой
стали, температура которой во избежание окалинообразования
не должна быть выше 450° С. Металлические конструкции стен
для защиты от перегрева со стороны газоходов покрывают
слоем внутренней изоляции. В зоне температур больше 600° С
для этого используют огнеупорные керамические изделия, при
температуре ниже 600° С применяют асбестовый картон. Если
асбест нагреть до температуры больше 600° С, он теряет крис¬
таллизационную влагу, %темнеет, становится хрупким и осыпа¬
ется при вибрациях, неизбежных при работе парогенератора.
Наибольшая рабочая температура кирпичной изоляции в обыч¬
ных парогенераторах — около 1600° С.
Все наружные поверхности парогенератора во избежание
ожогов обслуживающего персонала должны иметь температуру
308

не выше 70° С. Это требование обеспечивается постановкой
наружной изоляции. Изолируют все выступающие из стен кол¬
лекторы, почти всю арматуру, трубопроводы в районе пароге¬
нератора и горячий воздуховод. Как правило, наибольшая ра¬
бочая температура наружной изоляции не превышает темпера¬
туру перегретого пара.
Принципы изоляции стен. На рис. 157
схематично показано размещение изоляции
на стенках парогенератора. Стена, образо¬
ванная внутренним 1 и наружным 3 кожу¬
хами, продувается в межкожуховом прост¬
ранстве 5 воздухом. Сторона внутреннего
кожуха, обращенная в топку, покрыта
слоем шамотного кирпича 8 или слоем ас¬
беста 4. Слой асбеста 6 кладут также и
под шамотом в качестве мягкой подкладки,
препятствующей раскалыванию кирпича
при затяжке крепежных болтов 9 в районе
топки. Кроме того, подкладка из асбеста
существенно улучшает теплоизоляцию, так
как коэффициент теплопроводности у асбе¬
ста в 3—5 раз меньше, чем у шамота.
Крепления кирпичей могут быть разны¬
ми— индивидуальными болтами 9 (по од¬
ному на каждый кирпич) или тавриками
7. Крепление асбестового картона толщи¬
ной 10—20 мм производится специальными
шайбами на разводных (разгибаемых
в разные стороны) планках 2 (см. также
рис. 167, г).
Кладку делают так, чтобы внутренняя
ее поверхность со стороны газохода была
ровной, без уступов. Поэтому в месте пе¬
рехода от кирпича одной толщины к дру¬
гой внутренний стальной кожух 1 делают
ступенчатым (см. рис. 157). Иногда в це¬
лях упрощения конструкции внутреннего
кожуха всю фронтовую стену выкладывают
кирпичом одной толщины.
Конструкция кирпичной кладки. Кир¬
пичная кладка покрывает все стены газо¬
хода вплоть до того места, где температура газов не превосхо¬
дит 600° С. Обычно это — район экономайзера. На рис. 158 при¬
ведена конструкция кладки переднего фронта и боковой стенки
стороны газохода в разрезе. В районе топки между притопоч-
ным пучком 2, трубами экрана 12 и опуска 13 кирпичи 9 крепят
центральными болтами, а кирпичи 8 — болтами, смещенными от
центра. Фурменные кирпичи 11 также крепят болтами.
Рис.
157. Схема
ляции стен.
309

Рис. 158. Конструкция кирпичной кладки фронта.
310

Таким же образом крепят кирпичи, расположенные между
пароперегревателем 3 и периферийным парообразующим пуч¬
ком 4, а также в пазухе за ним. В районе пучков труб кирпичи
крепят на таврах 15 или угольниках 14. Тавры или угольники
располагают вертикально или горизонтально, а кирпичи 7 за¬
двигают по ним, заполняя пространство между пучками труб
и листом внутреннего кожуха. Для крепления конца опорной
балки пароперегревателя используют место 6 одного из кирпи¬
чей. Другой конец этой балки крепят на противоположном
фронте. Конструкция кладки кирпичами 1 толщиной 100 мм
или кирпичами 5 толщиной 40 мм показана в нижней части
рис. 158. Под топки закладывается тесаным кирпичом 16.
В районе смотровых устройств 10 кирпичи 17 также немного
стесываются для увеличения обзорности.
Масса кирпичной кладки парогенераторов типа КВГ-25 или
КВГ-34 составляет около 10 т.
Размещение наружной изоляции парогенератора. При ре¬
шении вопроса о постановке наружной изоляции на участки,
омываемые воздухом, не подогретым в воздухоподогревателе,
следует учитывать ряд обстоятельств, а именно:
1.	Воздух немного нагревается от сжатия в вентиляторе
(в среднем на 1°С на каждые 100 мм вод. ст.).
2.	Судно может плавать в жаркую погоду, особенно в низ¬
ких широтах.
3.	На малых нагрузках тепловые потери в окружающую
среду уменьшаются слабее, чем количество воздуха, идущего
в топку. Это приводит к повышению температуры воздуха, про¬
текающего в межкожуховом пространстве.
4.	Заборные воздуховоды иногда проходят мимо нагретых
агрегатов, отчего температура воздуха дополнительно повыша¬
ется.
5.	Не все места межкожухового пространства омываются
одинаково хорошо. Есть зоны, слабо омываемые воздухом. Тем¬
пература стен в этих· зонах повышается.
6.	Определенная часть теплоты от внутреннего кожуха пере¬
дается наружному кожуху через многочисленные металлические
связи (так называемые тепловые мостики).
В результате температура некоторых мест наружного кожуха
может значительно превосходить 70° С. В этих условиях воз¬
можна установка изоляции по всей наружной поверхности стен.
Конструкция изоляции коллекторов. Наружная изоляция
устанавливается на тех местах коллекторов, которые выступают
за пределы стен парогенератора. На рис. 159 показана изоляция
коллектора в аксонометрической проекции. Коллекторы изоли¬
руют совелитовыми плитами 2, уложенными на слой совели-
товой подмазки 1. Плиты покрывают сеткой 3, притягиваемой
проволокой 10 к пруткам 11, пропущенным через обушки 9. На
сетку наносится слой совелитовой зачистки 4, выравнивающей
311

наружную поверхность всего смонтированного слоя изоляции.
Сверху изоляцию покрывают листами оцинкованной стали 5,
которые закрепляют специальными бандажами 6 на крючках 8
болтовыми стяжками 7. Обушки крепят к полосе 12, приварен¬
ной к элементу 13 коллектора 14.
Прогрессивным является метод нанесения изоляции напыле¬
нием с помощью специального устройства, в котором сухая
размельченная изолирующая масса подается сжатым воздухом
и смешивается с раствором жидкого стекла. С помощью такого
устройства легко наносится слой изоляции любой толщины и
формы.
Конструкция наружной изоляции стен. Плоские поверхности
стен покрывают совелитовыми плитами 6 (рис. 160), которые
укладывают на подмазку 7. Для крепления этих плит к листу 8
предварительно приваривают шпильки 2, на которые после
укладки слоя плит 6 и сетки 5 приваривают шайбы 1. К этим
312

1
Рис. 160. Наружная изоляция стен парогенератора: а — типовая
конструкция крепления изоляции плоской стены; б — конструк¬
ция изоляции стен в районе угла; в — изоляция лаза съемным
матрацем.
313

шайбам приваривают полосы 9 (рис. 160, б), на которые вин¬
тами 10 прикрепляются листы оцинкованной стали 11.
Места лазов в межкожуховое пространство ограждают уголь¬
никами 17 с приваренными к ним крючками 16 (рис. 160, в).
Съемные крышки лазов 18 покрывают матрацами из асбе¬
стовой ткани 13, набитой ньювелем 12. На матрацах пришиты
крючки 14. Крючки матраца и ограждения переплетаются про¬
волокой 15, что позволяет изоляцию снимать и снова ставить.
Изоляционные материалы. Для обмуровки стен газоходов
используют в основном огнеупорные шамотные кирпичи плот¬
ностью около 2000 кг/м3 и предельной рабочей температурой
около 1600° С. Легковесные шамотные кирпичи имеют плотность
около 1300 кг/м3 и предельную температуру около 1400° С. Для
обмуровки высоконапряженных парогенераторов применяют
карборундовые кирпичи с плотностью 2500 кг/м3 и предельной
температурой не менее 1700° С.
Для заполнения швов кладки и мелких пустот используют
так называемый мертель — смесь шамотного порошка, огнеупор¬
ной глины и песка. Сухой мертель разводят водой с добавле¬
нием пластификатора — сульфитно-спиртовой барды, которая
увеличивает схватываемость раствора с кирпичом и обеспечи¬
вает хорошее заполнение швов и прочность после просушки.
В качестве изоляционного материала широко используют
асбест — природный минерал волокнистого строения с предель¬
ной рабочей температурой 600° С. Асбест применяют в виде ни¬
тей, шнуров, асбестовой ткани, спрессованного картона, а также
в распущенном виде.
Наиболее распространенным материалом для наружной изо¬
ляции является совелит — смесь обожженного доломита MgCCb X
ХСаСОз с асбестом.
Совелитовые плиты кладутся (или ставятся на ребро) на
асбозуритовую подмазку. Асбозурит — смесь диатомита (оса¬
дочная порода, состоящая в основном из кремнезема) с ас¬
бестом, замешанная на воде с небольшими добавками цемента
и извести для связи.
Сверху совелитовые кирпичи покрывают совелитовой или
ньювелевой обмазкой 4 (ньювель —-это смесь магнезита с асбе¬
стом) и разглаживают ее до получения ровной поверхности 3
(см. рис. 160). Плотность совелитовых плит составляет около
400 кг/м3, предельная температура — около 400° С.
Для крепления асбестовых и других деталей изоляции ис¬
пользуют силикатный клей, который иногда называют жидким
стеклом.
XI 1.6. Гарнитура
В соответствии со схемой деления парогенератора на конструк¬
тивные элементы (см. рис. 143) различают гарнитуру топочную
и парогенераторную. Последняя объединяет устройство для об-
314

2
Рис. 161. Схема размещения гарнитуры.
1 — осветительный прибор устройства для наблюдения за дымностью; 2 и 4 — зеркала,
установленные под углом 45°; 3 — лазы во внутренние полости парогенератора; 5 — шту¬
цер для слива жидкостей из топки; 6 — смотровые устройства; 7 — топочная гарнитура;
8 — штуцера для измерения параметров газовоздушного тракта; 9 — шибер для регули¬
рования потока воздуха в межкожуховом пространстве; 10 — сажеобдувки.
служивания газовоздушного тракта. На рис. 161 приведена при¬
мерная схема размещения элементов гарнитуры на парогенера¬
торах.
Смотровые устройства. Они служат для наблюдения за каче¬
ством горения и состоянием кирпичной кладки и расположены
на переднем и заднем фронтах,
315

Общее расположение смотрового устройства дано на рис. 162.
Головка смотрового устройства смонтирована на круглом или
прямоугольном фланце 1, который размещен в выгородке из
угольника 2. За пределами этой выгородки находится слой на¬
ружной изоляции 4. От головки к внутреннему кожуху фронта
Рис. 162. Расположение смотрового устройства на
переднем фронте.
идет патрубок 5, который приварен по контуру выреза, сделан¬
ного на месте одного из кирпичей фронтовой кладки 3.
Конструкция смотрового устройства представлена на
рис. 163. Фланец 1 крепят на наружном кожухе фронтовой
стенки. От него идет смотровая труба 4, приваренная к внут¬
реннему кожуху, закрытому со стороны топки обмуровкой 3.
Два круглых стекла 9 (внутреннее — бесцветное, наружное —
316

317
Рис. 163. Конструкция смотрового устройства.

синее) укреплены между прокладками в оправах. Для защиты
стекол их помещают между двумя металлическими заслонками
6 и 8, которые связаны между собой и могут поворачиваться во¬
круг оси 7 ручкой 10 в положение 2. После пользования «гля¬
делкой» заслонки под действием собственной тяжести возвра¬
щаются в исходное положение. Оправа состоит из двух частей,
из которых передняя 11 может при поднятых заслонках повора¬
чиваться (положение 12), открывая доступ к стеклам при их за¬
мене.
Труба 4 имеет у головки щель 5, через которую воздух мо¬
жет проходить из межкожухового пространства в топку, охлаж¬
дая по пути внутреннее стекло. Для протечки воздуха служат и
восемь отверстий в обойме между стеклами.
Устройство для наблюдения за дымностью. Так называется
приспособление, позволяющее, не выходя на верхнюю палубу,
следить за окраской продуктов сгорания. Последняя является
одним из показателей качества горения. Общее расположение
этого устройства показано на рис. 161 (позиции 1, 2 и 4). С по¬
мощью зеркал 2 и 4 видят свет лампы 1. При появлении дыма
яркость света уменьшается.
В отличие от такого визуального контроля за дымностью су¬
ществуют дымномеры, в которых прозрачность продуктов сгора¬
ния контролируется фотоэлементами и оценивается по специаль¬
ной шкале.
Сажеобдувочные аппараты. Любой современный высокоэко¬
номичный судовой парогенератор оборудуют развитой системой
очистки поверхностей нагрева от сажи и золы. Как показывает
опыт, в первые дни эксплуатации нового парогенератора нара¬
стание слоя загрязнений на поверхностях нагрева приводит
к увеличению температуры уходящих газов на 5—10° С в сутки,
а температура перегретого пара за это же время соответственно
падает на 3—5° С. Работа сажеобдувок в течение 10 мин приво¬
дит к восстановлению первоначальных значений этих темпера¬
тур. За такой обдувочный цикл расходуется примерно 1 т пара.
В сажеобдувочных аппаратах применяют пар с температурой
около 250° С и давлением около 1,2 МПа. Периодичность вклю¬
чения «сажеобдувочного хозяйства» зависит от условий эксплуа¬
тации. В среднем его используют один раз в сутки.
Сажеобдувочные трубы размещают в специальных пазухах
между пучками труб, по возможности равномерно по сечению
газохода и вдоль газового тракта. Зона действия сажеобдувоч¬
ной трубы, вращающейся вокруг своей оси, имеет радиус не бо¬
лее 1 м. На большем удалении от сопл эффективность очистки
падает.
В качестве примера рассмотрим размещение сажеобдувоч¬
ных аппаратов на парогенераторе КВГ-34К (рис. 164). Три са¬
жеобдувочные трубы (№ 1 —№ 3) расположены в пазухе паро¬
перегревателя 1. Трубы этих аппаратов двусторонние, т. е. сопла
318

расположены на двух противоположных образующих. Эти трубы
обдувают обе стороны петель пароперегревателя. За конвектив¬
ным пучком 2 расположены односторонние сажеобдувки № 4 и
№ 5. Трубы № 6 и № 7 под экономайзером 3 — также односто¬
ронние, а в пазухах между сек¬
циями экономайзера (№ 8 и № 13)-
двусторонние.
На рис. 165 показана труба са¬
жеобдувки, которая фиксируется Λ'/ί-ζ/φ
в пазухе газохода с помощью опор- ^
ных кронштейнов 1, имеющих боль¬
шие зазоры вокруг трубы. Это де¬
лается во избежание заклинивания
трубы при возможном ее коробле¬
нии. Кронштейны крепят специаль¬
ными скобами 2 к трубам поверх¬
ностей нагрева.
Подвод пара от головки саже¬
обдувочного аппарата во вращаю¬
щуюся трубу производится через
муфту 3, допускающую некоторый
излом осей. Расширяющиеся сопла
диаметром около 5 мм и длиной
15 мм вварены по одной или двум
образующим трубы. Шаг сопл
обычно согласуется с шагом обду¬
ваемых труб.
Материал сажеобдувочных труб в зоне температур около
1000° С — жаростойкая сталь Х20Н14С2, в зоне низких темпера¬
тур — сталь 20.
Рис. 164. Размещение сажеоб¬
дувочных аппаратов на паро¬
генераторе КВГ-34К-
Рис. 165. Установка двусторонней сажеобдувочной трубы в пазухе па¬
роперегревателя.
Головки сажеобдувочных аппаратов осуществляют подачу
пара в трубы и их проворачивание. Конструкция головки по¬
казана на рис. 166, а—в.
Сажеобдувочная головка крепится на стенке парогенератора
с помощью фланца 6. Пар к сажеобдувке подводится через пат¬
рубок с фланцем 7. Далее пар проходит через отверстия 8 в са¬
жеобдувочную трубу.
319

Проворачивание сажеобдувочной трубы производится с по¬
мощью зубчатого сектора 5 и зубчатой рейки 4, укрепленной на
штоке сервомотора 2. При попеременной подаче рабочей воды
к штуцерам 1 и 3 сервомотор проворачивает сажеобдувочную
трубу на угол около 135°.
Муфта 9, как указывалось выше, допускает некоторое смеще¬
ние и излом осей штока головки 8 и сажеобдувочной трубы.
Рис. 166. Головка сажеобдувочного аппарата.
Очистка парогенератора сажеобдувочными аппаратами со¬
вершается автоматически после нажатия кнопки пускателя. Та¬
кая система значительно облегчила работу обслуживающего
персонала и повысила культуру эксплуатации парогенератора.
Система сажеобдувочных аппаратов используется также для
периодической (примерно через 2000—2500 часов работы) об¬
мывки поверхностей нагрева. Для этого парогенератор останав¬
ливают и в трубопроводы сажеобдувочной системы подают пи¬
тательную воду (70—90° С; 1,2—1,5 МПа) с растворенными
в ней тринатрийфосфатом, содой и моющими веществами. Силь¬
ные струи этого раствора весьма эффективно очищают поверх¬
ности нагрева.
320

Если обдувку производят снизу вверх, то обмывку ведут
сверху вниз. Обмывку в топке производят с помощью перенос¬
ных шлангов. Грязная вода стекает вниз и удаляется через
специальные штуцера. Остатки грязевых отложений, смытые
в нижние полости газового тракта, удаляют с помощью специ¬
альных зачистных устройств, напоминающих по принципу дей¬
ствия пылесос и работающих от пароструйного эжектора.
Шибера. Шибером называют поворотную заслонку, перекры¬
вающую в случае необходимости сечение газо- или воздухопро¬
вода. Газовые шибера ненадежны, особенно в зонах высокой
температуры, где их может покоробить и заклинить.
Пример использования воздушного шибера в межкожуховом
пространстве парогенератора КВГ-25 приведен на рис. 145, в
(поз. 12). Этот шибер открывают на малых нагрузках для пере¬
пуска воздуха прямо в топку помимо воздухоподогревателя во
избежание усиления его коррозии.
Лазы, крышки и их крепления. Парогенератор имеет внут¬
ренние полости, в которые необходимо иметь доступ для
осмотра, чистки и ремонта. Внутрь этих полостей попадают
через специальные лазы — отверстия, закрываемые плотными
крышками. Лазы имеют, как правило, прямоугольную форму
(рис. 167,а). Плотность достигается тем, что комингс (порог
лаза) входит в полукруглый желоб, идущий по всему периметру
крышки, и вдавливается в мягкий асбестовый шнур.
Конструкция крышек может быть разной в зависимости от
слоя внутренней изоляции, которая покрывает стенку. Наруж¬
ный кожух не имеет внутренней изоляции. В нем используются
крышки, устанавливаемые снаружи (рис. 167, а, б, г, д, е) или
заводимые изнутри, со стороны межкожухового пространства
(рис. 167, в). В последнем случае обеспечивается повышенная
плотность соединения, так как воздух межкожухового простран¬
ства дополнительно прижимает крышку к комингсам.
Крышки внутреннего кожуха несут слой изоляции (рис. 167,
г—е). Способы крепления этой изоляции подробно рассмотрены
в XII.5.
Лазы во внутреннем и наружном кожухах располагаются
один против другого. Размер окна в наружном кожухе делается
таким, чтобы через него свободно проходила крышка внутрен¬
него лаза. Таким образом, размеры окон в наружном кожухе по
высоте и ширине на 80—100 мм больше соответствующих раз¬
меров окон внутреннего кожуха.
Крышки лазов крепятся с помощью задраек. Для снятия
крышки достаточно ослабить затяжку гаек и повернуть за¬
драйки вокруг осей шпилек. Последние крепятся на стенке во¬
круг проема, либо на крышке. На рис. 168 дан пример их ис¬
пользования. Съемная крышка 1 закрывает лаз наружного
кожуха изнутри, со стороны межкожухового пространства,
крышка 2 закрывает лаз внутреннего кожуха.
11 Заказ № 2222
321

Рис. 167. Конструкции лазов: а — общий вид лаза с крышкой; б — крышка
наружного кожуха, устанавливаемая снаружи; в — крышка наружного ко¬
жуха, заводимая изнутри; г — крышка внутреннего кожуха с асбестовой
изоляцией; д — крышка внутреннего кожуха с кирпичной изоляцией, ук¬
репленной на угольниках и таврах; е — крышка внутреннего кожуха
с кирпичной изоляцией, укрепленной индивидуальными болтами.
/ — крышка;, 2 — лист кожуха; 3 — комингс; 4 — задрайка; 5 — шпилька; 6 — отогну¬
тые концы планки; 7 — шайба; 8 — прорезь; 9 — слой асбеста; 10 — разводная планка
в исходном состоянии.
322

Крышки с укрепленными на них кирпичами имеют большую
массу (25—30 кг), снимать и ставить их затруднительно. Такие
крышки (особенно у лаза в топку, где толщина кирпича на
них—100 мм) снабжаются кронштейнами, конструкция кото¬
рых показана на рис. 169. Кронштейн позволяет выдвигать из
стены тяжелую крышку и отводить в сторону так, как это пока¬
зано внизу.
Штуцера. На стенках парогенератора в разных местах уста¬
новлены штуцера. Эти элементы гарнитуры предназначены для
отвода грязной воды из топки после промывки газохода, слива
протечек мазута, установки датчиков давления и температуры
или отбора импульсов в газовоздушном тракте для системы ав¬
томатического управления.
Штуцера представляют собой обычные патрубки с резьбой
под штуцерно-ниппельное соединение. Штуцера большого диа¬
метра имеют фланцевые соединения.
XII.7. Арматура
По назначению арматура может быть разделена на четыре
группы, указанные в табл. 15. Рассмотрим различные элементы
арматуры в соответствии с этой классификацией.
Арматура для управления работой парогенератора. Для по¬
яснения способа ручного управления работой парогенератора
с помощью элементов арматуры этой группы рассмотрим
рис. 170, на котором представлены последовательные стадии
перевода парогенератора с меньшей нагрузки на большую. На
этих рисунках обозначены: ст. кл.— стопорный клапан; п. кл.—
питательный клапан; т. кл.— топливный клапан; в. у. в., с. у. в.
и н. у. в.— соответственно верхний, средний и нижний уровни,
отмеченные указательными планками на водоуказательном
приборе.
Исходное состояние парогенератора на некоторой средней
нагрузке представлено на рис. 170, а. Манометр фиксирует рабо¬
чее давление в пароводяном коллекторе. По водоуказательному
прибору можно видеть, что уровень воды находится в среднем
положении. Стопорный, питательный и топливный клапаны на¬
ходятся в приоткрытых положениях, соответствующих рассмат¬
риваемой средней нагрузке.
Предположим, что для увеличения отбора пара из парогене¬
ратора увеличивают степень открытия стопорного клапана
(рис. 170,6). Положения питательного и топливного клапанов
пока остаются прежними. Увеличение расхода пара из парогене¬
ратора, на производство которого расходуется как вода, так и
теплота сожженного топлива, приведет к падению уровня
в водоуказательном приборе и давления по манометру
(см. рис. 170,6). Это свидетельствует о нарушении имевшегося
в исходном состоянии материального баланса, т. е. равенства
324

Таблица 15
Классификационный перечень арматуры
Группа
арматуры
Вид арматуры
Подразделение
видов
Количество
на парогенератор
I. Для управле-
Водоуказа-
На пароводяном
2
ния работой
тельные приборы
коллекторе
парогенератора
Сниженные
2
Питательные
Ручного питания
I
клапаны
Системы АР
1
Клапан отбора
насыщенного
пара
—
1
Стопорные
Главный
1
клапаны
Вспомогательный
1
Главный топлив¬
ный клапан
—
1
II. Для защиты
парогенератора
Управляющий
клапан быстрой
остановки ПГ
'
1
Предохранитель-
Импульсный
2
ные клапаны
Главный
2
III. Для физико¬
химического
контроля
Редукционно¬
охлаждающее
устройство
Клапаны отбора
проб
Клапан ввода
присадок
1
По числу отборов
1
Клапаны про-
Верхнего
1
дувания
Нижнего
По числу нижних
коллекторов
IV. Вспомо-
Дренажные
—
По два
гательная
клапаны
на каждый
нижний
коллектор
Воздушные
клапаны
По числу точек
выпуска воздуха
Топливные
клапаны
—
По числу
форсунок
Манометровые
клапаны
По числу
измерений давле¬
ния (не менее
двух)
Импульсные
клапаны
i
По числу
импульсов, но
не менее трех
325

т. нп.
-*6ода; о теплота; Σ&ηαρ; >> топливо.
раТор!■ °Ω-и“одноеЯСсоТтоян\еТ0б-уГлГчГГхб^Гоа Πβ3№
становлен материальныйбаланс; аб^лГс
на новой большей нагрузке.
326

массовых расходов пара и питательной воды. Нарушится и теп¬
ловой баланс между теплотой, переданной поверхности нагрева
от продуктов сгорания, и теплотой, отводимой с паром через
стопорный клапан.
Восстановление материального баланса должно быть сде¬
лано увеличением степени открытия питательного клапана
(рис. 170,в). При этом открывать клапан нужно до такого
положения, при котором уровень воды в водомерном приборе
займет среднее положение.
Однако увеличенный расход
пара из парогенератора при
неизмененном еще расходе
топлива скажется в еще
большем падении давления
за счет использования теп¬
лоты, аккумулированной в
воде и в металлических стен¬
ках труб и коллекторов.
Тепловой баланс восста¬
навливают, увеличивая сте¬
пень открытия топливного
клапана (рис. 170,г). При
сжигании большего количе¬
ства топлива через стенки
труб будет передаваться
большее количество теп¬
лоты, необходимой для ге¬
нерации увеличенного рас¬
хода пара. Открытие топ¬
ливного клапана ведется
до тех пор, пока не будет
достигнуто прежнее давле¬
ние по манометру.
Таким образом, «ведение» режима
производится на основании показаний
Рис. 171. Главный стопорный
с сервомотором.
клапан
работы парогенератора
водоуказательного при¬
бора и манометра (последний не относится к арматуре пароге¬
нератора). Управление парогенератором ведется с помощью ос¬
новных видов арматуры — стопорного, питательного и топлив¬
ного клапанов.
Главный стопорный клапан. На рис. 171 показана конструк¬
ция главного стопорного клапана с сервомотором системы ава¬
рийного отключения парогенератора.
При вращении маховика 1 вращается шестерня 3, сидящая
с ним на одном валу 2, и зубчатое колесо 19. Последнее с по¬
мощью шпонки связано с втулкой 20, которая имеет снаружи
бурт, сопряженный с двумя упорными подшипниками, а вну¬
три— винтовую резьбу. По этой винтовой резьбе перемещается
вертикально втулка 18 и связанная с ней траверса 17. Последняя
327

передвигается по направляющим стоек клапана и не позво¬
ляет втулке 18 вращаться. Втулка нижней частью нажимает на
кольцевой уступ штока 15 и тем самым ограничивает его верти¬
кальный подъем.
На нижнем конце штока укреплена тарелка клапана 12, ко¬
торая при поднятой втулке 18 может перемещаться вместе со
штоком вверх и вниз в кольцевой юбке 11. В этом случае пар
свободно проходит через стопорный клапан. Однако при падении
давления в парогенераторе ниже, чем давление в трубопроводе
пара (например, при разрыве
парообразующей трубы), пар не
сможет идти из трубопровода в
парогенератор, так как тарелка
клапана вместе со штоком опу¬
стится и перекроет проход. Это
свойство клапана называется не¬
возвратностью, сам же клапан
называют невозвратно-запорным.
В юбке 11 имеется разгрузоч¬
ное отверстие 13, через которое
пространство над тарелкой кла¬
пана 12 свободно сообщается с
пространством в корпусе кла¬
пана 14. Благодаря этому над
клапаном поддерживается то же
давление, что и под ним. Поэто¬
му шток может свободно пере¬
мещаться под воздействием по¬
тока пара.
Справа к корпусу клапана 14
прикреплен сервомотор с ци¬
линдром 8 и поршнем 9. Штуцера 10 я 7 соединены с пароводя¬
ным коллектором. Значит, над и под поршнем давления одина¬
ковы. Однако площадь поршня снизу больше, чем сверху, на ве¬
личину поперечного сечения штока 6. Поэтому при нормальной
работе поршень находится в верхнем положении. При аварийной
ситуации штуцер 10 сообщается с атмосферой и давление над
поршнем толкает его вниз. Через шток 6 и палец 5 рычаг 4 по¬
ворачивается вокруг оси 16 и толкает шток клапана 15 вниз
вплоть до полного закрытия клапана.
Питательный клапан. Принцип устройства питательного кла¬
пана такой же, как и стопорного. Тело клапана 4 (рис. 172)
с запрессованной латунной втулкой 2 может свободно переме¬
щаться на конце штока 1 вверх и вниз. Отверстие 3 не позволяет
создаваться разрежению в полости между концом штока и те¬
лом клапана, что препятствует присасыванию тела клапана
к штоку. При открывании клапана с помощью маховика и пары
шестерен шток 1 поднимают вверх, при закрывании — опускают
328

вниз. Питательный клапан тоже невозвратно-запорный. Такая
конструкция исключает утечку воды из парогенератора в случае
аварии питательной системы.
Топливный клапан конструктивно подобен питательному и
поэтому не рассматривается.
Водоуказательный прибор. Наблюдение за уровнем воды
в пароводяном коллекторе — важнейшее условие надежной
эксплуатации парогенератора. Уро¬
вень наблюдают с помощью водоука¬
зательного прибора, в основе кото¬
рого лежит принцип сообщающихся
сосудов.
На рис. 173 показана схема уста¬
новки водоуказательного прибора.
Прозрачный элемент соединен сверху
и снизу соответственно с паровым и
водяным пространствами коллектора.
Уровень в прозрачном элементе ви¬
ден снизу с площадки обслуживания.
В качестве прозрачного элемента
чаще всего использовалось стекло.
Поломки водомерных стекол сопро¬
вождались тяжелыми последствиями
и поэтому конструкция водоуказа¬
тельного прибора длительное время
совершенствовалась. Разработки шли
в двух направлениях:
—	создание устройств, позволяю¬
щих без промедления отключать лоп¬
нувшее стекло;
—	совершенствование конструкций
прозрачных элементов.
В непосредственной близости к про¬
зрачному элементу (рис. 173) сверху
и снизу установлены два быстро¬
запорных клапана (показаны тре¬
угольниками) . Эти клапаны соеди¬
нены между собой штангой, которая
оканчивается рукояткой у площадки обслуживания. В слу¬
чае разрыва прозрачного элемента вахтенному достаточно толк¬
нуть штангу вверх. При этом одним движением будут пере¬
крыты оба быстрозапорных клапана. Технологически трудно
обеспечить одновременную посадку на седла двух клапанов,
связанных жесткой связью. Поэтому в стержень, соединяющий
верхний и нижний клапан, встраивают пружинный элемент.
При этом клапаны настраивают так, что сначала закрывается
верхний клапан, а затем за счет дополнительного усилия снизу
сжимается пружина и закрывается нижний клапан. После
Рис. 173. Схема установки
водоуказательного прибора.
329

отсечки пара закрывают два запорных клапана обычной кон¬
струкции.
На рис. 173 видно, что водоуказательный прибор монтиру¬
ется на фланцах специальных удлиненных штуцеров под углом
15° к вертикали. Этот наклон позволяет лучше видеть уровень
воды с площадки обслуживания.
Совершенствование конструкций прозрачных элементов при¬
вело к тому, что круглые стеклянные трубки были заменены
толстыми стеклянными пластинами. Такие прозрачные элементы
применяют и сейчас в парогенераторах с давлением пара до
3 МПа. В этих парогенераторах большое распространение полу¬
чили водоуказательные приборы, в которых сменный вертикаль¬
ный участок (водомерная колонка) были устроены в виде ме¬
таллического корытообразного желоба, закрываемого со сто¬
роны наблюдения толстой (~15 мм) удлиненной стеклянной
пластиной.
С ростом давления пара пришли к выводу, что даже спе¬
циальное стекло любой формы не может надежно выполнять
функции прозрачного элемента и стали искать другой, более
подходящий материал. Таким материалом оказалась природная
слюда. Это минерал, получаемый в виде расслаивающихся тон¬
ких пластин размером не более 200 мм. Из слюды вырезают уз¬
кие полосы шириной 20—25 мм и набирают из них пластинки
толщиной 0,8—1,0 мм. По условиям эксплуатации высота про¬
зрачного участка должна быть не менее 300 мм. Поэтому в водо¬
мерной колонке ставят две пластинки слюды с перемычкой
между ними.
По Правилам Регистра СССР на каждый парогенератор ус¬
танавливают не менее двух независимых друг от друга водоука¬
зательных прибора одинаковой конструкции. При этом слюдя¬
ные пластинки ставят в них так, чтобы перемычки между пла¬
стинками в разных приборах были на разной высоте. Это де¬
лают для того, чтобы уровень воды был виден всегда хотя бы
в одном приборе.
Устройство водоуказательного прибора высокого давления
показано на рис. 174. Клапанные узлы вверху и внизу условно
развернуты так, чтобы все каналы, соединяющие прибор с кол¬
лектором, находились в плоскости рисунка. Это позволяет ви¬
деть весь пароводяной тракт.
Фланец 5 соединяется с фланцем верхнего штуцера парово¬
дяного коллектора. Оттуда пар идет через верхний стопорный
клапан 6, соединительный канал 7, верхний быстрозапорный
клапан 8 и далее к разъемному соединению 9 клапанного узла
с собственно колонкой. Водомерной колонкой называют все эле¬
менты, укрепленные на рамке 4, включая короткий штуцер
с резьбой вверху и патрубком, проходящим через сальник внизу.
Водомерная колонка — это сменная часть водоуказательного
прибора.
330

6
Рис. 174.
Водоуказательный прибор парогенератора
высокого давления.
331

Поперечное сечение колонки дано в средней части рисунка
174 между условными обозначениями глаза наблюдателя и осве¬
тительной лампочки. Основной частью колонки является рамка
4 с прорезями 15, через которые ведется наблюдение за уровнем
воды.
Эти прорези с обеих сторон закрываются слюдяными пла¬
стинками 12 на паронитовых прокладках 13. Сверху на слюдя¬
ные пластины накладывают прижимные рамки 11 и опорные
планки 14. Вся конструкция стягивается гайками на шпильках
10. Колонка имеет риски 3 с буквами в. у., с. у. и н. у., соответ¬
ствующими верхнему, среднему и нижнему уровню воды.
Нижняя часть колонки проходит через сальник 2, который
позволяет ей свободно расширяться. Нижний клапанный узел
с быстрозапорным 19 и стопорным 21 клапанами заканчивается
фланцем 1, присоединяемым к нижнему штуцеру пароводяного
коллектора.
В случае разрушения слюдяных пластин с площадки обслу¬
живания нажимают вверх на стержень, прикрепленный к ниж¬
нему концу 22 шарнирного параллелограммного четырехзвен-
ника ABCD (см. правую проекцию рис. 174). При этом малые
стороны параллелограмма AD и ВС поворачиваются на угол
около 120° и поворачивают оси обоих быстрозапорных клапа¬
нов 8 и 19. Для возможности плотного перекрытия обоих кла¬
панов верхний 16 и нижний 20 стержни соединяются через пру¬
жинный элемент. Нижний стержень 20 кончается втулкой 18,
которая может входить внутрь коробки, сжимая пружину 17.
Таким образом, подача этих стержней вверх вызывает вначале
перекрытие верхнего клапана 8, а потом (после дополнитель¬
ного усилия для сжатия пружины 17) перекрывается и нижний
клапан 19.
Процесс перекрытия быстрозапорных клапанов занимает
доли секунды. Затем закрывают стопорные клапаны 6 и 21 и за¬
меняют сменную часть колонки без остановки парогенератора.
Для удобства наблюдения за уровнем по прибору, находя¬
щемуся на высоте нескольких метров над площадкой обслужи¬
вания, иногда используют два зеркала, укрепленные под углом
45°. Это позволяет персоналу следить за уровнем, не поднимая
головы.
Парогенератор оборудуют также защитными устройствами,
подающими звуковые или световые сигналы при перемещении
уровня за допустимые пределы.
Арматура защиты парогенератора. Нарушение теплового ба¬
ланса, как указывалось выше, приводит к изменению давления
пара в парогенераторе. Для защиты от чрезмерного повышения
давления парогенератор снабжается предохранительным кла¬
паном.
Долгое время этот клапан был главной и единственной защи¬
той парогенератора. Он представлял собою пробку в стенке па¬
332

рогенератора, на одну сторону которой давит пар, а на дру¬
гую— пружина или груз. При повышении давления сверх нормы
сила давления пара на пробку превысит силу сжатия пружины
или вес груза, пробка поднимается и выпустит часть пара в ат¬
мосферу. Такой клапан называют клапаном прямого действия.
С ростом паропроизводительности увеличивался диаметр
пробки, так как нужно было выпускать наружу большее коли¬
чество пара. Это вызывало увеличение размеров пружины.
С ростом давления пара размеры пружины, также увеличива¬
лись. Для мощных судовых парогенераторов высокого давления
пружина такого клапана должна была бы выдерживать силу от
давления пара около десяти тонн. Согласно действующим нор¬
мативам, предохранительный клапан должен открываться при
повышении давления на 5% от номинальной величины. Массив¬
ная пружина не может обеспечить такую точность. Поэтому от
клапанов прямого действия отказались и перешли к импульс¬
ным предохранительным устройствам, которые называют также
клапанами непрямого действия.
Такое предохранительное устройство состоит из импульсного
и главного предохранительного клапанов. Для надежности ста¬
вят два импульсных и два главных предохранительных клапана.
Конструкция предохранительного клапана непрямого дей¬
ствия показана на рис. 175. Тело клапана 1 в корпусе 2 глав¬
ного предохранительного клапана сидит на штоке 3 и давле-
нией пара прижимается к седлу. Шток проходит в цилиндр 4 и
несет на себе пригнанный к этому цилиндру поршень. На пра¬
вом конце штока навинчена втулка, отжимаемая вправо не¬
большой пружиной 5. Эта пружина обеспечивает начальное
прижатие тела клапана к седлу, которое усиливается давлением
пара.
Справа на рисунке показан импульсный предохранительный
клапан. Пар оказывает снизу давление на тело клапана 11, ко¬
торое прижимается к седлу пружиной 8 через нижнюю тарелку
10 и шток 9. При увеличении давления выше номинального пар
приподнимает клапан 11 и по импульсной трубке (отмечена
стрелками) устремляется в правую полость цилиндра. Площадь
поршня в нем больше площади тела клапана 1, и поэтому шток
перемещается влево, открывая выход пару из коллектора в ат¬
мосферу.
Силу сжатия пружины 8 импульсного клапана регулируют
с помощью нарезной втулки 6, при вращении которой переме¬
щается верхняя тарелка 7, изменяющая высоту пружины, а зна¬
чит, и силу ее сжатия.
Как упоминалось выше, импульсный и главный клапаны —
сдвоенные. Один из импульсных клапанов является контроль¬
ным. Его регулируют на определенное давление и затем плом¬
бируют. Другой импульсный клапан — рабочий. Он не пломби¬
руется, и в случае надобности силу натяжения его пружины
333

можно ослабить и тем самым гарантировать работу парогенера¬
тора на сниженном давлении.
В практике эксплуатации встречаются случаи внезапного
прекращения отбора пара из парогенератора. При этом может
произойти некоторое запаздывание выключения подаваемого
в парогенератор топлива. Это приведет к резкому повышению
давления пара. Срабатывание предохранительных клапанов
О ? L·	5
Рис. 175. Конструктивная схема предохранительного клапана
непрямого действия.
обезопасит парогенератор от разрушения. Однако пароперегре¬
ватель, не получающий пара, но еще сильно обогреваемый га¬
зами, может быть поврежден. Для предотвращения подобных
случаев главный предохранительный клапан ставят на соби¬
рающем коллекторе пароперегревателя, а его импульсный — на
пароводяном коллекторе. Эта идея впервые была предло¬
жена профессором Ленинградского политехнического института
В. Н. Шретером.
К арматуре защиты парогенератора относят также систему
быстрозапорного устройства. Ее используют в тех случаях, когда
нужно быстро, за одну-две секунды, вывести парогенератор из
334

действия. Для этого требуется прекратить горение в топке, пере¬
крыв топливный клапан, и прекратить выход пара из парогене¬
ратора, перекрыв стопорный клапан. Кроме того, следует пре¬
кратить подачу энергии к вентилятору, подающему воздух
в топку.
Закрытие одного главного стопорного клапана вручную зани¬
мает десятки секунд. Другие клапаны, которые нужно также
закрыть, находятся в разных местах парогенераторного отделе¬
ния. В этих условиях применение системы быстрозапорного уст¬
ройства особенно эффективно.
Схема быстрозапорного устройства показана на рис. 176.
В его состав входят главный стопорный клапан (слева) с серво¬
мотором 4, главный топливный клапан (справа) с сервомотором
12 и переключающий клапан (в центре).
Пар из пароперегревателя через клапан 1 по трубкам прохо¬
дит к верхним штуцерам 3 и 11 сервомоторов. Нижние штуцера
5 и 13 сервомоторов получают такой же пар через штуцера 8 и
7 переключающего клапана. Если тело переключающего кла¬
пана находится в верхнем положении, то давление пара в верх¬
них и нижних полостях сервомоторов одинаково. Тем не менее
поршни сервомоторов будут отжаты паром вверх, так как
площади поршней снизу больше на величину сечения штока.
При верхнем положении поршней сервомоторов ничто не ме¬
шает управлять клапанами обычным путем с помощью махо¬
виков.
В случае аварийной ситуации маховик переключающего кла¬
пана быстро поворачивают на пол-оборота. При этом тело кла¬
пана, имеющего притертые поверхности как вверху, так и внизу,
садится на седло, расположенное у штуцера 8, а штуцер 7 сооб¬
щается с атмосферой через штуцер 6. При этом давление в ниж¬
них полостях обоих сервомоторов падает до атмосферного. Оба
поршня идут вниз, опуская правые концы рычагов 2 и 10. Ры¬
чаг 10, проворачиваясь вокруг оси 9 по часовой стрелке, подни¬
мает шток с телом клапана, перекрывая подачу топлива к фор¬
сункам. Рычаг 2, поворачиваясь по часовой стрелке вокруг оси,
расположенной на левом его конце, опускает шток. При этом
тело клапана садится на седло, отсекая парогенератор от трубо¬
провода.
Заметим, что главные стопорные клапаны, изображенные на
рис. 171 и 176,— одинаковы. Эти клапаны (равно как и главный
питательный клапан — рис. 172), обладающие свойствами невоз¬
вратности, также следует рассматривать как дополнительные
элементы защиты. Современные парогенераторы иногда обору¬
дуют другими видами защит. К ним относят звуковую и све¬
товую сигнализацию в случаях упуска воды, срыва факела, пре¬
вышения давления и т. д. Эти аварийные импульсы могут воз¬
действовать и на быстрозапорные устройства, отключающие
парогенератор от магистрали.
335

336
Рис. 176. Схема быстрозапорного устройства.

Арматура физико-химического контроля. Для поддержания
нормальных значений параметров, характеризующих качество
воды и пара, существуют различные клапаны и устройства, об¬
служивающие парогенератор.
Устройства для отбора проб питательной и парогенераторной
воды ставят соответственно на питательном трубопроводе и па¬
роводяном коллекторе. При этом невозможно обойтись установ¬
кой только клапанов отбора проб. Горячая вода, проходя через
такой клапан, при резком падении давления превращается
в пар. Поэтому после клапанов
отбора проб ставят специаль¬
ные небольшие охладители,
представляющие собой сосуды
со змеевиками, охлаждаемыми
забортной водой.
Отобранные пробы анализи¬
руют в специальных химических
лабораториях, имеющихся на
каждом пароходе. По результа¬
там анализов делают вывод о
необходимости добавления в па¬
рогенератор определенных коли¬
честв химических веществ, кор¬
ректирующих водный режим в
нужную сторону.
- Установка для ввода приса¬
док предназначена для ввода в
парогенератор растворов различ¬
ных веществ. Это выполняется
с помощью так называемого до-
зерного насоса, подающего зара¬
нее приготовленные растворы из
специальных емкостей Для этого используют очень небольшие
многоплунжерные насосы.
На пароводяном коллекторе трубопровод от дозерного на¬
соса присоединяют к невозвратному клапану ввода присадок.
Иногда присадки вводят в питательный трубопровод между де¬
аэратором и парогенератором: Это способствует более равномер¬
ному перемешиванию присадок по всей массе питательной, а за¬
тем парогенераторной воды.
Система продувания служит для удаления из парогенератора
шлама и накапливающихся в нем солей. Различают верхнее и
нижнее продувание. Клапан верхнего продувания устанавли¬
вают на пароводяном коллекторе и его конструкция не отлича¬
ется от стандартной. Нижнее продувание служит для удаления
из водяных коллекторов скапливающегося там илообразного
осадка — шлама. Шлам иногда содержит кусочки накипи, кото¬
рые могут забить щель клапана нижнего продувания. Поэтому
Рис. 177. Клапан нижнего проду¬
вания.
337

этот клапан имеет специальную конструкцию (рис. 177). Он
имеет два маховика. Большой маховик ,2 служит для пере¬
мещения штока и связанного с ним тела клапана 5 вдоль оси
с помощью винтовой втулки 3. Малый маховик 1 служит только
для проворачивания тела клапана 5 вокруг оси с целью очи¬
щения посадочных поверхностей от кусочков накипи. Для об¬
легчения вращения штока во втулке смонтирован подшип¬
ник 4.
Все вышеупомянутые клапаны рассматриваемой группы
арматуры служат для контроля и управления водным режи¬
мом парогенератора. Качество влажного пара, выходящего
из пароводяного коллектора, обычно не контролируется. Един¬
ственный параметр этого пара — влажность — определяется ра¬
ботой сепарационных устройств и не регулируется с изменением
нагрузки. Что касается перегрева пара, то он может контролиро¬
ваться. Перегревом пара управляют с помощью поверхностных
пароохладителей, охлаждающих пар парогенераторной водой,
или с помощью редукционно-охладительных устройств (РОУ).
Первые — весьма надежны и используются в установках транс¬
портных судов, хотя и отличаются большей инерционностью и
сложностью системы перепускных трубопроводов пара, переклю¬
чающих клапанов и т. д.
В компактных установках высокой форсировки широко при¬
меняют РОУ. Они требуют меньше места и проще в обслужива¬
нии, чем поверхностные пароохладители. РОУ представляет со¬
бою участок трубопровода, выполненный в виде трубы Вентури,
в узком месте которой имеются отверстия для подачи в пар пи¬
тательной воды. Благодаря большим скоростям пара в сопле
происходит хорошее перемешивание сред.
Вспомогательная арматура. К этой (четвертой) группе кла¬
панов относятся такие, которые выполняют вспомогательную
роль, но без которых невозможна нормальная эксплуатация па¬
рогенератора.
Для осмотра внутренних полостей из парогенератора уда¬
ляют воду. Это производится с помощью дренажных клапанов.
Такие клапаны ставятся в самых низких точках всех замкнутых
полостей. Дренажные клапаны могут иногда выполнять функ¬
ции клапанов продувания.
Во всех самых верхних точках замкнутых полостей ставят
воздушные клапаны (воздушники). Они служат для выпуска
воздуха при заполнении парогенератора водой и пуске.
На парогенераторе устанавливают еще несколько клапанов,
выполняющих вспомогательную роль: импульсные клапаны, от
которых идут импульсные трубки к органам системы автомати¬
ческого управления; манометровые клапаны, соединяющие па¬
рогенератор с трубками, идущими к манометрам; топливные
клапаны, расположенные на распределительных коробках и про¬
пускающие топливо к каждой отдельной форсунке. Эти клапаны
338

необходимы, в частности, при замене любой форсунки в случае
ее износа или засорения во время работы парогенератора.
Имеется еще ряд второстепенных клапанов, которые можно
отнести и к парогенератору, и к системам.
Конструкция всех клапанов последней группы ничем не отли¬
чается от стандартных образцов.
Глава XIII. РАБОТА ПАРОГЕНЕРАТОРОВ
НА ДОЛЕВЫХ НАГРУЗКАХ
XIII.1. Общие сведения
Главные судовые парогенераторы в процессе эксплуатации дол¬
жны надежно и экономично работать не только на полной на¬
грузке, но также на долевых и максимальной нагрузках. Доле¬
вой нагрузкой называют стационарный режим работы парогене¬
ратора, при котором расход топлива меньше расхода на полной '
нагрузке. Таким образом, выражение «изменение нагрузки» эк¬
вивалентно выражению «изменение расхода топлива». Для су¬
довых парогенераторов минимальная долевая нагрузка может
составлять 5—10%, а максимальная — до 130% от полной. Ре¬
жим полной нагрузки парогенератора, при котором расход топ¬
лива принимают за 100%, называют также номинальным, спе-
цификационным или расчетным.
При работе парогенератора на долевых нагрузках изменя¬
ются паропроизводительность D, температура перегретого пара
tan, коэффициент полезного действия ηπ, температура продуктов
сгорания Ό и некоторые другие величины, характеризующие ра¬
боту парогенератора. Определить закономерности изменения
этих величин в зависимости от нагрузки парогенератора — за¬
дача данной главы.
Учесть взаимное влияние изменяющихся величин друг на
друга очень трудно. Поэтому с целью упрощения математиче¬
ских выкладок будем рассматривать влияние нагрузки лишь на
одну какую-либо величину, считая все другие постоянными.
При изменении нагрузки парогенератора обычно изменяют
не только расход топлива, но и коэффициент избытка воздуха.
Делают это для обеспечения бездымного горения. В итоге изме¬
нение расхода топлива сопровождается изменением коэффици¬
ента избытка воздуха. Интересно рассмотреть влияние и этого
параметра на основные характеристики парогенератора.
339

XIII.2. Влияние нагрузки парогенератора
на температуру продуктов сгорания
Влияние на температуру газов при выходе из топки ·θ3. т. Для
установления связи между температурой Ф3. т и расходом топ¬
лива В воспользуемся формулой Лубны-Герцыка (V.18), из
которой получим
?з.т = (1— с1Во')Тл—273.	(XIII.1)
В уравнении (XIII.1) обозначены:
с —опытный коэффициент, зависящий от критерия Больц¬
мана;
Во' — критерий Больцмана, величина которого согласно
уравнению (V.19) равна
Bo' = -№££L.	(XIII.2)
На рис. 45 показаны графики функции c = f(Во'), которая
приближенно описывается уравнением
с = А (Во')0'525.	(XII 1.3)
Здесь А — постоянный коэффициент.
Подставив значения Во' и с из уравнений (XIII.2) и (ХШ.З)
в формулу (XIII. 1), получим
<рБгс,
ср
0,475
-1,425
В
0,475
Та—273. (XII 1.4)
Будем считать, что при изменении расхода топлива коэффи¬
циент избытка воздуха а, температура воздуха tB, температура
топлива ^тл и потеря теплоты от химического недожога q3 оста¬
ются постоянными. При этих условиях теоретическая энтальпия
продуктов сгорания также будет постоянной величиной. Дей¬
ствительно,
К = (QS + CrJn + 0ф) (1 - ^0) + иУ°свл. А = const.	(XIII.5)
Очевидно, что в данном случае 7’a = const и уравнение (XIII.4)
можно записать в виде
Та—273,	(XIII.6)
где С i и Т& — постоянные величины.
Анализ формулы (XIII.6) позволяет сделать следующий вы¬
вод: при уменьшении расхода топлива В температура уходящих
из топки газов также будет уменьшаться, и наоборот. Очевидно,
что и соответствующая энтальпия газов /3. т, однозначно связан¬
99к
340

ная с температурой, при уменьшении нагрузки парогенератора
падает, а при увеличении нагрузки — возрастает.
Посмотрим, как влияет нагрузка парогенератора на коэффи¬
циент прямой отдачи κ, величина которого равна
х = У..(/»-/з-т) = (р/1_{а1т\.	(XIII.7)
1а	\	1а /
Из формулы (XIII.7) видно, что при уменьшении нагрузки
парогенератора коэффициент прямой отдачи κ, а следовательно,
и доля теплоты, передаваемой излучением в топке, увеличива¬
ются. Это объясняется тем, что при
малых расходах топлива скорости
потока среды в топке невелики. По¬
этому излучающие теплоту твердые
частицы и молекулы находятся в топ¬
ке больший промежуток времени и
успевают отдать больше теплоты.
Характер изменения темпера¬
туры Фз.т и коэффициента прямой
отдачи κ в зависимости от нагрузки
парогенератора показан на рис. 178.
Влияние на температуру газов
в конвективных поверхностях на¬
грева. На примере парообразую¬
щего пучка труб установим связь
между температурой газов -θ и рас¬
ходом топлива В. Для этого исполь¬
зуем уравнение теплового баланса
для элементарного участка поверх¬
ности нагрева dH, записанное
в виде
k(■&—ts)dH = — yBVTccpdü. (XIII.8)
Левая часть уравнения (XIII.8) представляет собой количе¬
ство теплоты, переданное кипящей воде через поверхность на¬
грева dH, а правая часть — количество теплоты, отданное газом
поверхности нагрева при уменьшении температуры газа на ве¬
личину άϋ·.
В уравнении (ΧΙΙΙ.8) коэффициент теплопередачи k зависит
от расхода топлива. Выведем уравнение связи между величи¬
нами k и В. Для конвективного парообразующего пучка коэффи¬
циент теплопередачи определяют по формуле
k =			.	ШИ.9)
	т~ + ε
ωαΚ + ал
f
Zifi.T
Рис. 178. Зависимость коэффи¬
циента прямой отдачи κ и тем¬
пературы газов при выходе из
топки Ρντ от нагрузки паро¬
генератора.
£*полн и В — расход топлива соот¬
ветственно на полной и долевой
нагрузках парогенератора.
341

С достаточной для рассматриваемой задачи точностью можно
считать, что коэффициенты омывания со, загрязнения ε и тепло¬
отдачи излучением газов ал не зависят от расхода топлива и
температуры газов. Тогда уравнение (XIII.9) можно записать
в виде
k = baK,	(XIII.10)
где b — постоянное	число,	учитывающее	влияние упомянутых
коэффициентов.
Предположим, парообразующий пучок имеет коридорное
строение. В этом случае, согласно формуле (VI.26), коэффи¬
циент теплоотдачи конвекцией
ак = 0,2С5С2-^(^)°'65Рг0'33.	(XIII.11)
Выразим скорость газов wv через расход топлива В, а кине¬
матическую вязкость газов νΓ — через динамическую вязкость
μΓ· Для этого воспользуемся следующими уравнениями:
шг = ^;	(XIII.12)
F Рг
vr	U ,./Рг ·
(ΧΙΙΙ.13)
В уравнениях (XIII.12) и (XIII.13) обозначены:
Gr— масса газов, полученных при сгорании 1 кг топлива;
F — площадь сечения для прохода газов;
рг — плотность газов.
Подставив значения шг и νΓ в уравнение (XIII. 11), получим
ак
0,2CSCZ Pr'
w0,35
.0,33
(Gr/F)0’65 (λΓ/μυΓ’№) В
0,65^
-.0,65
(XIII.14)
Эту формулу можно записать в виде
ак = AEtB0’65.
(XIII.15)
Здесь обозначены
s°z (Gr/F)0,fia— постоянный коэффициент, не зависящий
д	 0,2CSCZ if, / \о,β-5
d'
0,35
от температуры продуктов сгорания и
расхода топлива;
Et = Рг°’33Яг/рги5— функция физических свойств газов, в об¬
щем случае зависящая от их темпера¬
туры.
Расчеты показывают, что величина Et слабо зависит от тем¬
пературы газов. Например, при изменении температуры от 700
до 800° С, т. е. на 100° С, величина Et увеличивается лишь на
6%. Поэтому функцию Et будем считать постоянной величиной.
342

Подставив значение <хк из формулы (XIII.15) в уравнение
(XIII.10), получим
k = RB
0,65
(XIII.16)
Здесь R = bAEt — постоянный множитель.
Теперь возвратимся к исходному уравнению (XIII.8), кото¬
рое с учетом формулы (XIII. 16) после разделения переменных
примет вид
=	У—dH
»-*, в°’35
(XIII.17)
где
M — R/ (φ Угсср) = const.
Проинтегрируем уравнение (XIII.17) в следующих пределах:
если Я = 0, величина Ό равна температуре газов при выходе
из топки, т. е. ■6 = '0'з. т;
если Я = Я„0, величина Ф равна температуре газов при вы¬
ходе из конвективного парообразующего пучка, т. е. &=·&"ηο·
После интегрирования имеем
(XIII.18)
(XIII.19)
(XIII.20)
Анализ формулы (XIII.20) позволяет сделать следующий вы- "
вод: при уменьшении расхода топлива температура газов за кон¬
вективным парообразующим пучком падает, а при увеличении
расхода топлива — возрастает.
К такому же выводу можно прийти, рассматривая темпера¬
туру газов за конвективными пароперегревателем и экономайзе¬
ром. Действительно, для этих поверхностей нагрева уравнение
связи между температурой газов и расходом топлива будет
иметь такой же вид, как и уравнение (XIII.20). Например, тем¬
пература газов за конвективным пароперегревателем равна
βππ = %^ + Гпп,	(XIII.21)
М1Нпп
в1-п
mis:
М и
,0.35 “по·
После потенцирования получаем
мн„
^по 	 в0,35
откуда
МДк,
в0,35
+ 4
343

а температура газов при выходе из экономайзера
+L··
о —t
пп эк
М2ЯЭК
r1 —η
(XIII.22)
В уравнениях (XIII.21) и (XIII.22) обозначены:
Mi и M2 — постоянные коэффициенты, аналогичные коэффици¬
енту М в формуле (XIII.20);
t пп и /эк— средняя температура соот¬
ветственно перегретого пара
в пароперегревателе и воды
в экономайзере;
п—показатель степени у числа
Рейнольдса в формуле для
коэффициента теплоотдачи
конвекцией от газов к стен¬
кам труб.
Поскольку величина п при попереч¬
ном омывании пучка труб любого
строения (коридорного или шахматно¬
го), а также при продольном омыва¬
нии меньше единицы, то показатель
степени у расхода топлива в формулах
(XIII.20), (XIII.21) и (XIII.22) всегда
больше нуля: (1—п)>0. Поэтому вы¬
вод о характере изменения темпера¬
туры газов за парообразующим пуч¬
ком коридорного строения справедлив
для любых других конвективных по¬
верхностей нагрева: при уменьшении
расхода топлива температура газов за
такими поверхностями уменьшается.
Таким образом, при уменьшении
нагрузки парогенератора температура
газов уменьшается по всему газоходу,
начиная от выхода из топки и кончая
сечением при выходе из парогенера¬
тора. Этот вывод хорошо подтверждается экспериментальными
данными.
На рис. 179 показаны кривые изменения температур газов,
полученные при испытании парогенератора. На этом рисунке
видно, что степень влияния нагрузки на температуру газов
в различных сечениях газохода неодинакова. Больше всего тем¬
пература газов изменяется в поверхностях нагрева, расположен¬
ных ближе к топке, а также в самой топке (кривые 1—3), и
меньше всего — температура уходящих газов йу* (кривая 5).
Очевидно, то же самое можно сказать об изменении соответст¬
Рис. 179. Влияние нагрузки
парогенератора на темпера¬
туру газов при выходе из
топки	(1), притопочного
пучка	(2), пароперегрева¬
теля (3), периферийного
парообразующего пучка (4)
и экономайзера (5).
344

вующих энтальпий продуктов сгорания. Например, энтальпия
/3. т изменяется более резко, чем /ух.
Для топки уменьшение температуры θ3. т приводит к увели¬
чению доли теплоты, передаваемой излучением. Что касается
доли теплоты, передаваемой конвекцией, то с уменьшением на¬
грузки парогенератора она соответственно понижается. В самом
деле, доля подведенной теплоты, переданной конвективным по¬
верхностям нагрева, равна
χ = —-/з'т~~/ух) .	(XIII.23)
I а
Как было установлено ранее, нагрузка парогенератора вли¬
яет на величины энтальпий /3. т и /ух неодинаково. При сниже¬
нии нагрузки, например, величина /3. т уменьшается в большей
степени, чем энтальпия уходящих газов /ух. Поэтому согласно
уравнению (XIII.23) при снижении нагрузки парогенератора
доля теплоты, передаваемой конвекцией, также уменьшается.
И наоборот, чем выше нагрузка, тем больше величина χ.
X111.3. Влияние нагрузки парогенератора
на температуру перегретого пара
В парогенераторах с естественной и многократной принудитель¬
ной циркуляцией температура перегретого пара tna зависит от
режима работы парогенератора. На характер этой зависимости
влияют многие факторы, в том числе и место расположения па¬
роперегревателя. С этих позиций различают три типа паропере¬
гревателей:
—	радиационно-конвективные, размещены в газоходе за
двумя-тремя рядами труб проточного пучка, получают теплоту
конвекцией от газов и излучением от факела;
—	конвективные, размещены в газоходе за четырьмя, пятью
и более рядами труб; воспринимают теплоту главным образом
за счет конвекции;
—	радиационные, размещены непосредственно в топке в виде
экранов, и поэтому воспринимают теплоту преимущественно за
счет излучения факела.
Посмотрим, как изменяется температура перегретого пара
в различных пароперегревателях при изменении расхода топ¬
лива. Количество теплоты, воспринимаемое одним кг пара в лю¬
бом пароперегревателе, равно
Maa = ina-ix.	(XI 11.24)
Здесь ί'ππ и ix — энтальпия соответственно перегретого пара при
выходе из пароперегревателя и влажного пара при входе в него.
Рассмотрим радиационно-конвективный пароперегреватель.
В нем количество воспринимаемой паром теплоты состоит из
суммы двух слагаемых, о чем свидетельствует само название
пароперегревателя. Поэтому левую часть уравнения (XIII.24)
345

можно приравнять к следующей сумме:
А А = ΔίΛ + Δίκ.	.	(XIII.25)
В этой формуле буквами А/л и AiK обозначены приращения
энтальпии лерегретого пара соответственно за счет излучения
факела и конвекции от газов.
Приращение энтальпии Аг'л равно
Д.д== ф5А/л ^	(XIII.26)
Ап
где А/л — изменение энтальпии продуктов сгорания вследствие
отдачи лучистой энергии трубам пароперегревателя;
Ап— расход перегретого пара.
Рассмотрим случай снижения нагрузки парогенератора, т. е.
уменьшения расхода топлива В. При этом расход перегретого
пара также уменьшается, а величина А/л возрастет из-за уве¬
личения коэффициента прямой отдачи. Поскольку величины В
и Ап изменяются примерно в одинаковой степени, то прираще¬
ние энтальпии Агл станет больше за счет увеличения А/л.
Естественно, что при увеличении расхода топлива величина
Агл уменьшится.
Для приращения энтальпии AiK можно записать
А/к==фЯД£к^	(XIII.27)
Ап
где А/к — изменение энтальпии продуктов сгорания вследствие
отдачи теплоты конвекцией трубам пароперегрева¬
теля.
Рассуждая так же, как в предыдущем случае, нетрудно по¬
казать, что при снижении нагрузки парогенератора величина
Δί'κ уменьшится. В самом деле, при снижении нагрузки происхо¬
дит уменьшение доли теплоты, передаваемой конвекцией. Это
приведет к уменьшению величины А/к и, как следствие, прира¬
щение энтальпии Аг’к станет меньше.
Таким образом, нагрузка парогенератора влияет на вели¬
чину слагаемых уравнения (XIII.25) по-разному; если одно из
слагаемых возрастает, то другое — уменьшается. В результате
суммарное приращение энтальпии ΔΑ, а следовательно, и тем¬
пература пара А в радиационно-конвективном перегревателе
при любой нагрузке парогенератора почти не изменяется. Сла¬
бую зависимость температуры перегретого пара от нагрузки от¬
носят к достоинству радиационно-конвективных пароперегрева¬
телей (кривая 2 рис. 180).
Рассмотрим конвективный пароперегреватель. Для этого па¬
роперегревателя Аг'л = 0, и уравнение (ΧΙΙΙ.25) преобразуется
в равенство ΔΑ = Δίκ. Ранее было установлено, что при сниже¬
нии нагрузки величина Агк уменьшается. Поэтому уменьшается
так же приращение энтальпии перегретого пара ΔΑ и его тем¬
пература А. При увеличении нагрузки парогенератора темпе-
346

ратура перегретого пара, очевидно, возрастет (кривая 3,
рис. 180).
Различие температур ίππ на полной и малой нагрузках паро¬
генератора зависит от того, в каком месте газохода установлен
конвективный пароперегреватель. Если он установлен далеко от
топки, в зоне низких температур газов, то это различие может
составлять более 100° С. При размещении пароперегревателя
ближе к топке различие температур уменьшается.
Для радиационного пароперегревателя Δίππ=Δϊπ. Основы¬
ваясь на ранее сделанных выводах, нетрудно показать, что в ра¬
диационном пароперегревателе
температура перегретого пара
при снижении нагрузки пароге¬
нератора будет возрастать, а при
увеличении нагрузки — умень¬
шаться (кривая 1 рис. 180).
Зависимость температуры пе¬
регретого пара от нагрузки па¬
рогенератора называют темпера¬
турной характеристикой паропе¬
регревателя.
В прямоточных парогенера¬
торах температура перегретого
пара не зависит от нагрузки.
В этих парогенераторах путем
изменения расходов топлива,
воздуха и питательной воды тео¬
ретически можно получить лю¬
бую требуемую температуру пе¬
регретого пара независимо от режима работы. Однако прак¬
тически не всегда удается получить нужный перегрев пара
на малых нагрузках. Причиной тому является большая тепло¬
вая разверка, присущая прямоточным парогенераторам.
ΧΙ1Ι.4. Влияние нагрузки на тепловые потери,
к. п. д. и паропроизводительность парогенератора
Влияние на потерю теплоты с уходящими газами q2. Формула
для определения q2 выглядит следующим образом:
q% = Q2/Qp -/ух—КУ-Св^~ в- ·	(XII 1.28)
Qp
Как и ранее, будем считать коэффициент избытка воздуха
а постоянной величиной. В этом случае величина q2 зависит
только от энтальпии уходящих газов /ух.
Ранее было установлено, что при снижении нагрузки тем¬
пература -Пух и энтальпия /ух уходящих из парогенератора га¬
зов уменьшаются, а при возрастании нагрузки эти параметры
in Π/ι
Q 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
'	В/В пот
Рис. 180. Температурные характе¬
ристики пароперегревателей.
347

увеличиваются. Поэтому в соответствии с формулой (XIII.28).
при уменьшении нагрузки потеря теплоты 92 падает, а при уве¬
личении нагрузки — возрастает.
Влияние на потерю теплоты от химического недожога qs.
При изменении нагрузки парогенератора меняются условия, при
которых происходит образование горючей смеси и горение ее
в топке. При работе парогенератора на больших нагрузках про¬
цессы смесеобразования и горения протекают в стесненных, не¬
благоприятных для полного сгорания топлива условиях, а при
малых расходах топлива эти процессы ухудшаются из-за сни¬
жения температурного уровня в топке. В соответствии с изло¬
женным можно сказать следующее: при какой-то нагрузке па¬
рогенератора имеется минимум потерь q3, а при увеличении или
уменьшении нагрузки эти потери возрастают. Заметим, однако,
что абсолютная величина q3 невелика и изменяется она незна¬
чительно.
Влияние на потерю теплоты в окружающую среду q3. Вели¬
чина q§ учитывает охлаждение наружного кожуха парогенера¬
тора. Передача теплоты от наружного кожуха осуществляется
двумя способами: конвекцией к окружающему воздуху и излу¬
чением к окружающим парогенератор предметам (переборки,
корпус судна и др.). Формулу для определения величины q3
можно написать так:
В этой формуле:
а — коэффициент теплоотдачи от наружного кожуха к ок¬
ружающему воздуху;
Япр — приведенная степень черноты тел, участвующих в лу¬
чистом теплообмене;
ao — коэффициент излучения абсолютно черного тела;
FK — поверхность наружного кожуха парогенератора;
Тст — средняя температура стенок наружного кожуха;
Тв — средняя температура воздуха в парогенераторном от¬
делении;
Тя — средняя температура предметов, расположенных во¬
круг парогенератора.
Из всех величин, входящих в уравнение (XIII.29), только
Гст зависит от нагрузки парогенератора. Однако эта зависи¬
мость весьма слабая и ее можно не учитывать. Дело в том, что
наружный кожух изнутри омывается подаваемым в топку возду¬
хом, температура которого почти не зависит от нагрузки.
Таким образом, потеря q$ определяется в основном величи¬
ной расхода топлива В\ чем меньше расход топлива, тем выше
значение q5. Особенно велика тепловая потеря в окружающую
среду на минимальных нагрузках. Действительно, из формулы
(XIII.29) видно, что при 0, q5-+oo.
(XIII.29)
348

На рис. 181 показаны кривые изменения q2, qs, Ць и суммы
этих величин в зависимости от нагрузки парогенератора.
Влияние на к. п. д. парогенератора ηπ· Запишем выражение
для к. п. д. парогенератора, пользуясь уравнением обратного
теплового баланса
ηπ=1 — (<7г Ή 9з Цъ)·	(XIII.30)
Из уравнения (XIII.30) видно, что величина ηπ полностью
определяется суммой тепловых потерь. При минимальном зна¬
чении суммы к. п. д. будет наибольший, и наоборот.
На рис. 181 показан график зависимости суммы тепловых
потерь от нагрузки парогенератора. Если ординаты этого гра-
Рис. 181. Зависимость тепловых Рис. 182. Зависимость к. п. д. от
потерь от нагрузки парогенера-	нагрузки парогенератора
тора.
фика вычесть из ста, то получим график изменения к. п. д.
(рис. 182). Из этого графика видно, что к. п. д. имеет макси¬
мальное значение при работе парогенератора на нагрузках, со¬
ставляющих 20—30% от полной нагрузки. При более высоких
нагрузках к. п. д. уменьшается главным образом вследствие
возрастания потери теплоты с уходящими газами, а при более
низких нагрузках — за счет резкого увеличения потери теплоты
в окружающую среду.
Влияние на паропроизводительность парогенератора D. За¬
пишем уравнение связи между паропроизводительностью D и
расходом топлива В, воспользовавшись формулой прямого теп¬
лового баланса
с	в	(ΧΠΙ.31)
1пп ^п. в
В этой формуле расходы влажного и слабо перегретого пара,
а также величина продувки приняты равными нулю.
349

Очевидно, с увеличением расхода топлива паропроизводи-
тельность также будет возрастать. Однако зависимость между
D и В нелинейная. Из уравнения (XIII.31) видно, что паропро-
изводительность зависит не только от расхода топлива, но и от
к. п. д. ηπ и энтальпии перегретого пара ίππ, а эти величины
в общем случае сами являются функциями нагрузки парогене¬
ратора.
XIII.5. Влияние коэффициента избытка воздуха
на характеристики парогенератора
В предыдущих параграфах было рассмотрено влияние нагрузки
на характеристики парогенератора при постоянном коэффици¬
енте избытка воздуха а. В реальных условиях эксплуатации
парогенераторов коэффициент а не остается постоянным.
Процесс горения мазута в топке всегда стремятся вести при
возможно малом коэффициенте избытка воздуха. Однако до¬
стичь этого не всегда удается, особенно на малых нагрузках.
При малых расходах топлива условия смесеобразования могут
резко ухудшиться из-за низкого давления мазута перед фор¬
сунками и малых скоростей воздуха. В этом случае для поддер¬
жания приемлемого качества горения в топку подают воздух
с более высоким значением а.
Существенное влияние на величину а оказывают также про¬
течки воздуха через неплотности закрытых воздухонаправляю¬
щих устройств, .форсунки которых на малых нагрузках отклю¬
чены. В результате коэффициент избытка воздуха на малых
нагрузках получается выше, чем на больших. Например, если
на полной нагрузке величину а поддерживают равной 1,15, то
на малой нагрузке, соответствующей расходу топлива В= (0,1 —
— 0,2)5полн, значение а увеличивают до 2,0 и более. Естест¬
венно, что столь значительное изменение величины а влияет на
характеристики парогенератора.
Влияние на температуру газов за топкой Ф3. т. С увеличе¬
нием коэффициента а теоретическая энтальпия продуктов сго¬
рания /а немного увеличивается [см. уравнение (XIII.5)]. Од¬
нако это не означает, что увеличивается теоретическая темпера¬
тура Oa. На рис. 183 построены две кривые диаграммы Ф—/,
относящиеся к различным коэффициентам избытка воздуха. Из
рисунка видно, что при увеличении а, несмотря на некоторый рост
энтальпии /а (/32>/3ι), теоретическая температура Фа уменьша¬
ется (Фа2<Фа1). Объясняется это охлаждением топочных газов
добавочным количеством подводимого в топку воздуха, имею¬
щего относительно низкую температуру.
Итак, увеличение коэффициента избытка воздуха приводит
к снижению температурного уровня топочной среды. При этом,
естественно, уменьшается количество передаваемой в топке теп¬
лоты и коэффициент прямой отдачи κ. На рис. 184 приведены
350

экспериментальные данные, показывающие зависимость вели¬
чины κ от нагрузки парогенератора при разных коэффициентах
избытка воздуха. Эти данные свидетельствуют о том, что с уве¬
личением а коэффициент прямой отдачи уменьшается.
Согласно уравнению (XIII.7) уменьшение величины κ при
некотором возрастании /а может произойти только за счет более
резкого увеличения энтальпии /З.т. Следовательно, повышение
избытка воздуха сопровождается увеличением энтальпии газов
при выходе из топки. Может показаться, что и температура га-
Рис. 183. Влияние коэффициента
избытка воздуха на теоретиче¬
скую энтальпию и температуру
газов.
Рис. 184. Зависимость коэффи¬
циента прямой отдачи от на¬
грузки парогенератора при
различных избытках воздуха.
зов, покидающих топку, также увеличивается. В действительно¬
сти это не так. На рис. 185 показано, что при большем избытке
воздуха температура покидающих топку газов ниже по сравне¬
нию с соответствующей температурой при малом избытке
(Фз. TsCfta.T,)· Сказанное подтверждается опытными данными,
показанными на рис. 186. На этом рисунке показано влияние
нагрузки парогенератора и коэффициента избытка воздуха на
величину Фз. т. Из рассмотрения рисунка видно, что чем выше а,
тем ниже температура уходящих из топки газов.
Влияние на температуру газов в конвективных поверхностях
нагрева. Аналитическое исследование этого вопроса представ¬
ляет собой весьма трудную задачу из-за большого числа пере¬
менных величин. Температура газов зависит не только от коэф¬
фициента избытка воздуха непосредственно (см. диаграмму
■θ — I, построеную для различных а — рис. 183 и 185), но также
и от интенсивности охлаждения газов, которая определяется
температурным напором At и коэффициентом теплопередачи k.
А эти величины, в свою очередь, являются сложными функци-
351

ями коэффициента избытка воздуха. Поэтому при рассмотрении
данного вопроса мы будем полагаться главным образом на
опытные данные.
Запишем уравнения теплового баланса и теплопередачи, от¬
носящиеся к разным величинам коэффициентов избытка воз¬
духа, при этом будем считать α2>αι. Приравняв эти уравнения,
для αι получаем
= <ΧΙΙΙ·32>
Рис. 185. Влияние коэффициента Рис. 186. Зависимость темпера-
избытка воздуха на энтальпию туры газов при выходе из топки
и температуру газов при выходе от нагрузки парогенератора при
из топки.	различных избытках воздуха.
Согласно (XIII.32), изменение энтальпии газов в конвектив¬
ных поверхностях нагрева, начиная от выхода из топки и кон¬
чая выходом из парогенератора, равно:
Δ/,=
^ AtxH
φβ
(ХШ.ЗЗ)
Аналогично для коэффициента избытка воздуха а2 имеем
Δ /
2
К. Та ^уха
k2 мгн
φβ
(XIII.34)
Здесь k и At— средние для всех конвективных поверхностей
нагрева коэффициент теплопередачи и температурный напор.
Сравним между собой величины Δ/ι и Δ/2. Различие между
ними зависит только от произведения kAt, так как все другие
величины, входящие в уравнения (ХШ.ЗЗ) и (XIII.34), от ко¬
эффициента избытка воздуха не зависят.
352

Что касается произведения kAi, то коэффициент а влияет на
составляющие этого произведения по-разному. С увеличением а
скорость газов, а следовательно, и коэффициент теплопередачи
k увеличивается. В то же время температурный напор At умень¬
шается за счет снижения температуры газов при выходе из
топки.
Опытные данные показали, что при увеличении избытка воз¬
духа коэффициент теплопередачи возрастает в большей степени
по сравнению с уменьшением температурного напора, и в итоге
произведение kAt увеличивается. Следовательно, k2At2>kiAti и
поэтому Ah>AI\. Отсюда можно
сделать следующий вывод: при
увеличении избытка воздуха
доля теплоты, передаваемой кон¬
векцией, возрастает. И наоборот,
при уменьшении а эта доля теп¬
лоты падает.
Отложим значения Ah и Ah
в координатах диаграммы θ — /,
как это сделано на рис. 187.
При этом учтем сделанное ра¬
нее заключение: чем больше ко¬
эффициент а, тем выше энталь¬
пия /3. т. Именно поэтому /3.Та >
Iз. т,·
На рис. 187 видно, что повы¬
шение избытка воздуха влечет
за собой увеличение температу¬
ры УХОДЯЩИХ ГаЗОВ ('б'ух^Фух,) ·
Итак, избыток воздуха вли¬
яет на температуру газов неодно¬
значно. При увеличении а температура газов в топке и на вы¬
ходе из нее уменьшается, а на выходе из парогенератора —
увеличивается. На рис. 188 показаны кривые изменения темпе¬
ратуры газов в газоходе при различных коэффициентах избытка
воздуха. По оси абсцисс последовательно отложены величины
поверхностей нагрева притопочного пучка Яп, пароперегрева¬
теля Яш, периферийного парообразующего пучка Япо и эко¬
номайзера Яэк. На рисунке видно, что при большем избытке
воздуха изменение температуры газов происходит более плавно.
Такой характер изменения температуры обусловливается по¬
вышением расхода продуктов сгорания. В самом деле, изме¬
нение температуры газов
Δ0 = -^-.	(XII 1.35)
crGr
Из этого уравнения видно, что при одном и том же количе¬
стве отдаваемой газами теплоты Q изменение температуру ΔΦ
Рис. 187. Влияние коэффициента
избытка воздуха на температуру
газов при выходе из парогенера¬
тора.
12 Заказ № 2222
353

зависит от расхода газов GT (изменением теплоемкости газов
сг можно пренебречь). При этом, чем больше расход Gv (т. е.
чем выше коэффициент избытка воздуха), тем меньше измене¬
ние температуры газов, и наоборот.
Влияние на тепловые потери и к. п. д. парогенератора. Из
рис. 187 ясно, что коэффициент избытка воздуха влияет на эн¬
тальпию уходящих газов /ух и, следовательно, на потерю теп¬
лоты с уходящими газами q2. Установим связь между этими ве¬
личинами. Согласно уравнению (XIII.28) величина Q2 равна:
Q2 = Iyx-aV°cBJI .Л ,в.	(XII 1.36)
Рис. 188. Изменение температуры газов по длине газохода
при различных избытках воздуха.
Выразим энтальпию /ух через объем Уг, теплоемкость сг
и температуру уходящих газов ϋ·γχ:
/у ζ =	(XIII.37)
С достаточной для рассматриваемой задачи точностью можно
считать, что объем газов пропорционален коэффициенту из¬
бытка воздуха в первой степени. Тогда
/ух = тасг$ух,	(XIII. 38)
где т — коэффициент пропорциональности.
Подставив значение /ух в уравнение (XIII.36), получим
Q2 = macrftyx—aV°cBJI. Bfx. в.	(XIII.39)
Анализ уравнения (XIII.39) показывает, что при увеличении
избытка воздуха и первый, и второй члены правой части урав¬
нения также увеличиваются. Однако степень увеличения пер¬
вого члена существенно выше по сравнению со вторым членом.
Действительно, произведение тасАух увеличивается вследствие
354

возрастания величин а и Oyx, a произведение aV°cB1[,BtXB—
только из-за увеличения а. Поэтому с увеличением избытка воз¬
духа тепловые потери с уходящими газами будут возрастать.
Что касается других тепловых потерь, то они слабо зависят
от избытка воздуха. Поэтому правомерно сделать следующий
вывод. С увеличением избытка воздуха к. п. д. парогенератора
уменьшается вследствие роста потерь с уходящими газами.
И наоборот, малые избытки воздуха способствуют увеличению
к. п. д. Кроме того, при малых избытках воздуха уменьшаются
затраты мощности на вращение вентилятора и снижается ве¬
роятность ванадиевой и сернистой коррозии (см. гл. XVII).
Именно вследствие этих причин всегда стремятся поддерживать
коэффициенты избытка воздуха минимальными при работе па¬
рогенератора во всем диапазоне изменения нагрузок.
Влияние на температуру перегретого пара /пп· Выше было
установлено, что увеличение избытка воздуха приводит к умень¬
шению коэффициента прямой отдачи в топке, при этом доля
теплоты, переданной конвекцией, увеличивается. Иными сло¬
вами, при изменении коэффициента а происходит перераспреде¬
ление тепловой энергии, передаваемой конвекцией и излучением.
Это обстоятельство может существенно повлиять на темпера¬
туру перегретого пара. Особенно заметное влияние оказывает
коэффициент избытка воздуха в том -случае, если пароперегре¬
ватель и парообразующая поверхность нагрева получают теп¬
лоту различными способами.
Предположим, что парообразующая поверхность нагрева
представляет собой топочные экраны, а пароперегреватель рас¬
положен в конвективной шахте (именно так скомпонованы эти
поверхности нагрева в парогенераторах шахтного типа, см.
рис. 64). Увеличим коэффициент а, т. е. подадим в топку больше
воздуха. Это приведет к уменьшению паропроизводительности
(так как коэффициент прямой отдачи станет меньше) и увели¬
чению температуры перегретого пара tm. Причем величина tnn
возрастет не только из-за увеличения доли теплоты, передавае¬
мой конвекцией, но и потому, что уменьшится расход пара че¬
рез трубы пароперегревателя. В результате при увеличении ко¬
эффициента а на одну десятую единицы температура перегре¬
того пара может возрасти на 10—15° С.
При снижении коэффициента избытка воздуха температура
перегретого пара соответственно уменьшается.
Рассмотрим другую компоновку, в которой пароперегрева¬
тель и парообразующая поверхность нагрева расположены в га¬
зоходе и воспринимают теплоту только конвекцией. Влияние
избытка воздуха на температуру перегретого пара при такой
компоновке не столь существенно, как в разобранном выше
примере. Однако влияние это есть: если парообразующая по¬
верхность расположена к топке ближе, чем пароперегреватель,
увеличение коэффициента а приведет к увеличению tnn.
12*
355

Глава XIV. ПАРОГЕНЕРАТОРЫ СУДОВЫХ
ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
УСТАНОВОК
XIV.1 Краткие сведения о работе реактора
Ядерное топливо. К ядерным топливам относят уран-235 (U235),
плутоний-239 (Ри239) и уран-233 (U233). Из перечисленных трех
элементов U235 является естественным топливом, а Ри239 и U233
получают искусственным путем из соответствующего ядерного
сырья — урана-238 (U238) и тория-232 (Th232).
В природе металлический уран получают из руды. Природ¬
ный уран состоит из 99,28% изотопа U238, который не является
топливом, и 0,72% собственного ядерного топлива U235. Иными
словами, природный уран содержит весьма малое количество
топлива. При необходимости повышения концентрации ядерного
топлива природный уран искусственно обогащают изотопом U235.
Такой уран называют обогащенным.
Добываемый непосредственно из руды металлический уран
обладает рядом существенных недостатков. Он имеет относи¬
тельно низкую температуру плавления (1129° С) и температуру
аллотропического перехода из α-фазы в β-фазу (665°С), изме¬
няет структуру, форму и размеры при радиационном облучении
и периодических изменениях температуры. Поэтому в качестве
ядерного топлива чаще всего используют не металлический уран,
а его сплавы и окислы. Широкое распространение получили
сплавы и окислы в керамическом исполнении (керамическое
ядерное топливо), такие, как двуокись урана U02, монокарбид
урана UC, мононитрид урана UN и др. Керамические ядерные
топлива обладают высоким постоянством форм и размеров при
высоких температурах и радиационном облучении, они лучше
сопротивляются коррозионному воздействию, у них отсутствуют
фазовые превращения при низких температурах. Температура
плавления керамических топлив весьма высока (например, тем¬
пература плавления U02 равна 2800°С, a UC — 2350°С). К не¬
достаткам керамических топлив относят их хрупкость и низкую
теплопроводность (особенно U02).
Цепная реакция деления. Выделение ядерной энергии свя¬
зано со взаимодействием между ядрами топлива и нейтронами.
Нейтрон, сталкиваясь с ядром, либо отскакивает (упругое рас¬
сеивание), либо поглощается, и при этом образуется новое ядро
с избыточной энергией. Именно поэтому вновь образованное
ядро неустойчиво и распадается по одному из следующих спо¬
собов:
— ядро испускает γ-лучи (радиационный захват);
356

—	ядро выбрасывает нейтрон (неупругое рассеивание);
—	ядро выбрасывает протон или α-частицу (ядерное пре¬
вращение) ;
—	ядро делится (расщепление).
Из перечисленных способов только последний — расщепле¬
ние ядра — сопровождается выделением большого количества
тепловой энергии. То, что это количество действительно велико,
убедительно доказывает сравнение энергоемкостей ядерного и
органического топлив. Например, при полном расщеплении 1 кг
U235 выделяется 79,6· 109 кДж, а при полном сгорании 1 кг ма¬
зута — 39,8· 103 кДж. Поэтому по энергоемкости 1 кг ядерного
79 6·109
топлива эквивалентен —1	= 2· 106 кг мазута.
39,8-Юз	J
Принципиально важно то обстоятельство, что реакция деле¬
ния ядер сопровождается испусканием нейтронов. Например,
при делении одного ядра U235 испускается в среднем 2,47 ней¬
трона.
Таким образом, один нейтрон расщепляет ядро, и в резуль¬
тате испускаются другие нейтроны, которые в свою очередь вза¬
имодействуют с ядрами топлива и других элементов. Не все эти
нейтроны расщепляют ядра, часть из них безвозвратно теряется
в результате утечки и поглощения конструкционными и другими
материалами, а также ядрами топлива. Но если по крайней
мере один из испускаемых нейтронов вызывает расщепление
ядра топлива, то процесс деления ядер становится самоподдер-
живающимся: наступает незатухающая цепная реакция деления.
Возможность возникновения и продолжения цепной реакции
характеризуется величиной эффективного коэффициента раз¬
множения, который представляет собой отношение количества
возникающих и погибающих нейтронов.
£	нейтроны, возникающие при делении
нейтроны, погибающие в результате поглощения и утечки
Поглощением здесь назван процесс захвата нейтронов как
с делением, так и без деления ядер топлива.
При k>\ рождение нейтронов превышает их захват и утечку,
поэтому цепная реакция возрастает (системы с k^> \ предназна¬
чены для взрыва). При k = \ цепная реакция протекает на неиз¬
менном уровне (реакторы), и при &<1 цепная реакция либо за¬
тухает, либо вовсе не начинается.
Часть объема реактора, в котором совместно с другими ма¬
териалами размещают ядерное топливо, называют активной зо¬
ной. Минимальный размер активной зоны, в которой можно осу¬
ществить цепную реакцию деления, называют критическим. Так
же называют соответствующую массу делящегося материала
в активной зоне.
Замедление нейтронов. Вероятность расщепления ядра топ¬
лива зависит от энергии нейтрона. Эта вероятность увеличива¬
ется в сотни раз в случае, если энергия нейтрона не превышает
357

тепловой энергии движения, т. е. если £<0,32· 10-19 Дж. Сред¬
няя же энергия испускаемых нейтронов составляет £ср =
= 0,32· 10~12 Дж (нейтроны с такой энергией называют быст¬
рыми). Поэтому возникает необходимость замедлить нейтроны
или, иными словами, уменьшить их энергию до тепловой и тем
самым облегчить захват нейтронов ядрами топлива.
Эту функцию выполняет замедлитель, размещаемый совме¬
стно с топливом в активной зоне реактора. Чаще всего в каче¬
стве замедлителя используют вещества с большой ядерной
плотностью и малым атомным весом (например, легкую — при¬
родную— или тяжелую воду, графит или бериллий).
Реакторы, в которых основная доля делений ядер приходится
на нейтроны, замедленные до тепловой энергии, называют теп¬
ловыми реакторами. Существуют так же промежуточные и бы¬
стрые реакторы, названные так по величине энергии нейтронов,
расщепляющих ядра топлива.
Охлаждение активной зоны. Во избежание чрезмерного на¬
грева активной зоны реактора ее приходится интенсивно охлаж¬
дать. При этом теплота отводится за пределы реактора и ис¬
пользуется в тепловом двигателе. Задачу отвода теплоты вы¬
полняет теплоноситель, прокачиваемый через активную зону на¬
сосом или газодувкой. Как и любой материал активной зоны,
теплоноситель не должен чрезмерно поглощать нейтроны. В ка¬
честве теплоносителей используют жидкости и газы. Иногда
функции теплоносителя и замедлителя выполняет одна и та же
жидкость, например вода.
Тепловыделяющие элементы (ТВЭЛы). Размеры активной
зоны невелики, а для отвода тепловой энергии требуется боль¬
шая поверхность теплообмена. Отвод теплоты облегчается пу¬
тем деления всей массы ядерного топлива на множество элемен¬
тов с малым поперечным сечением, которые называют ТВЭЛами.
Именно такая форма топлива обеспечивает наибольшую охлаж¬
даемую поверхность, отнесенную к единице объема или массы
делящегося вещества.
ТВЭЛы омываются теплоносителем, однако прямой контакт
теплоносителя с ядерным топливом нежелателен. При непосред¬
ственном контакте в теплоноситель попадают радиоактивные
продукты ядерного деления (осколки ядер), которые вместе
с теплоносителем распространяются по всему контуру. Во избе¬
жание этого ТВЭЛы покрывают плотной металлической оболоч¬
кой. Оболочка, кроме того, предохраняет ядерное топливо от
коррозионного и эрозионного воздействия теплоносителя,
а также придает ему прочность и жесткость. И все же ТВЭЛы
представляют собой непрочную конструкцию, в связи с чем воз¬
никают трудности при их креплении в активной зоне реактора.
Обычно ТВЭЛы размещают и крепят в более прочных кассетах
(по несколько ТВЭЛов в каждой кассете), а кассеты, в свою
очередь, крепят в активной зоне.
358

Реакторы, в которых ядерное топливо используется в виде
твердых стержней различной формы (ТВЭЛов), называются
гетерогенными. В отличие от гетерогенных существуют также
гомогенные реакторы, в которых ядерное топливо представляет
собой жидкий раствор солей урана или газообразные соедине¬
ния урана.
XIV.2. Работа ядерной энергетической установки
(ЯЭУ) и назначение ее элементов
Рассмотрим изображенную на рис. 189 принципиальную схему
ЯЭУ. В реакторе 1 размещены тепловыделяющие элементы, ко¬
торые омываются теплоносителем. Теплоноситель воспринимает
Рис. 189. Принципиальная схема судовой ядерной энергетической уста¬
новки (ЯЭУ).
теплоту от ТВЭЛов, нагревается и поступает в парогенератор 4.
В парогенераторе теплоноситель отдает теплоту, охлаждается, и
далее с помощью главного циркуляционного насоса 9 вновь по¬
ступает в реактор.
Во время работы ЯЭУ средняя температура теплоносителя,
а- следовательно, и его объем могут изменяться. Так как кон¬
тур, в котором движется теплоноситель, замкнут, то изменение
объема теплоносителя может привести к изменению его давле¬
ния. Особенно резко будет изменяться давление, если в качестве
теплоносителя применяется практически несжимаемая жид¬
кость. Чтобы этого не произошло, контур, в котором движется
теплоноситель, соединяется с сосудом 2, называемым компенса-
359

тором объема. Нижняя часть компенсатора объема заполнена
теплоносителем, а верхняя—-газом или паром, давление кото¬
рых поддерживается постоянным. Компенсация изменений
объема теплоносителя осуществляется за счет изменения его
уровня в компенсаторе объема.
Несмотря на высокую чистоту теплоносителя, в нем все же
находятся растворенные соли и газы, а также продукты корро¬
зии и эрозии. Эти загрязняющие примеси проходят вместе с теп¬
лоносителем активную зону реактора и становятся радиоактив¬
ными. Часть примесей может осаждаться на оболочках ТВЭЛов,
что приведет к повышению их температуры.
Для очистки теплоносителя от загрязняющих примесей и
снижения уровня радиоактивности в схеме ЯЭУ предусмотрены
механические и ионообменные фильтры 3. Ионообменные
фильтры наполнены анионитовыми и катионитовыми смолами,
которые могут нормально функционировать при относительно
низкой температуре. Поэтому перед фильтрами установлен хо¬
лодильник 10, предназначенный для охлаждения теплоносителя.
Расход теплоносителя через фильтры составляет доли процента
общего расхода через контур.
Восполнение возможных утечек теплоносителя производится
насосом 11 из емкости 12.
Реактор, компенсатор объема, фильтры, холодильник, глав¬
ный циркуляционный насос, а также соединяющие их трубопро¬
воды с арматурой называют первым контуром. Среду, циркули¬
рующую в этом контуре, называют теплоносителем первого кон¬
тура или просто теплоносителем. Элементы парогенератора,
соприкасающиеся с теплоносителем, также относят к первому
контуру.
В парогенераторе теплоноситель отдает теплоту, которая пе¬
редается через стенки поверхности нагрева воде и пару. Пита¬
тельная вода поступает в парогенератор с помощью насоса 8.
Эта вода по мере движения в парогенераторе кипит и превра¬
щается в пар, который затем поступает в главную турбину 5
и вспомогательные механизмы.
Турбина через редуктор вращает гребной винт 6. Отработав¬
ший пар из главной турбины и вспомогательных механизмов по¬
ступает в конденсатор 7 и конденсируется на трубах, внутри ко¬
торых прокачивается охлаждающая вода. Образовавшийся кон¬
денсат с помощью насосов вновь подается в парогенератор.
Турбину, конденсатор, питательный насос и другие, не пока¬
занные на рисунке механизмы и аппараты, а также соединяю¬
щие их трубопроводы с арматурой принято называть вторым
контуром. Циркулирующую в нем воду и пар называют рабочей
средой или рабочим телом. Поверхность парогенератора, сопри¬
касающуюся с рабочей средой, относят ко второму контуру.
Реактор и парогенераторы (один реактор работает совме¬
стно с двумя и более парогенераторами; на рис. 189 показана
360

лишь одна ветвь) со всеми обслуживающими их механизмами
и аппаратами называют паропроизводительной установкой
(ППУ). ППУ размещают в необитаемом отсеке судна, изоли¬
руя его от смежных отсеков биологической защитой.
Совокупность паротурбинной и паропроизводительной уста¬
новок называют ЯЭУ.
Если в ЯЭУ в качестве теплоносителя используют природ¬
ную воду высокого давления, то реакторы таких установок на¬
зывают водо-водяными с водой под давлением (ВВРД). Собст¬
венно для этих реакторов вода является не только теплоноси¬
телем, но и замедлителем нейтронов (отсюда и двойное
название «водо-водяной», так как вода выполняет две функции) .
В отличие от ВВРД, в которых вода не кипит, в кипящих
реакторах (ВВРК) часть теплоносителя — воды превращается
в пар. Этот пар после отделения от влаги может направляться
либо непосредственно в главную турбину (ЯЭУ в этом случае
называют одноконтурной), либо в парогенератор, в котором
конденсируется, отдавая теплоту рабочему телу (двухконтурная
ЯЭУ с реактором кипящего типа).
По количеству контуров, связывающих реактор с главной
турбиной, ЯЭУ могут быть одно-, двух- (см. рис. 189) и трех¬
контурными. В одноконтурных установках теплоноситель пер¬
вого контура является одновременно и рабочим телом. Эти ус¬
тановки проще, компактнее, однако имеют существенный недо¬
статок, заключающийся в том, что вследствие радиоактивности
рабочего тела доступ в турбинный отсек становится либо во¬
обще невозможным, либо жестко ограниченным.
В трехконтурных ЯЭУ теплоноситель первого контура пере¬
дает теплоту в промежуточном теплообменнике теплоносителю
второго контура, а последний — в парогенераторе рабочему телу.
XIV.3. Преимущества и недостатки судовых ЯЭУ
Использование ядерного топлива в судовой энергетике весьма
перспективно, так как ЯЭУ имеют ряд преимуществ по сравне¬
нию с обычными энергетическими установками. Преимущест¬
вами ЯЭУ являются:
—	высокая концентрация энергии в ядерном топливе, позво¬
ляющая исключить его запас на борту судна;
—	редкая смена активной зоны реактора, которая произво¬
дится через 2—4 года, в то время как запасы органического
топлива приходится пополнять через несколько недель;
—	возможность работы установки без связи с окружающей
средой (атмосферой), так как для работы ЯЭУ не требуется
кислород и при ее работе не выделяются отработавшие газы;
—	обеспечение большей по сравнению с обычными установ¬
ками скорости движения судна и практически неограниченной
дальности и автономности плавания.
361

Применение ЯЭУ на судах имеет также и отрицательные
стороны, а именно:
—	работа реактора сопровождается вредными для людей из¬
лучениями, что требует установки громоздкой и тяжелой био¬
логической защиты;
—	аварии ЯЭУ могут привести к тяжелым последствиям
(облучение людей, заражение акваторий и др.);
—	маневренные качества ЯЭУ ниже в сравнении с обыч¬
ными установками;
—	стоимость ЯЭУ выше, чем обычных установок;
—	удельные массовые характеристики судовых ЯЭУ в не¬
сколько раз превышают характеристики обычных установок.
Однако при оценке перспектив использования ЯЭУ на судах
решающее значение имеет тот факт, что суда с ЯЭУ обладают
преимуществами, которые практически невозможно достичь
с помощью обычных установок. Речь идет о таких важнейших
характеристиках, как скорость, дальность и автономность плав¬
ления, а также о возможности работы ЯЭУ без связи с окру¬
жающей средой.
XIV.4. Сведения о теплоносителях
Требования, предъявляемые к теплоносителям. Теплоносители
предназначены для отвода теплоты из активной зоны реактора
и передаче его в парогенераторе рабочему телу. Теплоносители
должны обладать:
—	высокими теплопередающими свойствами, при которых
обеспечиваются хорошее охлаждение оболочек ТВЭЛов в реак¬
торе и малые габариты поверхности нагрева в парогенераторе;
—	высокими значениями плотности и удельной теплоемкости;
чем выше плотность и теплоемкость, тем большей энергией при
данной температуре обладает единица объема теплоносителя и
тем меньше требуется массовый расход теплоносителя и затра¬
чиваемая мощность на его перекачку;
—	высокой температурой кипения; чем выше температура
кипения, тем ниже давление в первом контуре, которое необхо¬
димо поддерживать для предотвращения закипания теплоноси¬
теля;
—	низкой температурой плавления; при температуре плав¬
ления выше 15—20° С необходимо иметь специальную систему
для подогрева и расплавления теплоносителя перед пуском ус¬
тановки;
—	малой коррозионной активностью, низкой стоимостью и
безопасностью в эксплуатации.
В качестве теплоносителей используют жидкости и газы.
К жидким теплоносителям относят воду, расплавленные ме¬
таллы и органические вещества.
Водные теплоносители. Вода как теплоноситель получила
362

самое широкое распространение. Она обладает хорошими тепло¬
передающими свойствами (в этом отношении уступает только
жидким металлам); высокой плотностью, малой вязкостью, низ¬
кой стоимостью, безопасна в обращении, приобретает умерен¬
ную наведенную радиоактивность.1 К недостаткам воды относят
высокую коррозионную активность и низкую температуру ки¬
пения.
Из-за высокой коррозионной активности воды элементы пер¬
вого контура приходится изготавливать из дорогостоящих мате¬
риалов.
Низкая температура кипения воды приводит к необходимости
поддерживать весьма высокое давление в первом контуре: до
15—20 МПа. Но даже при таких высоких давлениях воды пара¬
метры рабочего пара во втором контуре получаются относи¬
тельно низкими, а следовательно, низок и к. п. д. всей установки.
Жидкометаллические теплоносители. В качестве теплоноси¬
телей могут применяться металлы, имеющие относительно низ¬
кую температуру плавления. К таким металлам относят натрий,
калий, сплав натрия с калием, ртуть, литий, свинец, висмут,
сплав свинца с висмутом, олово.
Высокие теплопередающие свойства и высокая температура
кипения жидких металлов позволяют нагревать их в реакторе
до высоких температур при низком давлении в первом контуре.
Поэтому параметры рабочего пара по сравнению, например,
с параметрами при водном теплоносителе получают более вы¬
сокими, что благоприятно сказывается на величине к. п. д. уста¬
новки.
За рубежом в стационарной энергетике наибольшее приме¬
нение получили щелочные металлы: натрий, имеющий темпе¬
ратуру плавления 97,7° С, и сплав натрия с калием, температура
плавления которого ниже нуля (—11°С). К недостаткам этих
металлов относят их высокую химическую активность при кон¬
такте с рабочим телом—■ водой и паром. При контакте с рабо¬
чим телом щелочные металлы вступают в химическую реак¬
цию, в результате которой выделяются значительное количество
теплоты и горючий газ -— водород. А это, в свою очередь, может
привести к локальному взрыву и пожару. Поэтому в парогене¬
раторах, в которых теплоносителем служат щелочные металлы,
применяют специальные меры для предотвращения даже слу¬
чайного контакта между теплоносителем и рабочим телом.
Щелочные металлы обладают еще одним недостатком: про¬
ходя через активную зону реактора, они сами становятся радио¬
активными, причем эта наведенная радиоактивность имеет от¬
носительно большой период полураспада. Например, период по¬
лураспада радиоактивного натрия составляет около 15 ч. Это
1 Наведенной называют искусственную радиоактивность какого-либо ма¬
териала, облученного нейтронным потоком.
363

означает, что после выведения установки из действия осмотр и
ремонт оборудования первого контура невозможны в течение
нескольких суток.
ЯЭУ со щелочными металлами выполняют, как правило,
трехконтурными, при этом парогенератор устанавливают в оби¬
таемом помещении для возможности его ремонта. Примени¬
тельно к судовым ЯЭУ использование трехконтурных установок
нежелательно из-за увеличения массы и габаритов.
Для двухконтурных ЯЭУ более пригодны те металлы, кото¬
рые химически не взаимодействуют с рабочим телом. Напри¬
мер, свинец, сплав свинца с висмутом и особенно литий, который
в наибольшей степени отвечает требованиям, предъявляемым
к теплоносителям. К недостаткам этих металлов относят их вы¬
сокую температуру плавления (литий — 179° С, свинец — 327° С).
Кроме того, применение лития связано с трудностями подбора
конструкционных материалов, коррозионно-стойких в среде рас¬
плавленного лития.
Органические теплоносители. В качестве органических теп¬
лоносителей применяют углеводородистые соединения, такие,
как дифенил, трифенил, мопоизопропилдифенил и др. Эти соеди¬
нения имеют высокую, по сравнению с водой, температуру ки¬
пения и, следовательно, могут быть нагреты до более высокой
температуры при относительно низком давлении в первом кон¬
туре. Чистые органические теплоносители не активируются, об¬
ладают незначительной коррозионной активностью, нетоксичны.
К недостаткам органических теплоносителей относят низкие
по сравнению с водой и расплавленными металлами теплопере¬
дающие свойства, что неблагоприятно сказывается на массе и
габаритах установки. Кроме того, на перекачку органического
теплоносителя затрачивается относительно большая мощность.
Однако главным недостатком органических теплоносителей
является их способность к полимеризации под воздействием ней¬
тронного и гамма-излучения. Поэтому при использовании орга¬
нического теплоносителя нужно иметь специальную систему для
его очистки и цистерны для запасов теплоносителя и хранения
продуктов полимеризации.
Газовые теплоносители. Газовые теплоносители можно на¬
гревать до высокой температуры при атмосферном давлении,
они обладают малой коррозионной активностью, приобретают
слабую наведенную радиоактивность, безопасны в обращении.
Существенными недостатками газовых теплоносителей яв¬
ляются их плохие теплопередающие свойства и низкие значе¬
ния массовой плотности и теплоемкости. Вследствие этих недо¬
статков ЯЭУ с газовыми теплоносителями получаются тяже¬
лыми и громоздкими, при этом значительная часть мощности
установки затрачивается на перекачку газов по контуру.
Из сказанного следует, что ЯЭУ с газовыми теплоносите¬
лями могут найти применение на таких судах, для которых
364

главную роль играет экономичность, а масса и габариты имеют
второстепенное значение.
Из газовых теплоносителей наиболее подходящими явля¬
ются азот, углекислый газ и гелий.
XIV.5. Назначение и классификация
парогенераторов
Парогенератор представляет собой теплообменный аппарат,
в котором осуществляется передача тепловой энергии от тепло¬
носителя к рабочему телу. В схеме ЯЭУ парогенератор связы¬
вает первый и второй контуры и поэтому он выполняет исклю¬
чительно ответственную роль.
Действительно, поверхность нагрева парогенератора служит
границей, отделяющей радиоактивный теплоноситель от рабо¬
чего тела. Поэтому конструкция парогенератора должна быть
абсолютно герметичной во избежание попадания радиоактив¬
ного теплоносителя в рабочее тело и далее в обитаемый отсек
паротурбинной установки. Ответственная роль парогенератора
велика еще и потому, что он размещен в необитаемом отсеке
(имеется в виду двухконтурная ЯЭУ). Следовательно, ремонт
парогенератора во время работы установки практически невоз¬
можен.
Парогенераторы классифицируют по виду теплоносителя,
принципу движения рабочего тела, конструктивному оформле¬
нию и другим признакам.
К отличительным конструктивным признакам относят:
—	расположение корпуса парогенератора: вертикальное или
горизонтальное;
—	форму теплопередающих труб: прямотрубная, U-образ¬
ная, змеевиковая;
—	размещение экономайзера и пароперегревателя (если они
есть): встроенные в корпус парогенератора или размещенные в
специальных корпусах.
По принципу движения рабочего тела в парообразующей
поверхности нагрева парогенераторы могут быть с естественной
циркуляцией, с принудительной циркуляцией и прямоточные.
В парогенераторах с естественной циркуляцией рабочее тело
движется, как правило, в межтрубном пространстве. В пароге¬
нераторах с принудительной циркуляцией и прямоточных ра¬
бочее тело может двигаться как в трубах, так и в межтрубном
пространстве.
Циркуляция теплоносителя в первом контуре осуществляется
как правило, принудительным способом.
XIV.6. Конструкции и схемы парогенераторов
Рассмотрим конструкции парогенераторов судовых ЯЭУ и атом¬
ных электростанций, представляющие интерес для судовой энер¬
гетики.
365

Парогенератор атомного судна «Саванна» (США). Пароге¬
нератор (рис. 190) рассчитан на производство 15,3 кг/с насы¬
щенного пара давлением 3,4 МПа. Тип парогенератора: гори¬
зонтальный, без экономайзера и пароперегревателя, с естест¬
венной циркуляцией рабочего тела. В качестве теплоносителя
используется вода.
Парогенератор состоит из верхнего пароводяного коллек¬
тора 1, нижнего коллектора 8, имеющего U-образную форму,
тринадцати подъемных и восьми опускных труб (позиции соот¬
ветственно 6 и 2).
А Iе! А
Рис. 190. Парогенератор атомного судна «Саванна» (США).
В коллекторе 1 размещены паросборная труба 4, питатель¬
ная труба 3 и циклонные сепараторы 5. В коллекторе 8 нахо¬
дятся две трубные доски 9, к которым приварены концы U-об¬
разных труб 11.
Из реактора вода первого контура при давлении 12,3 МПа
и температуре 271° С направляется в раздаточную камеру 7,
проходит внутри труб, поступает в сборную камеру 10 и далее
по трубопроводам вновь подается в реактор. Температура теп¬
лоносителя при выходе из парогенератора равна 257° С. Расход
теплоносителя — около 650 кг/с.
Питательная вода при температуре 150° С подается в кол¬
лектор 1 через питательную трубу 3. Здесь она смешивается
с водой, находящейся в коллекторе, и опускается по трубам 2
в межтрубное пространство коллектора 8. В межтрубном про¬
странстве вода нагревается и кипит, при этом часть ее превра¬
366

щается в пар. Пароводяная смесь поднимается вверх по тру¬
бам 6 в верхний коллектор, где пар с помощью сепараторов от¬
деляется от влаги и через паросборную трубу направляется в
турбину, а отделенная влага смешивается с питательной водой
и снова опускается вниз по
опускным трубам.
Парогенератор атомной
электростанции (Италия).
На рис. 191 показано
устройство парогенератора
атомной электростанции.
Парогенератор рассчитан на
производство 30,3 кг/с на¬
сыщенного пара давлением
3,5 МПа. Тип парогенера¬
тора:	вертикальный, без
экономайзера и паропере¬
гревателя, с естественной
циркуляцией рабочего тела.
Теплоносителем служит
вода.
Парогенератор состоит
из вертикального корпуса
1, внутри которого нахо¬
дятся трубная доска 8, U-
образные трубы 7, раздели¬
тельная перегородка 2, цик¬
лонные сепараторы 4, сбор¬
ная камера 6 и питатель¬
ная труба 3.
Вода первого контура
при давлении 7,5 МПа и
температуре 277°С посту¬
пает в парогенератор через
патрубок 10, движется
внутри труб и выходит из
парогенератора через па¬
трубок 9, имея темпера¬
туру 267° С. Расход ВОДЫ Рис 191 Парогенератор атомной элект-
1170 кг/с.	ростанции (Италия).
Тракт, по которому
совершается- естественная
циркуляция рабочего тела, состоит из следующих частей: коль¬
цевой щели между корпусом и разделительной перегородкой 2
(опускная система), межтрубного пространства, сборной камеры
и циклонных сепараторов (подъемная система). Отделенный
в сепараторах пар собирается в верхней части парогенератора и
отводится в турбину через патрубок 5. Влага из сепараторов
367

стекает вниз, смешивается с непрерывно подаваемой питатель¬
ной водой и вновь принимает участие в циркуляции.
Парогенератор атомного танкера (Нидерланды). Устройство
парогенератора показано на рис. 192. Парогенератор предназ¬
начен для производства перегретого пара давлением 4,0 МПа и
температурой 280° С. Тепература -.питательной воды равна
Рис. 192. Парогенератор атомного танкера (Нидерланды).
175° С. Теплоносителем является вода, давление которой
15,1 МПа. Температура воды при входе в парогенератор 299° С,
при выходе из него — 269, 5° С, расход воды составляет 220 кг/с.
Тип парогенератора: вертикальный, с естественной циркуля¬
цией рабочего тела, со встроенными пароперегревателем и цир¬
куляционным насосом.
Вода первого контура поступает в корпус 1 через отверстие 8,
омывает пучок труб пароперегревателя 9, расположенного в
368

нижней части корпуса, и затем направляется внутрь парообра¬
зующих труб 7. Из труб теплоноситель поднимается в верхнюю
часть горизонтального корпуса (верхняя и нижняя части кор¬
пуса разделены перегородкой) и далее с помощью циркуляци¬
онного насоса 2 через отверстие 10 вновь подается в реактор.
Питательная вода поступает в вертикальный корпус 3 через
патрубок 6. Затем вода движется с помощью естественной цир¬
куляции, описание которой было приведено ранее при рассмот¬
рении парогенератора, изобра¬
женного на рис. 191. Получен¬
ный в процессе циркуляции и
теплообмена влажный пар про¬
ходит сепарационные устройства
5 и через патрубок 4 направля¬
ется в трубы пароперегревателя.
Характерной особенностью
рассмотренного парогенератора
является его компоновка:	он
представляет собой единый блок,
в котором смонтированы верти¬
кальная парообразующая по¬
верхность, горизонтальный паро¬
перегреватель и циркуляцион¬
ный насос.
Парогенератор атомной элек¬
тростанции «Энрико Ферми»
(США) . На рис. 193 показана
схема парогенератора атомной
электростанции. ЯЭУ электро¬
станции трехконтурная. В пер¬
вом и во втором контурах в ка¬
честве теплоносителя использу¬
ется расплавленный натрий. Сле¬
довательно, греющей средой в па¬
рогенераторе является натрий
второго контура. Тип парогене¬
ратора:	вертикальный, прямо¬
точный, со встроенными эконо¬
майзером и пароперегревателем.
Парогенератор состоит из корпуса 1, внутри которого распо¬
ложен цилиндрический кожух 2. На крышках корпуса и кожуха
установлены раздающий 6 и собирающий 10 коллекторы торо¬
образной формы. Трубы от раздающего коллектора проходят
в нижнюю часть парогенератора через внутреннюю полость ко¬
жуха и далее в виде змеевиков поднимаются вверх к собираю¬
щему коллектору, заполняя пространство между корпусом и
кожухом. Поднимаясь вверх, змеевики последовательно обра¬
зуют поверхность нагрева экономайзера 13, парообразующую
Рис. 193. Парогенератор атом¬
ной электростанции «Энрико
Ферми» (США).
369

поверхность 12 и поверхность нагрева пароперегревателя И.
Питательная вода подается в патрубок 8 и далее направ¬
ляется в раздающий коллектор и трубы. При прохождении по
трубам вода нагревается и кипит, полученный пар перегревается
и поступает в собирающий коллектор, из которого пар отводит¬
ся в турбину через патрубок 9.
Натрий второго контура через патрубок 3 поступает в про¬
странство, заполненное трубами, и последовательно омывает
Выход пара
Вход Выход
Рис. 194. Схема прямоточного па- Рис. 195. Схема прямоточ-
рогенератора (внутри труб дви- кого парогенератора (внут-
жется рабочее тело).	ри труб движется теплоно¬
ситель) .
поверхности нагрева 11, 12 и 13, отдавая теплоту рабочему телу.
Охлажденный натрий отводится из парогенератора через патру¬
бок 14.
Пространства 4 я 5 между уровнем натрия и коллекторами
заполнены инертным газом, который образует так называемые
газовые подушки, предназначенные для предохранения коллек¬
торов "75т чрезмерных термических напряжений, возникающих
при резком изменении температуры натрия.
В верхней части кожуха установлена мембрана 7, которая
370

служит для предохранения корпуса парогенератора. Если, на¬
пример, произойдет разрушение трубы и внутри корпуса воз¬
растает давление вследствие химического взаимодействия на¬
трия с водой, то мембрана разрывается, а выброшенные через
нее продукты улавливаются специальным сепаратором.
Прямоточные парогенераторы с водным теплоносителем. Рас¬
смотрим схему прямоточного парогенератора, показанную на
рис. 194. В этом парогенераторе рабочее тело движется внутри
труб, а теплоноситель — в межтрубном пространстве.
Парогенератор представляет собой корпус, сваренный из
обечайки и днищ. Внутри корпуса расположены торообразные
коллекторы и трубы змеевиковой конструкции. Питательная
вода подается в нижний раздающий коллектор и затем посту¬
пает в трубы змеевиков. Поднимаясь по трубам, вода нагре¬
вается, кипит и превращается сначала в насыщенный, а затем
перегретый пар.
Прямоточный парогенератор может быть выполнен и по
схеме, показанной на рис. 195. В отличие от схемы рис. 194,
здесь теплоноситель движется внутри труб, а рабочее тело —
в межтрубном пространстве.
XIV.7. Преимущества и недостатки парогенераторов
различных типов
Рассмотрим вначале парогенератор с естественной циркуля¬
цией, изображенный на рис. 190. Парогенератор надежен в ра¬
боте, относительно прост в устройстве. Пароводяной коллектор
обеспечивает получение пара с очень малым содержанием влаги.
Кроме того, этот коллектор является емкостью, из которой
легко удаляются соли посредством продувки воды. Это обсто¬
ятельство позволяет снизить требования к чистоте питательной
воды.
К недостаткам парогенератора относят большие массу и га¬
бариты, которые получаются из-за толстостенных коллекторов
большого диаметра и высоты контура, необходимой для осуще¬
ствления естественной циркуляции.
Вертикальный парогенератор с естественной циркуляцией
(см. рис. 191) по сравнению с только что рассмотренным имеет
существенное преимущество. У него меньше масса и габариты,
что важно для установок, к которым предъявляют жесткие тре¬
бования в отношении этих характеристик. Вертикальное рас¬
положение корпуса обеспечивает хорошую сепарацию пара, со¬
бирающегося в верхней части корпуса, и удобное продувание
воды из его нижней части.
Общим недостатком парогенераторов с естественной цирку¬
ляцией является зависимость давления пара от нагрузки, при¬
чем с понижением нагрузки давление пара возрастает, и нао¬
борот (см. XIV.11). Кроме того, они нуждаются в установке
371

специального регулятора для поддержания постоянным уровня
воды в верхнем коллекторе или корпусе парогенератора.
В прямоточных парогенераторах движение рабочего тела
во всех поверхностях нагрева осуществляется за счет напора
питательного насоса. Поэтому поверхности нагрева можно рас¬
полагать относительно произвольно с таким расчетом, чтобы
обеспечить минимальную массу и габариты. В прямоточном
парогенераторе можно поддерживать давление рабочего пара
постоянным при любой нагрузке — это тоже существенное их
преимущество.
К недостатку прямоточных парогенераторов относят то, что
из них невозможно удалить соли посредством продувки воды.
Поэтому к питательной воде для прямоточных парогенераторов
предъявляют жесткие требования. Кроме того, в прямоточных
парогенераторах с движением рабочего тела внутри труб на¬
блюдают такие явления, как многозначность гидравлической
характеристики и межвитковая пульсация. Для борьбы с этими
явлениями устанавливают дроссельные устройства при входе
в каждую трубу, что увеличивает и без того большие гидрав¬
лические сопротивления тракта второго контура.
Попытка совместить преимущества парогенераторов с есте¬
ственной циркуляцией и прямоточных привела к созданию па¬
рогенераторов с принудительной циркуляцией. В таких пароге¬
нераторах движение рабочего тела в парообразующей поверх¬
ности нагрева осуществляется за счет напора, создаваемого спе¬
циальным циркуляционным насосом, и поэтому становится воз¬
можной относительно произвольная компоновка парообразую¬
щих труб. Наличие сепаратора и водяной емкости в парогене¬
раторах с принудительной циркуляцией обеспечивает возмож¬
ность удаления солей посредством продувки воды. Однако се-
парационные устройства, водяная емкость (обычно коллектор
большого диаметра) и дополнительный циркуляционный насос
увеличивают габариты и массу парогенератора.
Обычно массовые и габаритные характеристики парогенера¬
тора с принудительной циркуляцией хотя и лучше, чем у пара¬
генераторов с естественной циркуляцией, но уступают харак¬
теристикам прямоточных парогенераторов.
XIV.8. Требования, предъявляемые
к конструкции парогенератора
Учитывая тот факт, что парогенератор связывает радиоактив¬
ный первый контур и второй контур, его устанавливают в нео¬
битаемом отсеке. Поэтому к его конструкции предъявляют жест¬
кие требования в отношении надежности работы. Надежность,
в свою очередь, определяется герметичностью всех элементов
парогенератора, разделяющих теплоноситель и рабочее тело.
372

Причинами нарушения герметичности могут быть:.
— технологические дефекты в металле, возникающие при
изготовлении элементов парогенератора (корпуса, труб, труб¬
ных досок и др.) и дефекты монтажных работ;
-—- коррозионное воздействие на металл со стороны тепло¬
носителя и рабочего тела;
*— совокупность напряжений, в том числе термических, эле¬
ментов конструкции.
Первые две причины можно устранить подбором соответст¬
вующих материалов, а также обеспечением технологичности
конструкции и необходимой чистоты теплоносителя и рабочего
тела. Технологические дефекты обнаруживают различными сред¬
ствами (рентгенографированием, ультразвуковой дефектоско¬
пией, гелиевыми течеискателями и др.);
Третья причина обусловлена относительным расширением
или сужением металла в каком-либо элементе или в различных
сопряженных элементах конструкции парогенератора при нали¬
чии температурных градиентов. Величина этих градиентов за¬
висит от теплопроводности материала и его толщины, плотно¬
сти теплового потока, а также конструкции парогенератора.
Особенно большие градиенты температур и термические напря¬
жения возникают при резком изменении температуры теплоно¬
сителя во время аварийного сброса нагрузки, т. е. при вне¬
запном прекращении тепловыделения в реакторе вследствие
какой-либо аварийной ситуации.
Чтобы избежать чрезмерных термических напряжений, в кон¬
струкции парогенератора должна быть предусмотрена воз¬
можность компенсации температурных расширений металла. Та¬
кую компенсацию обеспечивают за счет применения:
1)	U-образных труб в цилиндрических (см. рис. 191) и U-об¬
разных корпусах (см. рис. 190). Заметим, что трубная доска
в цилиндрическом корпусе омывается одновременно и горячим, и
охлажденным теплоносителем., а в U-образном корпусе либо
горячим, либо охлажденным. Именно поэтому температурное
поле каждой трубной доски в U-образном корпусе более равно¬
мерное., и термические напряжения — меньше. Кроме того, эти
трубные доски менее массивны', что также способствует сниже¬
нию термических напряжений;
2)	плавающей трубной доски (рис. 196);
3)	труб Фильда (рис. 197);
4)	труб в виде змеевиков различной формы (рис. 198).
Особо жесткие требования предъявляют к конструкции па¬
рогенератора, если теплоноситель и рабочее тело могут всту¬
пать в химическую реакцию. Чтобы исключить контакт между
ними, в парогенераторе применяют двойные трубы, а промежу¬
точную полость между трубами заполняют инертной — по отно¬
шению к теплоносителю и рабочему телу — жидкостью, облада¬
ющей высокой теплопроводностью.
373

На рис. 199 показана схема элемента конструкции пароге¬
нератора с двойными трубами, в которых в качестве раздели¬
тельной жидкости используется ртуть.
Разделительная жидкость не только исключает контакт
между теплоносителем и рабочим телом в случае -нарушения
плотности одной из труб, но и выполняет сигнальные функции:
по изменению ее давления судят о герметичности системы.
Двойные трубы не обязательно должны иметь разделитель¬
ную жидкость. При ее отсутствии тепловой контакт между тру¬
бами обеспечивают плотной посадкой,
а функции сигнальной жидкости вы¬
полняет газ, заполняющий продольные
канавки на внешней поверхности
внутренней трубы (рис. 200).
При резком изменении темпера¬
туры жидкометаллического теплоноси¬
теля возникают весьма высокие тер¬
мические напряжения в трубных дос¬
ках, патрубках и других деталях. По¬
этому в парогенераторах с жидкоме-
Рис. 196. Схема теплообменника с плаваю- Рис. 197. Схема теплооб¬
щей трубной доской.	менника с трубами
Фильда.
таллическим теплоносителем, наряду с указанными выше кон¬
структивными мероприятиями, иногда используют защитные га¬
зовые подушки (см. рис. 193).
При проектировании парогенератора должна быть преду¬
смотрена возможность ремонта. Элементы первого контура
(кроме реактора) после полного удаления из них теплоноси¬
теля и промывки могут быть доступными для осмотра и ре¬
монта. Отсюда вытекает важное требование — возможность пол¬
ного слива теплоносителя.
Для удобства ремонта и глушения вышедших из строя труб
желательно, чтобы доступ к их концам был со стороны нерадио¬
активного рабочего тела. Если же глушить трубы нельзя, то
следует предусмотреть возможность выемки их из корпуса па¬
рогенератора с целью замены всего пучка труб.
374

Для повышения надежности работы парогенератора всю по¬
верхность нагрева в ряде случаев делят на несколько незави¬
симых секций. Это позволяет при выходе из строя какой-либо
I
Рис. 198. Схема теплообменника с трубами в виде змеевиков:
а —плоских; б —винтовых (цилиндрических).
Рис. 199. Схема элемента кон¬
струкции	парогенератора
с двойными трубами и жидко¬
стной прослойкой между ними.
Рис. 200. Схема двойных
труб с газом в качестве
сигнальной жидкости.
трубы отключить лишь одну секцию с поврежденной трубой.
Отключение той или иной секции отразится только на паропро-
изводительности парогенератора и не нарушит его нормальную
работу в целом.
375

XIV.9. Тепловой баланс и к. п. д. парогенератора
Уравнение теплового баланса парогенератора ЯЭУ, как и лю¬
бого другого парогенератора, представляет собой равенство меж¬
ду приходом и расходом теплоты и имеет следующий вид:
Q = Qi + Q5·	(XIV. 1)
Левая приходная часть уравнения (XIV. 1) представляет
собой тепловую мощность, вносимую в парогенератор с теп¬
лоносителем первого контура. Она определяется выражением
Q = G (/' — /").	(XIV.2)
Здесь обозначены:
G — расход теплоносителя через парогенератор;
Г и I" — энтальпия теплоносителя соответственно при входе
в парогенератор и при выходе из него.
Правая расходная часть уравнения (XIV. 1) содержит по¬
лезную тепловую мощность Qi, затраченную на образование
пара из питательной воды, и мощность потерь в окружающую
среду Q5 из-за охлаждения наружных стен парогенератора.
Полезная тепловая мощность равна (продувание воды не
учитываем)
Qi = D(i — /п. „).	(XIV.3)
В уравнении (XIV. 3) обозначены:
D — паропроизводительность парогенератора;
i, ί’π.Β — энтальпия соответственно влажного или перегре¬
того пара при выходе из парогенератора и питательной воды.
Отношение полезно использованной теплоты Qi ко всей под¬
веденной теплоте Q называют коэффициентом полезного дей¬
ствия парогенератора
ηπ = <2ι/<2>
или, с учетом уравнений (XIV. 2) и (XIV. 3),
D О г’п. в)
G (/' — /")
(XIV.4)
Выражение (XIV. 4) для к. п. д. получено из уравнений пря¬
мого теплового баланса. К· и. д. парогенератора можно опре¬
делить, пользуясь уравнением обратного теплового баланса.
С этой целью разделим левую и правую части уравнения
(XIV. 1) на Q и умножим на 100. Тогда получим
100 = ηπ + ?5)	(XIV.5)
где qb = — -100—относительная потеря теплоты в окружаю-
Q	-	.
щую среду.
Из уравнения (XIV. 5) можно определить к. п. д.
ηπ= 100—<75%.
376
(XIV.6)

В связи с тем, что все потери теплоты в парогенераторе
ЯЭУ состоят из потерь в окружающую среду, к. п. д. иногда
называют коэффициентом удержания (использования) теплоты.
XIV.10. Тепловой расчет парогенератора
Задачи теплового расчета. Тепловой расчет парогенератора
ЯЭУ может быть конструктивным и поверочным. Цель перво¬
го— определить величину поверхности нагрева, достаточную для
получения пара в требуемом количестве и заданных параметров.
Цель второго — определить паропроизводительность и пара¬
метры пара при известной величине поверхности нагрева паро¬
генератора. Обычно поверочный расчет выполняют для пароге¬
нератора заданной конструкции применительно к работе его на
долевых нагрузках.
При конструктивном тепловом расчете величину поверхности
нагрева определяют методом последовательных приближений.
С этой целью, после того как выбран тип парогенератора, за¬
даются числом параллельных труб и их диаметром, производят
компоновку поверхности нагрева, определяют скорости теплоно¬
сителя и рабочего тела, количество переданной теплоты и вели¬
чину расчетной поверхности нагрева. Одновременно произво¬
дят оценку гидравлических сопротивлений с тем, чтобы их ве¬
личина не превысила допустимых значений.
Перед конструктивным расчетом обычно известны паропро¬
изводительность, параметры пара и питательной воды, расход
и параметры теплоносителя.
Тепловой расчет включает в себя составление уравнений теп¬
лового баланса и теплопередачи, определение среднего темпера¬
турного напора, коэффициентов теплопередачи и величины по¬
верхности нагрева.
Величина поверхности нагрева считается определенной, если
ее расчетное значение совпадает с принятым. При несовпадении
этих значений вносят изменения в конструкцию поверхности на¬
грева, а тепловой расчет повторяют.
Уравнения теплового баланса и теплопередачи. Рассмотрим
три типа парогенераторов и составим для них балансовые урав¬
нения и уравнения теплопередачи. Вначале рассмотрим паро¬
генератор с естественной циркуляцией, не имеющей экономай¬
зера и пароперегревателя. Схема такого парогенератора пока¬
зана на рис. 201.
Этот парогенератор имеет лишь парообразующую поверх¬
ность нагрева, для определения которой достаточно решить три
уравнения. Составим эти уравнения.
Уравнения теплового баланса:
— тепловая мощность, воспринимаемая рабочим телом,
Q = D (ix—гп. в) + Dn р (гпр гп. Б);	(XIV.7)
377

— тепловая мощность, отдаваемая теплоносителем рабочему
телу
Q = G (/'-/") ηπ.	(XIV.8)
Уравнение теплопередачи, характеризующее количество теп¬
лоты, передаваемой в единицу времени через поверхность на¬
грева от теплоносителя к рабочему телу,
Q = kAtH.	(XIV.9)
Составим аналогичные уравнения для парогенератора с при¬
нудительной циркуляцией, имеющего экономайзер и паропере-
Рис. 201. Схема парогенератора
с естественной циркуляцией
(к тепловому расчету).
Рис. 202. Схема парогенератора
с принудительной циркуляцией
(к тепловому расчету).
греватель (рис. 202). В таком парогенераторе не одна, а три по¬
верхности нагрева. Запишем уравнения для каждой из них в той
последовательности, которая изложена выше.
Уравнения для экономайзера имеют вид
Qaк — (Р + £*пр) (1эк — V в);
Q,K=ö (/«-/'о η
Qaк ^эк ^ЭКН эк.	'
(XIV. 10)
Для парообразующей поверхности нагрева уравнения запи¬
сывают так
378
Qno	D (ix	i3K) -f- Dnр (ίπρ	гэк),
Qno ” ^ (-^по	Iэк) Ήπ>
Qno ^по	по·
(XIV.11)

Уравнения для пароперегревателя имеют вид
Qnn^D (Jnn 1дг) >
Qnn = G {!' /по) Лп·.
Qnn == ^пп ^tnnHnn.
(XIV. 12)
В уравнениях (XIV. 7) — (XIV. 12) приняты следующие обо¬
значения:
ΐχ и ί'ππ — энтальпия соответственно влажного и пе¬
регретого пара;
г'п.в, г'пр и 4к — энтальпия соответственно питательной
воды, воды, продуваемой из парогенера¬
тора, и воды на выходе из экономайзера;
/', /'эк, /'по и /" — энтальпия теплоносителя соответственно
при входе в парогенератор, экономайзер,
парообразующую поверхность и при вы¬
ходе из парогенератора;
Djjp — расход продуваемой воды;
т]п — к. п. д. парогенератора.
Кроме того, буквами k, At и Я обозначены соответственно
коэффициенты теплопередачи, температурные напоры и вели¬
чины поверхностей нагрева.
На рис. 203 показана схема прямоточного парогенератора.
Уравнения для такого парогенератора подобны уравнениям
(XIV. 10) — (XIV. 12) с той лишь разницей, что в них Dnp=0,
энтальпия ix равна энтальпии сухого пара i", а энтальпия 4к —
энтальпии кипящей воды i'.
Энтальпию продуваемой из парогенератора воды находят на
основании баланса тепловой энергии, составленного для водя¬
ной части пароводяного коллектора
■"Пр '
.	(D Дпр) «·„.„ + />(* — О t'
D
пр ■
■ Dk
(XIV. 13)
Здесь k — кратность циркуляции рабочего тела в парогене¬
раторе. Обычно & = 3-ь5.
Количество продуваемой воды Daр принимают около 0,015 D.
Массовое паросодержание на выходе из пароводяного кол¬
лектора составляет х=0,995 и более. К- п. д. парогенератора
принимают равным 0,98—0,99.
Энтальпию воды при выходе из экономайзера 4к выбирают
таким образом, чтобы недогрев воды до кипения составлял 90—
130 кДж/кг. Иными словами, i'—4к = 90^130 кДж/кг.
Балансовые уравнения и уравнения теплопередачи решают
в такой последовательности:
— из первого балансового уравнения определяют величину Q;
379

—	из второго балансового уравнения находят значения эн¬
тальпии теплоносителя (например Гэк или Гло) и далее с по¬
мощью таблиц — температуры (#'эК или ΐΚπο), которые необхо¬
димы для подсчета температурного напора и коэффициента теп¬
лоотдачи (ХЬ
—	из уравнения теплопередачи определяют величину поверх¬
ности нагрева Н, предварительно подсчитав At и k.
Температурный напор. Характерной особенностью парогене¬
раторов ЯЭУ в сравнении с парогенераторами мазутного отоп¬
ления является малая величина температурного напора между
теплоносителем и рабо-
G·, I'i тT’
В
связи
Рис. 203. Схема прямоточного парогене¬
ратора (к тепловому расчету).
Формула для расчета коэффициента
стенки относительно тонких труб (d/dBн^2) имеет вид
чим телом,
с этим для парогенера¬
тора ЯЭУ всегда пред¬
почтительна противоточ-
ная схема движения
греющей и нагреваемой
сред, так как при проти¬
вотоке имеет место мак¬
симальное значение тем¬
пературного напора. Что
касается метода расчета
величийы At, то он ни¬
чем не отличается от ме¬
тода, изложенного ранее
применительно к пароге¬
нераторам мазутного ото¬
пления.
Коэффициенты тепло¬
передачи и теплоотдачи.
теплопередачи через
k=-	I	(XIV. 14)
-^- + —+ -^-
В этой формуле:	α* λ iK2
αι и СС2 — коэффициенты теплоотдачи соответственно от теп¬
лоносителя к стенке трубы и от с4енки трубы к ра¬
бочему телу;
δ — толщина стенки трубы;
λ — коэффициент теплопроводности металла трубы.
При расчете коэффициента теплопередачи в парогенераторах
ЯЭУ, в отличие от парогенераторов мазутного отопления, всегда
учитываются все термические сопротивления, включая термиче¬
ское сопротивление металла труб õ/λ. Объясняется это тем, что
составляющие термического сопротивления в парогенераторах
ЯЭУ одного порядка, и поэтому все они существенно влияют на
величину коэффициента теплопередачи.
380

Для поверхности нагрева, выполненной в виде двойных труб
с жидкостной прослойкой между ними (см. рис. 199), расчетная
формула для коэффициента теплопередачи имеет вид
(XIV.15)
Здесь бж и Яж—соответственно толщина слоя и теплопровод¬
ность жидкости, заполняющей пространство между трубами.
Что касается метода определения коэффициентов си и аг, то
он ничем не отличается от метода, изложенного применительно
к парогенераторам мазутного отопления (см. гл. VI). Исключе¬
ние составляет лишь определение величины ai при использова¬
нии жидкометаллического теплоносителя.
Например, при вынужденном турбулентном движении ще¬
лочных и тяжелых металлов, а также их сплавов в окисленных
стальных трубах и каналах расчетная формула для коэффици¬
ента со имеет вид
ctx = — (3,3 + 0,014 Ре0,8) Q Вт/м2.	(XIV.16)
d3
При поперечном омывании металлами шахматных и кори¬
дорных пучков труб можно пользоваться следующей формулой
— Ре0'5 Вт/м2.	(XIV. 17)
d
В этих формулах обозначены:
λ — коэффициент теплопроводности жидкого металла;
d3— эквивалентный диаметр канала;
Ре — критерий Пекле, представляет собой произведение чи¬
сел Re и Рг;
Ci — поправка на относительную длину трубы или канала.
Величина поправки Ci отличается от единицы лишь в относи¬
тельно коротких трубах при l/d3^.30. В этом случае поправка
равна
Сг=1,72(4//)0Л6,	(XIV. 18)
где / длин^ трубы или канала.
XIV.11. Работа парогенераторов
на долевых нагрузках
Анализ способов изменения нагрузки. Судовые ЯЭУ часто и дли¬
тельно работают на долевых нагрузках. Долевой нагрузкой па¬
рогенератора будем называть такой режим его работы, при ко¬
тором паропроизводительность отличается от полной или номи¬
нальной паропроизводительности.
381

Известно, что изменение паропроизводительности связано
с изменением количества теплоты, передаваемой парообразую¬
щей поверхности нагрева парогенератора.В парогенераторах ма¬
зутного отопления изменение количества передаваемой теплоты
и, следовательно, паропроизводительности легко осуществля¬
ется путем изменения расхода топлива. В парогенераторах ЯЭУ
такой способ изменения нагрузки невозможен.
Согласно уравнению теплопередачи, количество теплоты, пе¬
редаваемой в единицу времени какой-либо поверхности нагрева
парогенератора, например парообразующей, равно
Q = kAtH.	(XIV. 19)
Из уравнения (XIV. 19) видно, что имеются три способа из¬
менить величину Q, а следовательно, и нагрузку парогенератора:
изменением коэффициента теплопередачи k, температурного на¬
пора At и величины поверхности нагрева Н. Посмотрим, можно
ли в парогенераторах ЯЭУ использовать эти способы.
Воздействие на нагрузку изменением коэффициента теплопе¬
редачи. Согласно формуле (XIV.14) на величину k можно воз¬
действовать через коэффициенты теплоотдачи щ и аг. Примени¬
тельно к парообразующей поверхности нагрева аг является ко¬
эффициентом теплоотдачи при кипении, и его величина практи¬
чески не зависит от расхода рабочего тела. Иными словами, при
изменении расхода рабочего тела, связанного с изменением на¬
грузки парогенератора, величина аг остается постоянной. Поэ¬
тому единственный параметр, через который можно воздейство¬
вать на величину k, есть коэффициент аь
На величину aj, а следовательно, и коэффициент k можно
воздействовать, изменяя расход теплоносителя G: чем ниже рас¬
ход, тем меньше скорость теплоносителя и тем меньше ai и k, и
наоборот. Именно так поступают в парогенераторах мазутного
отопления, в которых изменяют расход греющей среды —про¬
дуктов сгорания — за счет изменения количества сжигаемого
мазута.
Что касается ЯЭУ, то в них способ изменения нагрузки по¬
средством изменения расхода теплоносителя может быть ис¬
пользован лишь в диапазоне относительно больших нагрузок.
На малых нагрузках этот.способ, как правило, неприемлем, так
как его использование связано с уменьшением расхода теплоно¬
сителя не только через парогенератор, но и реактор. По¬
этому при малых расходах теплоносителя охлаждение оболочек
ТВЭЛов может оказаться недостаточным и их температура мо¬
жет превысить допустимое значение.
Воздействие на нагрузку изменением температурного на¬
пора. Величину At можно выразить следующей приближенной
зависимостью
Δ t = öcp — ts,	(XIV.20)
382

где ■θ’ορ — средняя температура теплоносителя, равная полусум¬
ме температур при входе в парообразующую поверх¬
ность нагрева и на выходе из нее;
ts — температура насыщения рабочего тела.
Как видно из уравнения (XIV. 20), изменение температур¬
ного напора связано с изменением 0сР или ts. Например, для
уменьшения тепловосприятия необходимо уменьшить величину
М. Это можно сделать посредством уменьшения средней темпе¬
ратуры теплоносителя или повышения температуры насыще¬
ния рабочего тела.
Что касается первого варианта, то он нежелателен: при ра¬
боте судовой ЯЭУ на долевых нагрузках среднюю температуру
теплоносителя всегда стремятся поддерживать постоянной. Дело
в том, что при O'cp = const средняя плотность теплоносителя в ре¬
акторе также будет постоянной. Это обстоятельство важно
с точки зрения неизменности замедляющих свойств теплоносителя
в случае, если он одновременно выполняет функции замедли¬
теля (вода, органические теплоносители). Кроме того, при O'cp=
= const размеры компенсаторов объема получаются минималь¬
ными.
Второй вариант — уменьшение температурного напора за
счет повышения температуры насыщения — эквивалентен уве¬
личению давления рабочего пара на малых нагрузках, что яв¬
ляется противоестественным с точки зрения экономичности ра¬
боты паровых турбин. Действительно, на малых нагрузках вы¬
годнее иметь пониженнное давление пара по сравнению с дав¬
лением на полной нагрузке.
Таким образом, хотя и имеются возможности менять на¬
грузку парогенератора за счет изменения температурного на¬
пора, однако этот способ обладает рядом существенных недо¬
статков.
Воздействие на нагрузку изменением величины парообра¬
зующей поверхности нагрева. Возможность изменить вели¬
чину Н зависит от типа парогенератора. В парогенераторах
с естественной и принудительной циркуляцией величина паро¬
образующей поверхности нагрева остается неизменной при лю¬
бых нагрузках парогенератора (# = const).
В прямоточных парогенераторах при изменении нагрузки
автоматически меняется и величина парообразующей поверх¬
ности нагрева. Например, с уменьшением расхода питательной
воды происходит перемещение экономайзерной, преобразующей
и пароперегревательной зон, при этом парообразующая зона (или
поверхность нагрева, что одно и то же) сокращается, а паропе-
регревательная увеличивается.
Из сказанного следует, что возможностью менять паропроиз-
водительность, т. е. нагрузку парогенератора за счет изменения
величины парообразующей поверхности нагрева, обладает
только один тип парогенератора — прямоточный.
383

Итак, имеются несколько способов, позволяющих изменять
нагрузку парогенератора, и выбор того или иного способа зави¬
сит от принятой программы изменения параметров и расхода
теплоносителя. Если принять программу G = const и Ocp = const,
то изменить нагрузку парогенератора с естественной циркуля¬
цией (Я = const) можно только за счет изменения давления ра¬
бочего пара. При этом возникает вопрос, каков закон изменения
давления пара в зависимости от нагрузки парогенератора?
Очевидно, каждому условию программирования будет соот¬
ветствовать свой закон изменения параметров рабочего тела.
Наша задача — установить и исследовать качественные и коли¬
чественные связи между параметрами теплоносителя и рабочего
тела на различных нагрузках парогенератора.
Для удобства исследования за нагрузку парогенератора бу¬
дем принимать не паропроизводительность, а тепловосприятие
(тепловую мощность) парообразующей поверхности нагрева,
которое обозначим буквой Q. Кроме того, будем считать, что
парогенератор состоит только из парообразующей поверхности
нагрева, так как именно ее работа влияет на количество выра¬
батываемого пара.
Вывод уравнений. Вначале для различных нагрузок- пароге¬
нератора выведем уравнения связи между параметрами и рас¬
ходом теплоносителя, с одной стороны, и параметрами рабочего
тела — с другой.
Согласно уравнению (XIV.8) количество теплоты, отдавае¬
мой теплоносителем в единицу времени, равно
Q = G (/'—/") ηπ или Q = Gcp (θ'—й-") ηπ, (XIV.21)
где <Х и ф"— температура теплоносителя соответственно при
входе в парогенератор и при выходе из него;
ср — средняя изобарная теплоемкость теплоносителя.
Введем следующее обозначение:
Δθ = 0,5(θ' — 0").	(XIV.22)
или
ΔΦ =	— 'в’ср; I
Δ·θ = Фср — tK'. J
(XIV.23)
Напомним, что öcp — средняя температура теплоносителя.
Подставив в формулу (XIV.21) значения ft' и ϋ·" из уравне¬
ния (XIV. 23) и решив ее относительно ΔΦ, получим
Δ0-
Q
2GCpTb
(XIV.24)
Уравнение теплопередачи (XIV.19) в дифференциальной
форме для элементарного участка поверхности нагрева dH
имеет вид
dQ = k (it—ts) dH.	(XIV.25)
384

Здесь Ό· — температура теплоносителя, омывающего участок по¬
верхности нагрева dH.
Уравнение (XIV.21) в дифференциальной форме выглядит
так
dQ = —Gcpr\adi}.	(XIV.26)
Приравняем правые части (XIV.25) и (XIV.26) и после раз¬
деления переменных получим
	=—-—dH.	(XIV.27)
Ъ — ts GcpTin
С достаточной для рассматриваемой задачи точностью
можно считать, что величины G, k, ηπ и ср постоянны на любом
участке поверхности нагрева. При этом условии проинтегрируем
уравнение (XIV.27) в следующих пределах: при Η—0, 'θ = ·θ/ и
при Я, равной полной парообразующей поверхности нагрева,
O='Ö’". После интегрирования получим
In V~ts	(XIV.28)
θ" — ts Gcpr\n
Введем обозначение
(XIV.29)
GCpT)n
Уравнение (XIV.28) с учетом (XIV.29) после потенцирова¬
ния приобретает следующий вид:
Ь'~и- = еА.	(XIV.30)
θ" — ts
Согласно уравнениям (XIV.23) имеем: 'ö/='öCp+A'ö' и Ь" =
= '&ср—Aft. Подставим эти значения ϋ·' и ■О" в уравнение (XIV.30)
I	и решим его относительно ts
t = Л 	Ад——
Ls иер	а
(XIV.31)
Преобразуем дробь, входящую в уравнение
еА + 1	>/2(И'2+е--Л/2) = dh
еА-1 еА'2(еА12-е~А12)	2
(XIV.31),
(XIV.32)
Подставив значение дроби из уравнения (XIV.32) в формулу
(XIV.31), окончательно получаем
*. = <>«> —A#cth — .	(XIV.33)
Уравнение (XIV.33) устанавливает связи между температу¬
рой насыщения рабочего тела ts, средней температурой теплоно¬
сителя ФСр и нагрузкой парогенератора, причем нагрузку харак¬
теризует величина Δθ [см. уравнение (XIV.24)].
13 Заказ № 2222
385

Выведем еще одно, более простое уравнение. Для этого
в уравнении теплопередачи заменим среднюю логарифмическую
разность температур средней арифметической разностью
Q = k(bcv-ts)H,	(XIV.34)
откуда
ί, = θφ-'Ζ·	(XIV.35)
Отношение Q/Η равно плотности теплового потока q. По¬
этому уравнение (XIV.35) можно записать в таком виде
ts=®cp—qlk.	(XIV.36)
Заметим, что уравнения (XIV.35) и (XIV.36) в сравнении
с формулой (XIV.33) менее точны.
В формулы (XIV.33), (XIV.35) и (XIV.36) входит коэффи¬
циент теплопередачи k, величина которого в общем случае яв¬
ляется функцией нагрузки парогенератора. Действительно, ве¬
личина k зависит от скорости теплоносителя, а также парамет¬
ров теплоносителя и рабочего тела. А скорость и параметры
зависят, в свою очередь, от нагрузки парогенератора.
Установим связь между величиной k, с одной стороны, рас¬
ходом и параметрами теплоносителя и рабочего тела — с дру¬
гой. Коэффициент теплопередачи равен [см. уравнение (XIV. 14)]
k =	J	.	(XIV.37)
«1 λ «2
Предположим, что теплоноситель движется внутри труб,
а рабочее тело — в межтрубном пространстве. В этом случае,
согласно законам конвективного теплообмена, величина
a 1 = c1G0·8.	(XIV.38)
Здесь Ci — коэффициент, зависящий от физических свойств теп¬
лоносителя. При фСр= const коэффициент С\ является величиной
постоянной. Если же с изменением нагрузки средняя темпера¬
тура теплоносителя также изменяется, то коэффициент с\ будет
зависеть от нагрузки. Заметим, однако, что изменение йср до¬
пускают лишь в небольших пределах, и поэтому без существен¬
ной погрешности можно считать величину с\ постоянной.
Величина а2 есть коэффициент теплоотдачи к кипящей воде,
она зависит от плотности теплового потока
a2 = c2q0'7.	(XIV.39)
В этой формуле с2 — коэффициент, зависящий от рода кипя¬
щей жидкости, материала труб и состояния их поверхности.
Строго говоря, коэффициент с2 зависит от давления рабочего
пара, которое, в свою очередь, может быть функцией нагрузки
386

парогенератора. Однако влияние давления на с2 очень слабое,
и им можно пренебречь. Поэтому коэффициент с2 будем счи¬
тать постоянным, не зависящим от нагрузки парогенератора.
Подставив значения ai и а2 из уравнений (XIV.38) и (XIV.39)
в уравнение (XIV.37), получим
k = --	1	—.	(XIV.40)
Теперь перейдем к анализу полученных уравнений для раз¬
личных условий программирования.
Рис. 204. Изменение давления
пара, обеспечивающее работу
парогенератора с естественной
циркуляцией на долевых нагруз¬
ках при ■б'ср = const.
1 -— посеянный расход теплоносите¬
ля (G = const); 2 — переменный рас¬
ход теплоносителя (G=varia).
Рис. 205. Графики изменения
температур теплоносителя и рабо¬
чего тела в зависимости от на¬
грузки парогенератора при §ср =
=const, #=const, G=const.
Работа парогенератора на долевых нагрузках при frcp = const
Н = const и G — const. Напомним, что при условии программи¬
рования # = const речь идет о парогенераторах с естественной
и принудительной циркуляцией.
При ФСр = const и G = const единственным способом, с по¬
мощью которого можно влиять на нагрузку парогенератора,
является изменение температуры насыщения рабочего тела ts.
Посмотрим, как нужно изменять величину 4, чтобы при любой
нагрузке обеспечить заданные условия программирования. Для
этого воспользуемся уравнением (XIV.35), подставив в его пра¬
вую часть значение коэффициента теплопередачи из формулы
(XIV.40). После преобразования получим следующее выра¬
жение:
f ==ζ •Λ’
Ls ucp
_Q__δ
Η λ
Q0’3 \
H°\ ) '
(XIV.41)
13*
387

Из уравнения (XIV.41) видно, что температура ts и нагрузка
парогенератора Q связаны между собой однозначно (все дру¬
гие величины, входящие в уравнение, постоянны) и что для
уменьшения нагрузки парогенератора величину 4 нужно уве¬
личить (чем больше величина 4, тем меньше нагрузка Q, и на¬
оборот). Согласно уравнению (XIV.41), при 4—Q—>-0.
Температура насыщения однозначно связана с давлением.
Для количественной оценки изменения давления пара с по¬
мощью формулы (XIV.41) был сделан расчет парогенератора
с естественной циркуляцией. На рис. 204 приведены резуль¬
таты расчета (кривая /), из которых видно, что для перехода
от полной к 10%-ной нагрузке давление рабочего пара необ¬
ходимо увеличить с 1,6 до 4,35 МПа, т. е. в 2,7 раза.
При переходе от одной нагрузки парогенератора к другой
меняется не только температура насыщения (давление) рабо¬
чего тела, но и температуры теплоносителя θ' и ϋ". Характер
изменения этих температур можно выяснить при рассмотрении
уравнений (XIV.23) и (XIV.24).
Из уравнения (XIV.24) видно, что разность температур ΔΦ
линейно зависит от нагрузки Q. При этом величина ΔΦ на пол¬
ной нагрузке имеет максимальное значение, а при Q—Д),
Δ0·—Я). Согласно уравнениям (XIV.23), при АД—М)	—*-ФСр
и ■ö/,-vfl'cp. Следовательно, графики изменения температур
ϋ·' и ϋ·" в зависимости от нагрузки парогенератора имеют вид
двух лучей, пересекающихся при нулевой нагрузке. Осью сим¬
метрии лучей служит прямая с ординатой OCp = const.
Графики изменения температур теплоносителя и рабочего
тела показаны на рис. 205. На этом рисунке по оси абсцисс
отложена относительная нагрузка 0/0полн, где Q и <2Полн—
тепловосприятие парообразующей поверхности нагрева .соот¬
ветственно на долевой и полной нагрузке парогенератора.
Преимуществом рассмотренных условий программирования
считают хорошее охлаждение ТВЭЛов реактора на любой на¬
грузке, что обеспечивается постоянным расходом теплоноси¬
теля через активную зону. К недостаткам программирования
относят:
—	уменьшение нагрузки происходит за счет повышения
давления рабочего пара, что является противоестественным
с точки зрения экономичности установки. Все оборудование
второго контура должно рассчитываться на прочность приме¬
нительно к максимальному давлению пара на минимально воз¬
можной нагрузке. При этом возрастают металлоемкость и масса
оборудования и трубопроводов;
—	усложняется система автоматического регулирования,
так как с ее помощью давление пара должно поддерживаться
по строго определенному закону в соответствии с задаваемой
нагрузкой;
—	с уменьшением нагрузки резко возрастает относительная
388

доля мощности, затрачиваемая на перекачку теплоносителя.
Работа парогенератора на долевых нагрузках при 9-ср = const
Н= const и G = varia. Отмеченные недостатки рассмотренного
выше программирования можно частично устранить, если при
изменении нагрузки изменять расход теплоносителя. Действи¬
тельно, из рассмотрения формулы (XIV.41) видно, что при
одновременном уменьшении величин Q и G можно получить лю¬
бой закон изменения температуры насыщения ts: все зависит
от teMnoB изменения Q и G. Величины Q и G можно изменять
таким образом, чтобы с уменьшением нагрузки парогенератора
температура насыщения падала, оставалась постоянной или воз¬
растала. Первые два случая не имеют практического примене¬
ния, так как они связаны со значительным уменьшением расхода
теплоносителя на малых нагрузках, что недопустимо из усло¬
вий охлаждения ТВЭЛов.
Рассмотрим третий случай, в котором расход теплоноси¬
теля изменяется таким образом, чтобы температура насыще¬
ния ts на малых нагрузках возрастала незначительно. Этому
случаю соответствует добавочное условие программирования
const.
Выясним закон изменения величины ts, при котором воз¬
можна работа парогенератора на долевых нагрузках при обес¬
печении всех условий программирования. Для этого восполь¬
зуемся уравнением (XIV.33), в котором под знаком гипербо¬
лического котангенса стоит величина А/2, равная
А!2=———.	(XIV.42)
2Gcppn
Подставим в уравнение (XIV.42) значение k из формулы
(XIV.40)
А/2 =	— 		г—.	(XIV.43)
оr.„ V, ( 1 i
б
μ 1 Ί
p^Ug0'8 '
λ
с2<7°'7 j
Из уравнения (XIV.24) имеем
G =	5—=	—.	(XIV.44)
2ср Δθηπ 2ср Δθηπ
Подставим в уравнение (XIV.43) значение G из формулы
(XIV.44)
рЛ/2 = —	—	—,	(XIV.45)
с3?0,2 + q -7- + -
,0,3
где
С3 =
L / 2сР Αθηπ у>.8_
Я
: const.
(XIV.46)
Из уравнения (XIV.45) видно, что при уменьшении тепловой
нагрузки парогенератора q аргумент А/2 гиперболической функ-
389

ции увеличивается, а сама функция сШ(Л/2) —уменьшается
(рис. 206). Причем, если q—»-0, то (Л/2)—>-оо, в то время как
cth(/4/2)—Л.
Рассмотрим уравнение (XIV. 33). Из сказанного об изме¬
нении гиперболической функции очевидно, что уменьшение
нагрузки парогенератора сопровождается возрастанием темпе¬
ратуры насыщения ts. Иными словами, для уменьшения на¬
грузки необходимо увеличивать температуру насыщения (или
давление, что одно и то же) рабочего тела. В предельном
случае, для обеспечения 0, ts-+ (#сР—-ΔΦ) = ΰ//.
На рис. 204 (кривая 2) показаны результаты расчетов дав¬
ления пара, сделанных по формуле (XIV.33). Кривые 1 и 2 на
этом рисунке относятся к одно¬
му и тому же парогенератору,
но получены они для разных ус¬
ловий программирования. Срав¬
нивая эти кривые, можно видеть
преимущество программирования
G — varia. В самом деле, при
G = varia переход к 10%-ной на¬
грузке обеспечивается увеличе¬
нием давления пара до 2,8 МПа,
т. е. в 1,75 раза, в то время как
при G = const переход к той же
нагрузке потребовал увеличения
давления в 2,7 раза.
Рассмотрим	уравнение
(XIV.24), из которого следует,
что для обеспечения ΔΦ = const необходимо изменять расход
теплоносителя G пропорционально тепловой нагрузке Q.
В этом — еще „одно преимущество рассматриваемых условий
программирования, так как е уменьшением нагрузки мощность,
потребляемая циркуляционным насосом, также уменьшается.
К недостатку программирования G — varia относят ухудше¬
ние охлаждения ТВЭЛов на малых нагрузках в связи с умень¬
шением расхода теплоносителя. Поэтому программирование
G = varia применяют в диапазоне таких нагрузок, при которых
еще обеспечивается надежное охлаждение ТВЭЛов.
Для рассмотренных условий программирования характерно
постоянство температур теплоносителя. Действительно, для
обеспечения Ail = const при Фор = const температуры ■&' и й"
должны поддерживаться постоянными при любой нагрузке
[см. уравнения (XIV.23)].
Графики зависимости температуры насыщения рабочего
тела и температур теплоносителя от нагрузки парогенератора
показаны на рис. 207.
Работа парогенератора на долевых нагрузках при D-cp = varia
и //=const. Ранее рассмотренные условия программирования
cth а]г
Рис. 206. График изменения ги¬
перболической функции cth А/2.
390

обладают общим недостатком: их использование связано с по¬
вышением давления пара на малых нагрузках. Этот недостаток
можно полностью устранить изменением средней температуры
теплоносителя. Если по мере уменьшения нагрузки понижать
величину Фор, то согласно
уравнению (XIV.41) темпера¬
тура насыщения рабочего тела
может оставаться постоянной
для любой нагрузки парогене¬
ратора. На рис. 208 показаны
графики изменения темпера¬
тур при G — const (а) и G =
= varia (б).
Постоянство температуры
насыщения и, следовательно,
давления рабочего пара на
всех режимах работы относят
к преимуществу программиро¬
вания ■0'Cp = varia. С другой
стороны, сам факт изменения
средней температуры теплоно¬
сителя является недостатком.
Работа парогенератора на
долевых нагрузках при frCp =
= const, Η — varia и G = const.
Напомним, что программирование tf = varia может быть осу¬
ществлено лишь в прямоточных парогенераторах.
Поскольку рассматриваются условия программирования
Όόρ= const и G = const, то графики изменения температур теп-
Рис. 207. Графики изменения темпе¬
ратур теплоносителя и рабочего те¬
ла в зависимости от нагрузки паро¬
генератора при öCp=const,· //=const,
G = varia.
Рис. 208. Графики изменения температур теплоносителя и рабочего
тела в зависимости от нагрузки парогенератора при '0,Cp = varia: a) G —
= const; б) G—varia.
391

лоносителя ничем не будут отличаться от графиков, изображен¬
ных на рис. 205.
Рассмотрим связь между температурой ts и нагрузкой. Для
этого воспользуемся уравнением (XIV.41), которое запишем
в таком виде
'ср
1	Q .Д	Q ■	1
CiGo.8 я1 λ Н ' сг
(XIV.47)
Из этого уравнения видно, что для обеспечения темпера¬
туры U постоянной при любой нагрузке необходимо, чтобы
Gw
Qno
&nn
J	i	i	i	i	i	i	I	i	i
Ί> j,
~^	—
- Нэк .
Hno
_ Hnn
X) &'эк	впо	Апп
r-fi—v			у	*		—		ч
u' i j_ ^	* н ( м
Hpo
Hpp
Рис. 209. Схема трубы поверхности нагрева прямоточного
парогенератора: а — на полной нагрузке; б — на долевой
нагрузке.
величина в квадратных скобках также оставалась неизменной.
А это возможно только в том случае, если поверхность нагрева
Н изменяется пропорционально тепловой нагрузке Q. Иными
словами, для обеспечения /s=const в парообразующей поверх¬
ности нагрева должно быть выполнено следующее условие:
Q/Я = const.	(XIV.48)
В прямоточном парогенераторе это условие выполняется,
что можно показать на следующем примере.
Рассмотрим одну из труб поверхности нагрева прямоточ¬
ного парогенератора, изображенную на рис. 209. На полной
нагрузке в трубу поступает D кг/с воды. На участке трубы
с поверхностью Яэк происходит подогрев воды до температуры
кипения, на участке Нпо вода превращается в сухой насыщен¬
ный пар и на участке Нпп происходит перегрев пара. Длины
участков при фиксированном значении D полностью определя¬
ются количеством теплоты, передаваемой теплоносителем соот¬
ветствующему участку поверхности нагрева, т. е. величинами
Qdк, Q ПО и Q
ПП·
392

Теперь рассмотрим происходящие в трубе процессы на ма¬
лой нагрузке парогенератора при уменьшенном расходе рабо¬
чего тела через трубу. Предположим, что расход воды через
трубу стал равным D' кг/с, причем D'<D. Подогрев уменьшен¬
ного количества воды до температуры кипения произойдет на
более коротком участке, так как для этого потребуется меньшее
количество теплоты. Следовательно, точка закипания сместится
в сторону начала трубы.
То же самое можно сказать п о парообразующем участке:
меньшее количество воды превратится в пар на более коротком
участке трубы (Я/П0<ЯП0).
При G = const и тЭ'Ср = const
величины коэффициента тепло¬
передачи k и температурного
напора М на парообразующем
участке не изменятся от того,
что расход пароводяной смеси
через трубу стал меньше, и
поэтому произведение этих ве¬
личин также не изменится.
Согласно уравнению теплопе¬
редачи, имеем
k Ы =	— const,
tfno Нпо
(XIV.49)
Таким образом, условие,
записанное в виде формулы
(XIV.48), выполняется.
Из сказанного можно сделать следующий вывод. В прямо¬
точном парогенераторе не нужно увеличивать давление пара
для уменьшения количества передаваемой парообразующим
трубам теплоты. Изменение тепловосприятия происходит авто¬
матически пропорционально измененному расходу питательной
воды. Давление же пара остается постоянным на любой на¬
грузке. В этом преимущество прямоточного парогенератора по
сравнению с парогенераторами других типов.
Зависимость температур теплоносителя и рабочего тела от
нагрузки прямоточного парогенератора показана на рис. 210.
Пароперегревательная поверхность нагрева с уменьшением
нагрузки прямоточного парогенератора увеличивается
(Я/пп>Япп, см. рис. 209). Однако это не означает, что увели¬
чивается и температура перегретого пара /Пп· При уменьшении
нагрузки величина /Пп также падает из-за снижения темпера¬
туры теплоносителя O'.
Рис. 210. Графики изменения тем¬
ператур теплоносителя и рабочего
тела в зависимости от нагрузки
парогенератора при	,flcp=const,
#=varia, G = const.
393

Глава XV. ВОДОПОДГОТОВКА.
НАКИПЕОБРАЗОВАНИЕ
XV.1. Задачи водоподготовки
Обработку воды с целью использования ее в энергетической
установке называют водоподготовкой.
Судовые парогенераторы питаются водой, в которой прак¬
тически всегда содержится некоторое количество примесей,
главным образом в виде солей и соединений тяжелых металлов.
Эти примеси могут выпадать на внутренних поверхностях на¬
грева парогенераторов в виде накипи. Появление накипи при¬
водит к снижению к. п. д. парогенераторов, перегреву металла
и потере его прочности. Поэтому одной из задач водоподго¬
товки является создание таких условий, при которых поверх¬
ность нагрева парогенераторов остается чистой в течение
заданного срока эксплуатации.
Конструкционные материалы судовой энергетической уста¬
новки на разных участках пароводяного тракта омываются во¬
дой различного состава.· При этом в некоторых элементах уста¬
новки, в частности в парогенераторах, могут возникать такие
условия, при которых вода или пар становятся агрессивными
и вызывают коррозию металла. Развитие коррозионных про¬
цессов может привести к преждевременному выходу установки
из строя. Поэтому вторая задача водоподготовки заключается
в создании условий, при которых коррозия идет со скоростью,
не представляющей опасности для длительной нормальной
работы установки.
Некоторые примеси в процессе генерации пара могут пере¬
ходить из воды в пар и уноситься в турбину. В результате
в проточной части турбины появляются отложения. Это сни¬
жает к. п. д. турбины и нарушает ее нормальную работу.
Поэтому третья ‘задача водоподготовки состоит в предотвра¬
щении уноса примесей паром или ограничении его некоторым
допустимым минимумом.
В настоящее время водоподготовка достигла высокой сте¬
пени совершенства. Так, для питания прямоточных парогене¬
раторов мазутного отопления применяется вода, содержащая
около 0,15 мг/кг солей, что соответствует удельному электри¬
ческому сопротивлению ЫО8 Ом-м. В ядерных энергетических
установках в некоторых случаях применяют еще более чистую
воду, имеющую удельное сопротивление (3—10) · 108 Ομ·μ.
Для сравнения укажем, что в соответствии с требованиями
фармокопеи чистая дистиллированная вода должна иметь
удельное сопротивление (0,1—0,5) · 108 Ом-м или не более
5 мг/кг солей.
394

Для обеспечения судовой энергетической установки чистой
водой необходимо иметь специальную систему водоподготовки.
Различают предварительную (допарогенераторную) и паро-
генераторную обработку воды. Предварительная обработка
заключается в очистке воды от примесей и снижении ее агрес¬
сивности еще до поступления в парогенератор. Парогенератор¬
ная обработка воды производится непосредственно в пароге¬
нераторе в процессе его работы.
Правильно организованная и систематически осуществляемая
водоподготовка способствует снижению расхода топлива и обес¬
печивает длительную безаварийную работу парогенератора
и установки в целом без чистки и ремонта.
XV.2. Основные показатели качества воды
Рассмотрим основные показатели качества воды, используемой
для технических целей.
Прозрачность или мутность. Этот показатель характеризует
содержание в воде коллоидных и грубодисперсных (взвешен¬
ных) примесей. Размер частиц веществ, находящихся в колло¬
идном состоянии, составляет 10_6—10~9 м (масла, жиры, крем¬
ниевая кислота, гидроокиси), а грубодисперсных — более 10~бм
(песок, глина). Частицы коллоидных веществ невидимы и в от¬
личие от грубодисперсных примесей не улавливаются механи¬
ческим фильтром.
Прозрачность (мутность) выражается в граммах на метр
кубический и определяется либо взвешиванием просушенного
остатка на бумажном фильтре, либо путем сравнения прозрач¬
ности слоя воды определенной толщины с эталоном.
Жесткость. Жесткостью называют суммарное количество
содержащихся в воде катионов кальция Са+2 и магния Mg+2,
выраженное в миллиграмм-эквивалентах или микрограмм-экви¬
валентах на килограмм раствора (мг-экв/кг или мкг-экв/кг).
Миллиграмм-эквивалентом называют число миллиграммов
вещества, численно равное его эквивалентной массе. Чтобы
выразить концентрацию в мг-экв/кг, необходимо количество
вещества, растворенное в 1 кг и выраженное в миллиграммах,
разделить на его эквивалентную массу. Под эквивалентной мас¬
сой вещества понимают такое его количество, которое может
соединяться с восемью массовыми частями кислорода или од¬
ной массовой частью водорода. Эквивалентная масса для кис¬
лот, солей и оснований равна частному от деления молекуляр¬
ной массы вещества на число валентных связей между катио¬
нами и анионами.
Различают жесткость общую Жо, кальциевую Жса, магние¬
вую Жм& а также карбонатную Жк и некарбонатную Жнк-
Кальциевая и магниевая жесткости определяются концент¬
рацией в воде ионов кальция и магния соответственно.
395

Карбонатная жесткость определяется той частью ионов
кальция и магния, которые связаны с ионами НСО-з. Эту жест¬
кость называют также временной, поскольку соли карбонатной
жесткости при кипячении выпадают из раствора в осадок.
Некарбонатная жесткость определяется той частью ионов
кальция и магния, которые связаны с ионами SO-24, С К, NO-3.
Эту жесткость называют постоянной, так как соли некарбонат¬
ной жесткости при кипячении в осадок не выпадают.
Все виды жесткости связаны между собой зависимостью
Ж0 = Жса+Жме = Ж„+Жнк·
Соли, обусловливающие жесткость воды, являются основными
накипеобразователями в парогенераторах.
Щелочность. Щелочностью называют общее содержание
в воде веществ, которые при диссоциации или гидролизе обус¬
ловливают повышенную концентрацию ионов ОН-. Обычно
щелочность связана с присутствием в воде ионов НСОз-, Si02-2,
СО3-2, Р04-3, НР04-2 и некоторых слабых органических кислот
(гуматов).
В зависимости от того, какие ионы присутствуют в воде ОН-,
СО3-2, НСОз- или Р04-3, щелочность называют соответственно
гидратной Щг, карбонатной Щк, бикарбонатной Щбк и фосфат¬
ной Щф. Арифметическую сумму этих видов щелочности назы¬
вают общей щелочностью Щ0.
Щелочность выражают в мг-экв/кг. Соли, обусловливающие
щелочность воды, участвуют в процессе образования накипи
и существенно влияют на коррозионные процессы в парогене¬
раторе.
Водородный показатель pH. С помощью этого показателя
выражают реакцию раствора. Величина pH представляет собой
отрицательный десятичный логарифм концентрации водород¬
ных ионов в воде
рН = —lgcH+.
При температуре 25° нейтральная вода имеет pH = 7. Если
рН>7, то вода является щелочной. При рН<7 раствор счита¬
ется кислым.
Величина pH — наиболее достоверный показатель коррози¬
онной активности воды.
Соленость. Соленостью называют содержание в воде хло¬
ристых солей. Соленость численно равна концентрации ионов
С1- в г/м3 или мг/кг.
Содержание газов. В воде могут быть растворены газы,
входящие в состав воздуха. Это прежде всего кислород, азот
и углекислый газ. В широком диапазоне парциальных давлений
(для азота и кислорода до 5 МПа, для углекислого газа до
0,2 МПа) растворимость газов в воде подчиняется закону
Генри.
396

Азот является нейтральным газом и в большинстве случаев
не влияет на протекание процессов коррозии и обработку воды.
Кислород — основной коррозионный агент, он вызывает кисло¬
родную коррозию.
Наличие в воде углекислого газа оказывает существенное
влияние на процессы обработки воды. Кроме того, в его при¬
сутствии в воде начинают активно протекать коррозионные про¬
цессы с выделением водорода.
э
Карбонатная}
(Временная) <
жесткость I
Общая <
жесткость
Некарбонат¬
ная
(постоянная)
.жесткость
ΝαΟΗ
КОН
К2СО3
NaHCOj
Ca (НСОз)?
Мег (НС03)2
}Гидратная '
щелочность
Общая
Карбонатная I щелоч-
щелочность ность
Бикарбонат -
> пая
щелочность
Ca SO4
MjS04
Сухой
>остаток
Сй С12
MjCl2
Na Cl
> Соленость
KCl
Na2 SO^
Na2Si03
CaSlOj
} Содержание
кремнекислоты
Рис. 211. Вещества, входящие в состав сухого остатка.
Электропроводность воды. Для автоматического контроля
качества воды и пара используют способность электролита
проводить электрический ток. Удельная электрическая прово¬
димость воды растет с увеличением концентрации солей, так
как при этом растет число ионов, которые являются переносчи¬
ками зарядов. В практике водоподготовки пользуются понятием
эквивалентной электрической проводимости уэ, которая равна
электропроводности растворов, содержащих 1 г-экв солей в 1 кг
электролита (воды):
ΙΟΟΟγ
7э =
сэ
397

где у —удельная электропроводность, Ом/м;
са — концентрация веществ в растворе, г-экв/кг.
Для сильных электролитов, какими являются растворы
NaCl, НС1, NaOH и др., величина γ3 практически постоянна.
Это значит, что удельная электропроводность пропорциональна
концентрации.
Сухой остаток. О количестве растворенных в воде веществ
судят по величине сухого остатка. Сухой остаток определяют
выпариванием профильтрованной пробы воды и высушиванием
остатка при температуре 110° С до постоянной массы. Выра¬
жают сухой остаток в мг/кг.
На рис. 211 показано, какие вещества входят в состав су¬
хого остатка. Сухой остаток иногда называют общим солесо-
держанием.
XV.3. Движение воды и пара в судовой
энергетической установке.
Общие сведения по обработке воды
Рабочее тело — вода и пар — в паротурбинной энергетической
установке движется по замкнутому контуру (рис. 212). Пар,
производимый парогенератором 1, совершив работу в турби¬
нах 3 и 5, направляется в главный конденсатор 7. На этом
участке контура, вплоть до конденсатора, пар находится под
избыточным давлением, и возможна его безвозвратная потеря
через неплотности фланцевых соединений, запорной и регули¬
рующей арматуры. Кроме того, пар теряется при использовании
его для распыливания топлива в форсунках, очистке поверх¬
ностей нагрева с помощью паровых сажеобдувочных устройств,
при периодическом открытии предохранительных клапанов,
в результате утечек через уплотнения турбин. Суммарная по¬
теря воды на участке избыточного давления составляет 1—3%
общего расхода воды в контуре.
В конденсаторе 7 отработавший пар конденсируется в усло¬
виях вакуума (1-102—5·103 Па). Для отвода теплоты от кон¬
денсирующего пара используют морскую (забортную) воду.
Ее прокачивают при давлении около 0,1 МПа через трубы кон¬
денсатора насосом 6. Таким образом, в конденсаторе имеется
перепад давления между полостью, где находится забортная
вода, и полостью, где конденсируется пар. Поэтому конденсат
может загрязняться забортной водой, которая проникает через
неплотности соединений труб и анкерных связей. Из-за под¬
сосов забортной воды в конденсаторе появляются примеси
в количестве, пропорциональном величине присоса и содержа¬
нию солей в морской воде.
Содержание солей в воде открытых морей и океанов со¬
ставляет приблизительно 35 000 мг/кг. Основными компонен¬
тами являются ионы хлора (55%) и ионы натрия (30%).
Поэтому загрязняющими веществами, проникающими через
398

неплотности конденсаторов, будут в основном ионы С1~ и Na+.
Общая жесткость морской воды не превышает 215—225 мг-
экв/кг. Поступление в конденсат солей жесткости сравнительно
невелико.
Вакуум в конденсаторе и его неплотность приводят к под¬
сосу не только солей, но и воздуха из атмосферы. В резуль¬
тате в конденсат попадает кислород. Кислород стимулирует
коррозионные процессы. Поэтому в конденсате появляются
продукты коррозии конденсаторных труб в виде окислов меди.
Таким образом, насос 8 (см. рис. 212) забирает конденсат,
загрязненный солями, кислородом и окислами меди, в коли¬
честве около 97—99% необходимого. От качества конденсата
главным образом зависит, какой водой будет питаться паро¬
генератор. Рекомендуемое качество конденсата приведено
в табл. 16.
Для восполнения потерь конденсата на судне обычно ис¬
пользуют опреснительную установку, с помощью которой из
забортной воды получают пресную воду. Она состоит из испа¬
рителя забортной воды 4, конденсатора 2, насоса 9, цистерны//
и подпиточного насоса 10 (рис. 212).
Конденсат вторичного пара испарителей называют дистил¬
лятом. Воду, предназначенную для восполнения потерь кон¬
денсата, называют добавочной водой. Кроме дистиллята.
399

в
о
со
о
В
а
>»
X
3
в
в
S
ю
S
н
о
G.
4
о
Ол
о
н
Ч
О,
О)
X
О)
U
о
э·
к
ч
к(
'õT
о»
ч
о
VO
О)
в
3
КС
о
о
в
л
ч
0>
н
ч
н
в
Ö
гг
VO
£
D
в
ч
в
о
и
оо^см
сгГ сгГ аГ
ΙΟ ΙΟ 00
об* оо1 об4
о
сС
О «Я ,
на.Ь
s н «-*
as о £·
н я н м
Я S
Я s Й
я <.
о L· и
sus
я
н л и
о Н Я
а> о ф
*§έ
S
«и
си г-н
m ^
ιο οι —i ·—<	i2
©oo© о
cT o' о" cT o'
oo
см —Г
о ю
О CM —
о
oo tc
Ю CM <L)
4
СО- I §
о o' o'
Ю LO	LO
о о CM CM	см
о
о об
со
о см
см
VI —■ C*N
Ξ-AV
о
V
’К
си
К
в
К
ч
>,
X
Си В
я я
я в
а;
ч
с
о
н
о
О Сч
а> о
ь щ
О Й
си £
и со
о
в
н
к*·»
СО К.
в
S Ф
X
i I
в	Он
в >,
В н
О ^ в
ь«о
О Я у
S и х
Й ч >>
С §ti
н
о
добавочной может быть бе¬
реговая пресная вода, про¬
шедшая специальную обра¬
ботку.
Конденсат с добавкой
дистиллята (или береговой
умягченной воды) назы¬
вают питательной водой.
Питательная вода, пройдя
через подогреватель низ¬
кого давления 12, поступает
в деаэратор 13 и подогрева¬
тель высокого давления 14.
На участке от конден¬
сатора 7 до деаэратора
в воде содержится кисло¬
род. В связи с этим пита¬
тельная вода может загряз¬
няться продуктами корро¬
зии питательного тракта
в виде окислов железа.
Питание парогенератора
водой, содержащей кисло¬
род, недопустимо. Кислород
удаляют из воды с помощью
деаэратора.
Если питательная вода
по своему качеству (содер¬
жанию солей, окислов меди
и железа) не удовлетворяет
предъявляемым к ней тре¬
бованиям (табл. 17), то про¬
изводят ее обработку (пред¬
варительная обработка).
Обработке может подвер¬
гаться либо питательная
вода, либо конденсат. При
этом обработка может быть
полной или частичной. При
полной обработке на судне
устанавливается водоподго¬
товительное оборудование,
рассчитанное на полный
расход воды. При частич¬
ной обработке через водо¬
подготовительное оборудо¬
вание проходит только часть
воды.
400

Таблица 17
Показатели качества питательной воды (не более) для
парогенераторов с естественной циркуляцией мазутного
отопления
Единица
измерения
Давление пара, МПа
Показатель
1,6
О
СО
1
с-
~
3,1—6,4
6,5—8,0
Общая жесткость
мкг-экв/кг
20,0
5,0
2,0
2,0
0,5
0,5
0,5
0,5
Общая щелочность
мкг-экв/ кг
10,0
10,0
10,0
10,0




Содержание:
ионов хлора
мг/кг
3,0
0,6
0,1
0,1
0,02
0,02
0,02
0,02
железа
— -
—
0,10
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
меди
—
—
0,08—0,10
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
Общее солесодер-
жание по NaCl
мг/кг
6,0
2,0
1,0
1,0
0,25
0,25
0,25
0,25
Содержание:
растворенного
кислорода
масла и неф¬
тепродуктов
мг/кг
0,20
0,05
0,02
0,02
0,20
1,0
0,05
0
0,02
0
0,02
0
0
0
0
0
Примечание,
фосфатно-нитритном и
воды, в знаменателе —
рах со смешанной загр
В числителе приведены значения показателей качества при
фосфатном режимах внутрипарогенераторной обработки
1ри допарогенераторной обработке воды в ионитовых фильт-
узкой или в Na-катионитовых фильтрах.
Вода, циркулирующая внутри парогенератора, называется
парогенераторной. В процессе работы в парогенераторе проис¬
ходит накопление солей и образование шлама. Для удаления
шлама и поддержания концентрации солей на определенном
уровне, часть парогенераторной воды выводят из парогенера¬
тора путем продувки. Воду, которую удаляют из парогенера¬
тора при продувке, называют продувочной.
Для создания условий, при которых соли, содержащиеся
в парогенераторной воде, не будут образовывать накипь, а кор¬
розия металла будет практически отсутствовать, в парогене¬
раторную воду вводят специальные химические вещества — при¬
садки. Контроль качества парогенераторной воды и введение
присадок является задачей парогенераторной обработки воды.
401

Заметим, что можно организовать такую предварительную
обработку воды, при которой отпадает надобность в парогене¬
раторной обработке. И наоборот, в некоторых случаях можно
ограничиться только парогенераторной обработкой воды. Выбор
вида обработки воды зависит от стоимости, эффективности и га¬
баритов водоподготовительного оборудования.
На судах чаще всего сочетают минимальную предваритель¬
ную подготовку воды с парогенераторной обработкой. Однако
в ряде случаев (ядерные энергетические установки, паротур¬
бинные установки с прямоточными парогенераторами) основ¬
ная тяжесть может быть перенесена на предварительную обра¬
ботку воды.
В судовой практике применяют следующие методы предва¬
рительной обработки воды: фильтрацию, коагуляцию, умягче¬
ние, обессоливание и деаэрацию. Фильтрация (удаление гру¬
бодисперсных примесей), коагуляция (удаление коллоидных
примесей), а также умягчения воды на морских судах исполь¬
зуются сравнительно редко. В основном эти методы применяют
при обработке пресной воды, взятой с берега.
Предварительная обработка воды на судах сводится глав¬
ным образом к подготовке добавочной воды из забортной (обес¬
соливание воды) и к удалению газов из питательной воды
(деаэрация).
XV.4. Обессоливание воды
Существует несколько способов удаления солей из воды: тер¬
мический, с помощью ионного обмена, химический, с помощью
образования кристаллогидратов, электроионитовый, с помощью
обращенного осмоса. Наибольшее распространение на судах
получили термическое обессоливание и обессоливание методом
ионного обмена.
Термическое обессоливание. Под термическим обессолива¬
нием воды понимают дистилляцию.
Дистилляция — это процессы последовательного превраще¬
ния воды в пар, а пара — в конденсат. В процессе парообразо¬
вания вещества, загрязняющие воду, остаются в испарителе
и удаляются из него непрерывной продувкой. Получающаяся
в результате конденсации пара вода (дистиллят) содержит
лишь незначительное количество примесей.
Схема простейшей дистилляционной или испарительной
установки представлена на рис. 213. Она состоит из испари¬
теля /, в который насосом 5 подается морская (забортная)
вода. Прежде чем попасть в испаритель, вода подогревается
в теплообменнике 3. В испарителе морская вода нагревается
отработавшим паром, кипит и превращается в пар, который на¬
зывают вторичным. Большая часть этого пара направляется
в конденсатор 4, где пар превращается в дистиллят. Меньшая
402

часть вторичного пара конденсируется в подогревателе заборт¬
ной воды и после этого также направляется в конденсатор.
Уровень воды в испарителе поддерживается постоянным с по¬
мощью регулятора 2.
Вследствие непрерывного испарения забортной воды кон¬
центрация солей в испарителе растет. Для поддержания опре¬
деленной концентрации солей, не превышающей норму, неко¬
торое количество воды продувают через клапан 6. Воду в испа¬
рителе называют рассолом.
В дистилляте всегда содержится то или иное количество
солей из-за уноса вторичным паром капелек рассола. Для по¬
вышения качества дистиллята испарители оборудуют сепара-
ционными устройствами. Если в испарителе установлены про¬
стые сепарационные устройства, то содержание солей в дис¬
тилляте не превышает 1—2 мг/кг. Применяя специальные сепа¬
раторы или организуя промывку пара после сепараторов, можно
получить дистиллят, содержащий около 0,2 мг/кг солей.
Получение обессоленной воды с помощью дистилляции эко¬
номически выгодно даже в случае применения простейших ис¬
парительных установок. Так, на современных судах, оборудо¬
ванных одноступенчатыми испарительными установками, на
каждую тонну затраченного топлива производится (40—
80) · 103 кг дистиллята. Путем усложнения испарительной уста¬
новки (применение многоступенчатого испарителя, регенерации
теплоты и т. д.) выход дистиллята можно довести до (120—
140) · 103 кг на 1 т топлива.
403

Рис. 214. Схема молекулы
ионитов.
Дистилляцию рекомендуется применять в следующих слу¬
чаях:
а)	когда воду с малым содержанием солей необходимо по¬
лучить из морской забортной воды;
б)	когда требуется добавочная вода высокой чистоты.
В настоящее время воду высокого качества можно получать
также методом ионного обмена. Поэтому выбор метода водо¬
подготовки должен основываться на сравнении капитальных
затрат и эксплуатационных расходов в каждом конкретном
случае. При использовании ионного обмена стоимость обра¬
ботки определяется главным образом затратами на химические
реактивы и пропорциональна содержанию солей в обрабаты¬
ваемой воде. Стоимость дистилляции практически не зависит
от солесодержания воды. В связи
с этим испарительная установка будет
предпочтительнее, если обрабатывае¬
мая вода содержит более 600 мг/кг
солей.
Обессоливание воды методом ион¬
ного обмена. Частичное или полное
обессоливание методом ионного об¬
мена основано на свойствах некото¬
рых нерастворимых веществ, ионитов,
вступать в реакцию обмена с содержа¬
щимися в водных растворах ионами.
Основу молекул ионитов составляет твердая нерастворимая
в воде высокомолекулярная сетка 1 (рис. 214). Кроме нее, в со¬
став ионитов входят химически активные функциональные
группы атомов. Эти группы в воде способны к диссоциации на
ионы. Одна часть этих ионов (положительных или отрицатель¬
ных) оказывается прочно связанной с твердой сеткой и придает
ей соответствующий заряд (потенциалообразующие ионы 3).
Другая часть ионов с противоположным зарядом имеет некото¬
рую подвижность и образует ионную атмосферу или диффузион¬
ный слой 2. Ионы диффузионного слоя обладают повышенной
кинетической энергией и могут вырваться из ионной атмосферы
и перейти в раствор. Эти ионы и являются обменными. Из рас¬
твора в ионную атмосферу в свою очередь могут поступать дру¬
гие ионы того же знака.
Иониты, у которых обменные ионы заряжены положительно,
называются катионитами. Если обменным ионом катионита яв¬
ляется ион водорода Н+, то катионит называют водород-катио¬
нитом или Н-катионитом Н+Кт-. Такой катионит, по существу,
является многовалентной кислотой.
Подобно тому как существуют слабые и сильные кислоты
(т. е. полностью или частично диссоциирующие на катионы Н+
и анионы), в катионитах могут подвергаться диссоциации или
практически все функциональные группы, содержащиеся в твер¬
404

дой фазе, или только какой-то процент от их числа. Соответ¬
ственно этому катиониты делятся на сильнокислотные и слабо¬
кислотные. Сильнокислотные катиониты обладают способностью
обменивать катионы в щелочной, нейтральной и кислой средах.
Слабокислотные катиониты обменивают катионы только в ще¬
лочной среде.
Обменным ионом в катионитах, кроме иона водорода, может
быть ион натрия Na+ и аммония NH4+ (натрий-катионит
Na+Κτ- и аммоний-катионит ΝΗ4+Κτ-).
Обработку воды с помощью катионитов называют катиони-
рованием (водород-катионированием, натрий-катионированием
или аммоний-катионированием).
Иониты, у которых обменные ионы заряжены отрицательно,
называются анионитами. Если обменным ионом анионита явля¬
ется гидроксильная группа ОН-, то такой анионит называют
ОН-анионитом (Ан+ОН-). ОН-анионит является многовалент¬
ным основанием. Кроме группы ОН- обменным анионом может
быть группа С03-2 и НСОз-.
Аниониты могут быть слабоосновными и сильноосновными.
Первые способны к обмену анионов только в кислой среде, вто¬
рые— в кислой, нейтральной и щелочной средах. Обработку
воды с помощью анионита называют анионированием.
При соприкосновении частичек твердого нерастворимого
ионита с водным раствором солей происходит замена ионов,
содержащихся в воде, на соответствующие обменные ионы из
ионита.
Рассмотрим реакции обмена, которые протекают при обес¬
соливании.
Чаще всего воду, из которой необходимо удалить соли, сна¬
чала подвергают Н-катионированию.
При Н-катионировании протекают следующие реакции:
+ 2Н+Кт~->	Кт^ + 2Н+;
Mg+2	Mg+2
Na+ + Н+Кт~-> Na+Κτ- + Н+;
нсог+н+-> Н20+С021.
Таким образом, в процессе Н-катионирования все катионы
присутствующих в воде солей заменяются катионами водорода.
Это значит, что соли Ca, Mg, Na и др. переходят в свободные
кислоты и вода становится кислой.
Реакции, протекающие при обмене содержащихся в кислой
воде анионов на обменные ионы ОН-, С03-2, НСОз-, которые
405

содержатся в анионитах, можно выразить следующими урав¬
нениями:
Ан+ОН~ + С Г + Ан+СГ + ОН-;
Ан2+ССГ2 + 2СГ £ 2Ан+СГ + СО^;
Ан+НС03- + С Г ^ Ан+СГ + НСОГ
Обменный анион ОН- образует с катионами водорода, содер¬
жащимися в кислом растворе, молекулы воды
он-+н+^н2о.
Обменные ионы С03-2 и НС03- реагируют с ионами во¬
дорода с образованием С02, который должен затем удаляться
из воды
СОГ2 + 2Н+ - Н2С03 Г Н20 + С02 f;
НС03- + Н+ Г Н2С03 Г Н20 + С02 f .
К приведенным выше реакциям обмена с анионами сильных
кислот способны все аниониты — как сильноосновные, так и сла¬
боосновные.
Если в обрабатываемой воде содержатся ионы слабых кис¬
лот (например, угольной НС03- или кремниевой HSi03~), то
для их удаления из воды используют только сильноосновной
анионит. В этом случае, как правило, обменными ионами слу¬
жат гидроксил-ионы ОН-. Реакции обмена протекают следую¬
щим образом:
Ан+ОН- + НСОГ Г Ан+НСОГ + ОН-;
Ан+ΌΗ- + HSiOi~ Ан+HSiOr + ОН-.
Скорость фильтрации при анионировании принимают в пре¬
делах 0,003—0,010 м/с. Обычно остаточное количество солей
в фильтрате при анионировании кислой воды не превышает
0,1—0,2 мг/кг.
Процесс обмена ионов протекает в ионообменном фильтре,
заполненном частицами ионита (загрузкой). В работающем
фильтре различают три зоны (рис. 215): зону истощенного
ионита 1, зону полезного обмена 2 и, наконец, зону свежего
или неработавшего ионита 3. В идеальном фильтре (рис. 215, а)
границы зон параллельны, в реальном (рис. 215, б)—зависят
от изменения скорости фильтруемой воды по сечению и высоте
загрузки.
При нормальной работе концентрация удаляемых из воды
ионов примеси на выходе из фильтра практически равна нулю.
Под практически нулевой концентрацией примеси подразуме¬
вается такая, при которой ее невозможно обнаружить приме¬
няемыми для этой цели методами.
406

С течением времени зона 3 постепенно уменьшается, а зона
2 растет. В некоторый момент времени τ поглощение примеси
произойдет в самом нижнем слое, называемом границей за¬
грузки. В следующий момент времени Τι>τ концентрация при¬
месей в воде, выходящей из фильтра, будет уже больше нуля
(рис. 216). Момент времени ti называют моментом проскока.
Зависимость величины концентрации примеси в фильтруе¬
мой воде от времени фильтрования (или объема профильтро¬
ванного раствора), представленная графически, носит назва¬
ние выходной кривой (кривая de рис. 216). С помощью выход¬
ной кривой легко определить количество примеси, сорбированной
Рис. 215. Расположение
зон в идеальном (а) и
реальном (б) ионитовых
фильтрах.
фильтром (емкость фильтра). Различают рабочую обменную
емкость фильтра Ер и полную емкость Еп. Рабочей емкостью на¬
зывают количество примеси, сорбированной фильтром до про¬
скока. На рис. 216 рабочей емкости соответствует площадь о—
d—в—а. Полной обменной емкостью называют емкость фильтра,
соответствующую полному истощению. Полная обменная емкость
фильтра соответствует площади о—а—е—d (рис. 216). На ве¬
личину обменной емкости фильтра влияет общая высота слоя
ионита, высота зоны полезного обмена, скорость фильтрации
и гидравлические условия работы фильтра.
После того как рабочая емкость ионита полностью исчер¬
пана и большая часть обменных ионов замещена ионами при¬
меси, ионообменный фильтр перестает выполнять свое назна¬
чение. Для восстановления работоспособности фильтра произ¬
водят регенерацию ионита.
Регенерация ионитов основана на обратимости реакций ион¬
ного обмена. Она осуществляется путем фильтрации через слой
ионита раствора реагента, содержащего ионы, необходимые для
насыщения ионита.
Рис. 216. Выходная кривая ионооб¬
менного фильтра.
407

Так, для регенерации Н-катионита используют растворы
серной или соляной кислот
Са+2КтГ + 2Н+ -> 2Н+Кт_ + Са+2.
При регенерации анионитов через фильтры прокачивают
раствор NaOH, Na2C03 или NaHC03:
Ан+СГ + п (ОН-) т> Ан+ ОН- + (η— 1) ОН- + С Г;
Ah^SOT2 + СОГ2 - Ан^ СОТ2 + SOT2·
Режим регенерации характеризуется концентрацией и тем¬
пературой регенерационного раствора и величиной удельного
расхода реагента.
Наиболее простая установка для обессоливания состоит из
одного фильтра, который называется фильтром смешанного
действия. Загрузка такого фильтра состоит из смеси зерен
Н-катионита и ОН-анионита. На зернах Н-катионита при филь¬
трации воды происходят процессы обмена катионов загрязняю¬
щих веществ на ион Н+, а на зернах анионита — процессы об¬
мена анионов на ион ОН~. Перешедшие в раствор ионы Н+
и ОН- связываются в молекулу воды, а загрязняющие вещества
удерживаются ионитовым материалом. Установка, состоящая
из одного фильтра смешанного действия, проста и компактна.
К недостаткам данной схемы относят сравнительно низкую
производительность (низкая емкость), невысокое допустимое
содержание солей в исходной воде и сложность регенерации.
Если же концентрация солей высока, то требуется большой
расход реактивов для регенерации, а сам процесс регенерации
занимает слишком много времени. Поэтому фильтры смешан¬
ного действия применяют, как правило, для обессоливания кон¬
денсатов и воды, содержащей небольшое количество солей
(до 20—30 мг/кг). Среднее качество воды после фильтра
смешанного действия характеризуется солесодержанием около
0,5 мг/кг в пересчете на NaCl и кремнесодержанием 1—5 мкг/кг
Si02.
XV.5. Удаление из воды растворенных
газов (деаэрация)
Основной целью удаления газов из питательной воды является
предотвращение коррозии оборудования, в том числе и паро¬
генераторов. Кроме того, удаление газов благоприятно сказы¬
вается на эффективности работы теплообменных аппаратов, где
происходит конденсация пара.
Деаэрации подвергается, как правило, вся питательная
вода, а также добавочная вода. Такие газы, как азот, кислород
и углекислый газ (в небольших количествах), попадают в воду
вследствие ее контакта с воздухом. В значительных количест¬
вах С02 может появиться в воде при Н-катионировании.
408

Наличие водорода в рабочей среде паротурбинных устано¬
вок на органическом топливе свидетельствует о протекании кор¬
розионных процессов.
Аммиак NH3 появляется в воде, как правило, вследствие
его преднамеренного введения. Сернистый ангидрид S02 и се¬
роводород H2S образуются в парогенераторах высокого дав¬
ления при разложении сульфита натрия, который применяют
для химического обескислороживания воды.
С точки зрения предотвращения коррозии содержащиеся
в воде газы могут быть вредными, безвредными или полезными.
Это зависит от типа энергетической установки, условий ее экс¬
плуатации и концентрации газов. Так, например, в установках
на органическом топливе наличие азота и водорода не приводит
к возникновению и развитию коррозионных процессов. В то же
время в ядерных энергетических установках с водоохлаждае¬
мыми реакторами наличие водорода в воде первого контура
является полезным и необходимым. Водород связывает кисло¬
род и подавляет диссоциацию воды, происходящую под дей¬
ствием радиации. А присутствие такого нейтрального газа, как
азот, в ядерных установках недопустимо. Под действием ра¬
диации азот реагирует с водородом и кислородом и образует
азотную кислоту.
Другие газы (02, С02, H2S) практически всегда стимули¬
руют коррозионные процессы и подлежат по возможности более
полному удалению.
Рассмотрим основные методы удаления газов из воды.
Термическая деаэрация. Термическая деаэрация основана
на снижении растворимости газов в воде при снижении дав¬
ления и повышении температуры в соответствии с законом
Генри.
Согласно этому закону, концентрации растворенных газов
относятся как их парциальные давления
— = — или с = с0 — .	(XV. 1)
с0 Ро	Р о
Из выражения (XV. 1) следует, что содержание газа в воде
будет равно нулю в случае, если его парциальное давление
над жидкостью также будет равно нулю: р = 0. Другими сло¬
вами, для полной деаэрации воды необходимо создать над во¬
дой атмосферу, не содержащую удаляемого газа. Этого в ка¬
кой-то степени можно достигнуть путем непрерывного удаления
газа из объема, соприкасающегося с водой.
Снизить парциальное давление газа, в частности кисло¬
рода, можно также, повысив температуру воды. В этом случае
парциальное давление паров воды растет и при кипении
становится равным общему давлению, в то время как пар¬
циальное давление воздуха и кислорода снижается до нуля
(рис. 217).
409

Закон Генри относится к равновесному (установившемуся)
состоянию системы. Между тем удаление газа из воды (десорб¬
ция) является процессом, протекающим во времени. Поэтому
конечная концентрация газа в воде ск при десорбции будет
зависеть, кроме начальной концентрации сн, от продолжитель¬
ности процесса дегазации τ и от удельной поверхности раздела
жидкой и парогазовой фаз f:
In—= Л/т или ск = ———.	(XV.2)
ск	gAfx
На основании изложенного можно сформулировать основ¬
ные требования к деаэратору как аппарату, предназначенному
Рис. 217. Зависимость пар- Рис. 218. Схема двухступенчатого
циального давления воздуха	деаэратора.
(/), кислорода (2) и водяных
паров (3) от температуры
воды при атмосферном дав¬
лении.
для удаления газов из воды. В деаэраторе должны быть обес¬
печены следующие условия: нагрев воды до кипения; непрерыв¬
ный и полный отвод выделяющихся газов; как можно большая
поверхность соприкосновения паровой и жидкой фаз; как можно
более продолжительный контакт между водой и паром, не со¬
держащим удаляемых газов.
Перечисленным требованиям наиболее полно отвечает двух¬
ступенчатый деаэратор (рис. 218).
Деаэратор состоит из колонки 1, в которой расположены
перфорированные тарелки, регулятора подачи пара 2, бака-ак¬
кумулятора 3, барботажного устройства 4, регулятора уровня
воды в баке 5 и охладителя выпара 6. Подлежащая деаэрации
вода проходит через охладитель выпара, подается в верхнюю
часть колонки 1 ив виде струй стекает вниз по перфорирован¬
ным тарелкам. Разделение потока на струи с помощью тарелок
создает развитую поверхность контакта воды и пара.
410

Пар движется навстречу струям воды, частично конденси¬
руется и нагревает обрабатываемую воду до температуры ки¬
пения. При этом из воды выделяется газ, который захваты¬
вается оставшейся частью пара. Смесь газа и пара, называе¬
мая выпаром, поступает из верхней части колонки в охладитель
выпара. Здесь пар конденсируется, отдавая теплоту обрабаты¬
ваемой воде, а газ через специальный воздушный клапан
удаляется в атмосферу.
Вода, стекающая из колонки 1 в бак 3, содержит еще неко¬
торое количество растворенного газа и мельчайших его пузырь¬
ков. Причина этого — незначительное время пребывания воды
в колонке и эжектирующая способность струй. Для обеспече¬
ния глубокой деаэрации воду выдерживают в баке 3 в течение
нескольких минут при температуре насыщения. При этом с по¬
мощью барботажного устройства 4 через воду пропускают пар,
что способствует лучшей деаэрации.
Как видно, деаэратор является одновременно и подогрева¬
телем питательной воды и емкостью с запасом воды.
В некоторых типах деаэраторов для увеличения поверхности
контакта воду в колонке распыливают специальным устрой¬
ством.
По способу нагрева обрабатываемой воды деаэраторы могут
быть смесительного (см. рис. 218) и поверхностного типов.
В зависимости от давления, при котором осуществляется
удаление газа из воды, деаэраторы делят на вакуумные
(р< 0,1 МПа), атмосферные и повышенного давления
(р = 0,154-0,3 МПа).
Давление греющего пара в деаэраторе определяется тепло¬
вой схемой судовой энергетической установки. Чаще всего деа¬
эратор служит второй ступенью подогрева питательной воды
и выполняется либо атмосферного, либо повышенного давления.
В последнее время в судовых установках с парогенерато¬
рами среднего и высокого давления отказываются от приме¬
нения деаэраторов.
Как известно, в главном конденсаторе паротурбинной уста¬
новки парциальное давление газов над поверхностью конден¬
сата оказывается низким на большей части пути конденсирую¬
щего пара. Температура конденсата близка к температуре на¬
сыщения. Поверхность соприкосновения конденсата с паровой
средой достаточно большая. Другими словами, в конденсаторе
выполняются основные требования, предъявляемые к деаэра¬
тору. Поэтому правильно сконструированный конденсатор дол¬
жен обеспечивать глубокую деаэрацию воды.
Основным недостатком, уменьшающим деаэрационную спо¬
собность конденсатора, является переохлаждение конденсата,
которое сопровождается насыщением его кислородом. Если
оборудовать конденсатор регенеративным сборником конден¬
сата (или, как говорят, деаэрирующей вставкой), то эффектив-
411

ность деаэрации воды в конденсаторе будет такой же, как
в деаэраторе. При отсутствии подсоса воздуха остаточное со¬
держание кислорода в таком конденсаторе не превышает
0,01 мг/кг, а свободной углекислоты — 1,5 мг/кг.
На рис. 219 приведена схема деаэрирующей вставки глав¬
ного конденсатора. Из нижней части конденсатора 1 конденсат
стекает в деаэрирующую вставку 4 на перфорированную та¬
релку 2. Оттуда в виде струй конденсат сливается на тарелку 5
и дробится на еще более мелкие струи и капли, которые затем
падают в водяной объем деаэрирующей вставки (сборник кон¬
денсата). Навстречу струям и каплям через специальное уст¬
ройство 3 подается «собствен¬
ный» пар конденсатора. Так
как конденсат, как уже отме¬
чалось, несколько переохлаж¬
ден, то часть пара конденси¬
руется на поверхности струй и
капель, подогревая воду до
температуры кипения. Остав¬
шийся пар вместе с выделив¬
шимися газами отводится
в воздухоохладитель. Как сле¬
дует из описания, деаэрацион¬
ная вставка аналогична деа¬
эратору.
Химическое обескислоро¬
живание. Удалять агрессивные
газы из воды можно путем
связывания их различными ре¬
агентами.
Химическое обескислороживание воды применяют в каче¬
стве дополнительного метода к термической деаэрации для пол¬
ного связывания кислорода. В качестве химических реагентов
наиболее часто применяют сульфит натрия (ЫагБОз) и гидра¬
зин (N2H4).
Применение сульфита натрия основано на том, что он всту¬
пает в реакцию с кислородом и окисляется до сульфата в соот¬
ветствии с уравнением
2Na2S03 + 02 = 2Na2S04.
В результате связывается кислород и увеличивается сухой
остаток.
Химическое обескислороживание воды сульфитом натрия
применяют для парогенераторов с давлением до 6 МПа и
очень редко — для парогенераторов высокого давления. Дело
в том, что при высоком давлении в парогенераторной воде
происходит разложение сульфита натрия с образованием агрес¬
сивных газов S02 й H2S.
Рис. 219. Схема деаэрирующей встав¬
ки главного конденсатора.
412

Расход сульфита натрия в граммах для обработки 1 м3
питательной воды, содержащей незначительное количество кис¬
лорода (после термической деаэрации), можно определить,
пользуясь соотношением
§NaaS03 ~ ^СОа ·
Здесь с о3—содержание кислорода в обрабатываемой воде,
мг/кг.
При обработке питательной воды с высоким содержанием
кислорода (при отсутствии термической деаэрации) расход суль¬
фита натрия
« Юс» .
Чаще всего 2—10% раствор сульфита вводят в питательный
трубопровод на достаточном расстоянии от экономайзера. Это
необходимо для полного завершения реакции соединения суль¬
фита с кислородом к моменту входа воды в экономайзер.
Гидразин, как реагент для удаления кислорода, исполь¬
зуют в форме гидразин-гидрата ИгН^НгО.
Гидразин — сильный восстановитель. Он вступает во взаимо¬
действие с растворенным кислородом с образованием воды и
азота
N2H4· Н20 -Г о2 = 3H20 -f- N2.
Таким образом, обработка воды гидразином дает возмож¬
ность химически связать кислород без увеличения сухого ос¬
татка.
Вводят гидразин в питательную воду сразу после деаэра¬
тора. Расход гидразина обычно значительно превышает теоре¬
тическую потребность. Он может быть определен по формуле
SnjH, =	+ 0,ЗСрезОз + 0>15сСиО’
где с0„ cFe,0 3 и ссио—концентрации соответствующего
вещества в обрабатываемой воде (до ввода гидразина), мг/кг.
Избыточная концентрация гидразина в воде не должна пре¬
вышать 5 мг/кг. Это связано с тем, что в парогенераторе гид¬
разин разлагается с образованием аммиака. Появление в паре
большого количества аммиака может вызвать интенсивную
коррозию медных сплавов в пароводяном тракте паротурбинной
установки.
XV.6. Образование накипи и шлама
Несмотря на то что в процессе водоподготовки содержание за¬
грязняющих веществ в питательной воде существенно снижа¬
ется, все же в парогенератор поступают всякого рода примеси,
в том числе и те, которые вводят специально, как реагенты.
При определенных условиях эти вещества могут выпадать
в виде осадка (твердой фазы) на поверхностях нагрева. Это
413

явление называют процессом накипеобразования, а осадок —
первичной накипью. В том случае, если твердая фаза выделя¬
ется в объеме парогенераторной воды, а не на поверхности на¬
грева, ее называют шламом. Шлам, в свою очередь, может
«прикипеть» к поверхности нагрева. В результате такого про¬
цесса образуется так называемая вторичная накипь.
Образование накипи и шлама в парогенераторе происходит
из насыщенных и перенасыщенных растворов. Причины образо¬
вания таких растворов следующие:
—	понижение растворимости некоторых солей в воде с ро¬
стом ее температуры;
—	непрерывный процесс парообразования, в результате ко¬
торого растет концентрация солей в парогенераторной воде;
—	взаимодействие ионов в парогенераторной воде с обра¬
зованием веществ с низкой растворимостью.
Для насыщенного раствора соли типа Кт+пАн~т имеет место
равенство
4т+<н- = Г1Р = const.	(χν·3)
Смысл этого равенства заключается в том, что в насыщен¬
ном растворе труднорастворимого вещества произведение кон¬
центраций находящихся в растворе катионов Кт+ и анионов
Ан~ при данной температуре есть величина постоянная. Эта ве¬
личина называется произведением растворимости Пр.
В случае, если скт + 'с дн— < Пр, раствор оказывается не¬
насыщенным и вещество не будет выпадать в осадок с образо¬
ванием накипи или шлама. При условии с”т + -Сдн_^Пр выпа¬
дение осадка из насыщенного или перенасыщенного раствора
оказывается неизбежным.
Следует обратить внимание на то, что для образования
осадка, например, СаС03, совсем не обязательно иметь в ра¬
створе высокую концентрацию ионов кальция. Осадок СаСОз
может появиться и при малой жесткости раствора (незначи¬
тельное содержание ионов кальция), если концентрация кар¬
бонатного иона (СОз~2) будет столь большой, что произведение
сса+2-Ссо3-2 превысит значение 4,8 ■ 10~9 при температуре 25° С.
Использование правила произведения растворимости воз¬
можно только для приближенной оценки условий образования
накипи и шлама в разбавленных растворах, приближающихся
по своим свойствам к идеальным. При содержании в растворе
(парогенераторной воде) более 500 мг/кг солей необходимо
пользоваться произведением активностей.
Выпадение накипи или шлама из насыщенного раствора
начинается с образования так называемых зародышевых кри¬
сталлов на центрах кристаллизации. Если центрами кристал¬
лизации служат многочисленные бугорки (шероховатости) на
поверхности парогенерирующих труб, то в Ртом случае будет
414

происходить образование накипи. В ряде случаев центрами
кристаллизации могут служить частицы примесей или сами
кристаллы-зародыши, возникающие непосредственно в воде.
Тогда происходит образование шлама. Центры кристаллизации
возникают там, где на образование зародышевых кристаллов
затрачивается минимум энергии.
Следует заметить, что провести четкую границу между на¬
кипью и шламом невозможно. Соли, которые кристаллизуются
на поверхности труб (образуют накипь), с течением времени
могут превращаться в шлам. И наоборот, частицы загрязняю¬
щих веществ, находящиеся в парогенераторе в виде взвеси
(шлама), при некоторых условиях могут прикипать к поверхно¬
сти нагрева, образуя вторичную накипь. Кроме того, в процессе
работы парогенератора накипь отслаивается, дробится и ча¬
стично выносится из парогенератора во время продувок.
Скорость образования накипи и шлама зависит от наличия
и скорости возникновения зародышевых центров, скорости ро¬
ста самих кристаллов и степени насыщения парогенераторной
воды солями.
По условиям возникновения и химическому составу накипи
делят на следующие группы: образованные соединениями каль¬
ция и магния (щелочноземельные накипи); железноокисные;
отложения из легкорастворимых солей.
Кальциевая и магниевая накипь. Эта накипь является наи¬
более распространенным и опасным видом отложений.
Растворимость солей кальция и магния различна. Такие
соединения, как CaS04, СаС03 и Mg(OH)2, являются плохо
растворимыми веществами. Их растворимость уменьшается
с повышением температуры, что характерно для солей с отри¬
цательным температурным коэффициентом. Растворимость хло¬
ридов кальция и магния (СаС12 и MgCl2) значительна и увели¬
чивается с ростом температуры. Зависимость растворимости
солей кальция и магния от температуры показана на рис. 220,
а—в.
Условия, при которых образуется накипь из солей кальция и
магния, можно записать следующим образом:
С 4.2-С _2>Пр и С 4.2-С _2>Пр.	(XV.4)
Са+2 Ан 2	у	MgH 1 Ан 2 г	'	’
Ориентировочно для кальциевых и магниевых солей величину
Пр можно принять равной 10-8 (моль/кг)2. При таком значении
Пр допустимые концентрации солей весьма малы. Например,
если в парогенераторной воде содержится 0,4 мг/кг солей каль¬
ция, то суммарная концентрация всех анионов накипеобразова-
телей с 	о не должна превышать 30 мг/кг. Столь невысокое
Ан
содержание солей может быть обеспечено лишь при питании
парогенератора достаточно чистой водой.
Скорость образования кальциевой и магниевой накипи за¬
висит от концентрации накипеобразователей и плотности
415

теплового потока q. Она может быть определена по следующей
эмпирической зависимости:
=Ca,'Mg ‘
3,6· 10-13с,
Ca, Mg
,<72мг/(м2-с).
Величина q в этой формуле имеет размерность Вт/м2, а кон¬
центрация кальция и магния в парогенераторной воде сСа> Mg—
мг/кг.
Рис. 220. Зависимость раствори-
мости соединений Са и Mg от
температуры.
Железноокисная накипь. Эта накипь характерна главным
образом для парогенераторов высокого давления. Окислы же¬
леза так же, как некоторые соли жесткости, плохо растворимы
в воде и имеют отрицательный температурный коэффициент.
Поэтому окислы железа могут выпадать в осадок и образовы¬
вать накипь. Поскольку частички окислов железа в диапазоне
pH = 5-^ 12 заряжены положительно, то оседают они главным
образом на наиболее напряженных в тепловом отношении участ¬
ках поверхностей нагрева, где имеет место повышенная концент¬
рация электронов. Согласно опытным данным, скорость обра¬
зования накипи из окислов железа пропорциональна их содер¬
416

жанию в парогенераторной воде cFe и квадрату плотности теп¬
лового потока q:
gFe= 1,58-10мг/(м2-с).
Опыт показывает, что трубы парогенератора разрушаются
уже при наличии железноокисных отложений в количестве 200—
300 г/м2. Учитывая этот факт, срок службы парогенераторных
труб при содержании железа в питательной воде около
0,02 мг/кг и плотности теплового потока 3·10 МДж/м2 может
составить всего лишь 1—2 месяца.
Таким образом, для надежной и длительной эксплуатации
парогенераторов с высокими тепловыми нагрузками необходимо
тщательно очистить питательную воду от окислов железа. Это
требование относится в первую очередь к парогенераторам ядер-
ных энергетических установок, экранным и притопочным по¬
верхностям нагрева парогенераторов мазутного отопления.
Отложения из легкорастворимых солей. Такие отложения
могут появиться в парогенераторах высокого давления при ра¬
боте на полных нагрузках. При снижении нагрузки отложения,
как правило, смываются. Тем не менее отложения из легкорас¬
творимых солей, так же, как и другие виды накипей, представ¬
ляют опасность для нормальной работы парогенератора. К тому
же эти отложения в результате протекания различного рода
реакций могут превратиться в труднорастворимую накипь.
В парогенераторной воде содержится относительно большое
количество хорошо растворимых солей калия и натрия, которые
появляются вследствие подсоса забортной воды в конденсаторе.
Некоторые соединения натрия и калия (NaCl, NaOH,
К2СО3) не только хорошо растворимы в воде, но и имеют
положительный температурный коэффициент. Другие соли
(Na2C03, Na2S04, K2SO4) при определенной температуре имеют
максимум на кривой растворимости.
Рассмотрим основные положения кристаллизации легкораст¬
воримых солей в кипящих водных растворах.
На рис. 221 приведена зависимость давления пара от тем¬
пературы при кипении чистой воды (кривая АВ) и насыщенного
раствора соли (кривая СДЕ).
Точки (1, 2 и 3), расположенные на кривых АВ и СДЕ, от¬
вечают равновесному состоянию двух фаз (воды и пара) для
чистой воды и трех фаз (пара, насыщенного водного раствора
соли и кристаллов соли) для раствора. При давлении р кристал¬
лизация соли может произойти лишь в том случае, если темпе¬
ратура раствора tv (точка 2) превысит температуру насыщения
чистой воды ts (точка 1) на величину At.
Величина At, которую называют температурной депрессией,
зависит от вида соли. Так, для раствора сульфата натрия при
давлении р=10 МПа температурная депрессия составляет 10°С.
14 Заказ № 2222
417

Для NaCl и КС1 при том же давлении ΔΤ достигает значений
40 и 72° С соответственно.
Если давление раствора превышает величину ртах (рис. 221),
численное значение которого определяется природой соли, то
кристаллизация не произойдет при любой температуре раствора.
Нисходящий участок ДЕ кривой (рис. 221) существует
только у солей с положительным коэффициентом растворимо¬
сти. Точки на этом участке (например, точка 3) соответствуют
равновесному трехфазному состоянию таких концентрирован¬
ных растворов, которые в парогенераторах практически не до¬
стижимы. Точка Е отвечает состоянию не раствора, а расплав¬
ленной соли.
Приведенная зависимость справедлива лишь для одноком¬
понентного раствора легкорастворимой соли. В общем случае,
когда в парогенераторной воде
содержится целый ряд солей,
закономерности кристаллиза¬
ции оказываются более слож¬
ными. Не останавливаясь на
этом подробно, заметим, что
в реальных случаях для мно¬
гокомпонентной системы вели¬
чина температурной депрессии
At будет больше, чем в случае
однокомпонентного раствора
любой соли.
Исходя из вышеизложен¬
ного, можно установить усло¬
вия кристаллизации легкорас¬
творимых солей на поверхно¬
сти парообразующих труб:
—	достижение в пристенном слое жидкости предела раство¬
римости;
—	перегрев стенки трубы, а значит, и пристенного слоя
жидкости относительно температуры насыщения на величину,
равную или большую величины температурной депрессии At.
Таким образом, образование легкорастворимых отложений
связано с температурным режимом парообразующих труб и
гидродинамикой потока в этих трубах.
При объемном пузырьковом кипении происходит интенсив¬
ный массообмен между пристенным слоем жидкости и ядром
потока. Поэтому сколько-нибудь заметного увеличения концен¬
трации солей (тем более достижения предела растворимости)
в пристенном слое не происходит. Невелика при этом и вели¬
чина перегрева жидкости в пограничном слое относительно тем¬
пературы насыщения. Во всяком случае, перегрев меньше тем¬
пературной депрессии парогенераторной воды.
Таким образом, при объемном пузырьковом кипении не вы-
Рис. 221. Зависимость давления пара
от температуры при кипении чистой
воды (АВ) и насыщенного раствора
соли (СДЕ).
418

полняются условия кристаллизации легкорастворимых солей.
Поэтому и образование отложений легкорастворимых солей
в этом случае оказывается невозможным.
При пленочном кипении перегрев стенки (а значит, и при¬
стенного слоя жидкости) достигает 100° С и более, что превы¬
шает величину температурной депрессии всех легкораствори¬
мых солей, включая КС1, у которого она наибольшая. В этом
случае в пристенном слое образуется паро¬
вая пленка, что свидетельствует о полном
превращении в пар парогенераторной воды.
Это приводит к осаждению на стенки всех
солей, в том числе и легкорастворимых.
В результате их содержание в парогенера¬
торной воде снижается. Это явление полу¬
чило название «прятание» солей.
«Прятание» солей может происходить
не только при пленочном кипении, но и при
нарушениях гидродинамики потока в паро¬
генераторе, например, при возникновении
режимов со свободным уровнем в контурах
естественной циркуляции или при расслое¬
нии пароводяной смеси в слабонаклонных
и горизонтальных трубах. В этих случаях
на участках трубы, омываемых влажным
паром, происходит существенное увеличе¬
ние температуры стенки и образование со¬
левых отложений.
Таким образом, можно сказать, что сни¬
жение содержания солей в парогенератор¬
ной воде («прятание» солей) свидетельст¬
вует о наличии в данном парогенераторе
кризиса теплообмена при кипении (I или
II рода) или нарушении гидродинамики,
либо того и другого вместе. Ликвидация
этих нарушений может вновь вызвать пере¬
ход легкорастворимых солей в раствор, и тогда солесодержание
парогенераторной воды повысится.
На рис. 222 приведены обобщенные результаты исследования
условий образования отложений из легкорастворимых солей,
полученные Пацуковым Н. Г. и Нови Ю. О. Из графика сле¬
дует, что при больших паросодержаниях х и малых величинах
приведенной скорости смеси1 отложения образуются уже
при сравнительно небольших плотностях теплового потока, ко¬
торые достижимы даже в слабонапряженных парогенераторах
мазутного отопления.
1 Приведенную скорость смеси можно получить, если разделить ее массо¬
вый расход на поперечное сечение трубы и плотность жидкой фазы (воды)
при температуре насыщения.
Рис. 222. Зависимость
плотности теплового
потока, при котором
образуются отложе¬
ния легкораствори¬
мых солей, от приве¬
денной скорости сме¬
си при давлениях
3,4—4,2 МПа.
14*
419

Основные виды накипи
Н »
аз ч
So —
в“ .U
cf О 53°
« СХ н *
Д с и г
•5*0 Ост"
CQ
loõ
•§*4 м
°s
X н
СО
<о
СО
CN
LO^
ьГ
1
СО
1
О
со"
1
СО
со
СО
со
О
о
<м"
О
Ю
со
оо
о*
г-
o'
I
(М
о"
о
*С
Оч
о
ч
Я
я
3
о
о,
о
я S
р и
о I
нч Я
Я Я
Φ V
Он
О О
О)
I
S
>>
со
«3
Оч
ю
о
о
Оч
л
04
<υ
СО
*Я
03
г
о
к _
5	3
я \о
(D >>
Оч
н
и:
Оч
О)
и
н
о
я
н
о
Ч
с
к
03
я
о
о
2
CQ
я -
В «
Я (D
С Я
03	оз
t< СО
Еч я
О 03
я о
s о
оГ g
я о
и: Оч
04	С
О) ^
CQ -
Н к
я
я
3
VO
04
н
0)
я
&
2
>>
со
Я
Оч
\о
о
о
Оч
я
с
Оч С
X §
я о
2	S
>> н
со
03	Q
04	3
Ю Н
о о
о о
Оч я
я н
Я О
ч
я
Я sw
~ о
м _
й g
L я
я
я
а>
>»
3
«=(
я
О
я р*
Я О
о
»я
■р
з§
»я с
g=§
i g
О £4
5 я
я сз
CJ со
я
Оч
о
я
я
си
ч
*я
о
я ч
о
3	“
Я О
я о
04	я
2	X
3	Оч
О CU
я аз
я о
я я
ч
X
3
Он
я
я
о
о н
\0 О
£8
Н §
ч
S I
я
&§
СО Я
ay
\о 2
»я
я о
я я
ч °
2	а я
3	3 я
а и о
н
о
о Я
ю
>»
Оч
н
я
3·
2
я
я
Оч
'g
о
Оч
я
ч
»я
о
я
о
я
я
я
ч
ч
я
н
®я
о
ч
о
*я
3
й
я
VO
'еб
О^О
н я
я
X g
Я О
Я §
2 л
>>2
2 О
я оз
Оч о
VO £
8 §
о.£и
я %
G 2-|
, im
__ E— CQ
я о ^
я о < ■
н я
О н С
=>Я
о
ч
я
н
о
ч
с
»я
3
ч:
04
я
я
н
CJ Еч CN
я Оп-
я ч °
) С а)
я
О Ч
ю
>>
Оч
н
я
θ’
2
>>
я
я
Оч
VO
о
о
Оч
я
с
V»
0х
о
LO
CU
ч
о
\о
к О
s*
ygs
О- w
я О
я
о
СГ)
03
и
<υ
си
ч
о
ю
к
я
я
й
■§·
ч
>>
и
я
я
3
я
04
я
VO
0х
о
ю
о
vS·
« ^
5	з
К н
Й о
S ч
S о
3 s
g*
и »я
о
я
я
0
VO
0х
о
аз
1
о
я
я
я
о
я Ä
о ^
О со
2 ω
я й
2 <3
о
’θ4
LO
oo
8 2
-θ4 5
s ^
о
и
LO
oo
я
4
eg s
я
-е
к
я
я
я
U
о
ч
Оч
<13
g
и
420

Накипь, независимо от причины ее возникновения, нарушает
нормальную работу парогенератора. Эти нарушения связаны
прежде всего с перегревом металла труб, появлением свищей,
увеличением температуры уходящих газов и снижением к. п. д.
парогенератора. Образование накипи требует частых остановок
парогенератора для чистки и ремонта.
Степень вредного воздействия накипей зависит от их со¬
става, структуры и физических свойств. По физическим свой¬
ствам накипи могут быть порошкообразными рыхлыми и твер¬
дыми, напоминающими эмали, прочно связанные с металлом.
Несмотря на большое разнообразие накипи можно условно
разделить на несколько групп, перечисленных в табл. 18. Как
видно из таблицы, большинство накипей представляют собой
твердый плохо проводящий теплоту слой. Наличие такого слоя
приводит не только к перегреву металла труб, но и стимулирует
коррозионные процессы.
Количество накипных отложений, образовавшихся в пароге¬
нераторе за время х при отсутствии нарушений в тепловом и
гидродинамическом режиме, может быть оценено по формуле
G = З,663 (Жп. ВЭ + cFe) Dn. Βτ г.
В данном уравнении:
k3 — коэффициент накопления загрязнений, равный нулю
при безнакипном режиме работы парогенератора и
равный единице при отсутствии продувок; обычно
0<&3<1;
Жп. в — жесткость питательной воды, мг-экв/кг;
Э — среднее значение эквивалента для солей жесткости;
сие — содержание окислов в питательной воде, мг/кг;
Оп. в — расход питательной воды, кг/с.
Чистку парогенератора обычно производят через 7000—
10 000 ч эксплуатации. За это время удельное количество на¬
кипи g=G/H для парогенераторов с высокой степенью экрани¬
рования топки может достигать 20 г/м2.
Важным показателем, по которому можно оценить условия
работы парогенератора, является величина gB, показывающая,
сколько грамм (миллиграмм) отложений, образовавшихся в па¬
рогенераторе за время т, приходится на каждую тонну (кило¬
грамм) питательной воды
Q
ёь = —	=МЖп.вЭ + сре) мг/кг.
Βτ
Считается приемлемым, если за 7000—8000 ч эксплуатации
£в^0,04 мг/кг.
При заданном качестве питательной воды (Жп. в, сре и т. д.),
задача состоит в том, чтобы обеспечить такой режим работы па¬
рогенератора, при котором коэффициент k3 будет близок к нулю.
Это достигается организацией парогенераторной обработки воды
и продуванием парогенераторов.
421

XV.7. Методы борьбы с накипеобразованием
в парогенераторах с естественной
и принудительной циркуляцией
В парогенераторе происходит быстрое накопление солей. Так,
например, в парогенераторе производительностью 2,8 кг/с с во¬
дяным объемом 10 м3 содержание солей в парогенераторной
воде за сутки работы может возрасти в 200—240 раз.
Столь быстрое нарастание концентрации солей в парогене¬
раторной воде недопустимо, так как оно приводит к интенсив¬
ному образованию накипи и шлама,
ухудшению качества пара и интенси¬
фикации коррозионных процессов.
Для поддержания в допустимых
пределах концентрации солей в паро¬
генераторной воде организуют проду¬
вание парогенератора. Продуванием
называют удаление из парогенера¬
тора шлама и растворенных солей
вместе с небольшим количеством па¬
рогенераторной воды.
Продувание бывает верхнее и ниж¬
нее. Верхнее продувание производят
из пароводяного коллектора. Оно слу¬
жит для поддержания концентрации
солей в допустимых пределах, а так¬
же для удаления пены, плавающего
шлама, маслянистых и других ве¬
ществ, присутствие которых приводит
к вспениванию и уносу воды с паром.
Для осуществления верхнего проду¬
вания открывают клапан 1 (рис. 223),
и верхний слой воды с загрязняю¬
щими веществами удаляется из паро¬
генератора через воронку 5 и трубо¬
провод 2. Воронку верхнего продува¬
ния располагают на 50—100 мм ниже
среднего рабочего уровня воды в том районе пароводяного кол¬
лектора, где наблюдается наибольшая концентрация солей.
Через верхнее продувание нельзя полностью удалить весь
шлам. Относительно тяжелый шлам скапливается в водяном
коллекторе, откуда его удаляют открытием клапана 4. Прием¬
ная труба 3 нижнего продувания (если она установлена) имеет
в нижней части отверстия, которые позволяют забирать шлам
по всей длине коллектора.
Верхнее продувание может быть периодическим и непрерыв¬
ным. При периодическом продувании продувочную воду, как
правило, не используют и направляют за борт. Непрерывное
Рис. 223. Схема верхнего
и нижнего продувания па¬
рогенератора.
422

продувание более рационально, так как позволяет поддержи¬
вать качество парогенераторной воды на одном уровне и дает
возможность использовать теплоту продувочной воды. Проду¬
вочную воду в этом случае чаще всего направляют в испари¬
тели забортной воды.
Расход продувочной воды можно определить из уравнения
материального баланса солей
*	*-п. в^п. в ~ CnD + CnrDnр,
где Си. в, Сп и сПг — содержание солей в питательной воде, паре
и продувочной (парогенераторной) воде;
А. в, D и Ар — расход питательной воды, паропроизводи-
тельность парогенератора и расход проду¬
вочной воды.
Поскольку А. B — D + Dnv, то расход продувочной воды
Впр — — ·в ~ -- D.
СПГ 	сп. в
Отношение расхода продуваемой воды Ар к паропроизводитель-
ности парогенератора D называют коэффициентом продувки
Фпр = Ар/А
В зависимости от содержания примесей в питательной воде и
величины продувки φπρ в парогенераторной воде устанавлива¬
ется определенная концентрация солей, равная
_ 1 ~Ь фпр
+ фпр
(XV.5)
Здесь А — Сп/Сдг — коэффициент выноса загрязняющих веществ
с паром, который для парогенераторов с давлением менее
7 МПа можно принять равным нулю.
С помощью продувания концентрация солей в парогенера¬
торной воде поддерживается на определенном уровне. Однако
это не позволяет полностью предотвратить образование на¬
кипи. Для исключения возможности появления накипи необхо*
димо либо производить более тщательную очистку питательной
воды и создавать для этого развитую систему водоподготовки,
либо осуществлять парогенераторную обработку воды. Пароге¬
нераторная обработка воды возможна только в парогенерато¬
рах с естественной и многократной принудительной цирку¬
ляцией.
Существуют два принципиально разных способа проведения
парогенераторной обработки воды:
а)	перевод ионов кальция (или магния) в труднораствори¬
мую фазу, которая не образует накипи,' а выпадает в виде
шлама;
б)	перевод ионов, обусловливающих жесткость воды, в хо¬
рошо растворимые устойчивые комплексные соединения.
423

В первом случае в парогенераторную воду вводят фосфаты,
во втором — комплексоны.
Обработка воды фосфатами является весьма распространен¬
ным методом предотвращения образования накипи в парогене¬
раторах с любыми параметрами пара. При этом используют
фосфорнокислые соли, чаще всего тринатрийфосфат. При вза¬
имодействии фосфатов с кальциевыми соединениями образуется
труднорастворимая комплексная соль кальция — гидраксилапа-
тит ЗСаз(Р04)2Са(0Н)2, который выпадает в толще воды в виде
рыхлого подвижного шлама и легко удаляется продувкой.
В результате обработки воды фосфатами и удаления шлама
концентрация ионов Са+2 в парогенераторной воде снижается.
Парогенераторная вода уже не достигает состояния насыщения
и в отношении других накипеобразователей, таких, как CaS04,
CaSi03.
Гидраксилапатит образуется только при условии щелочной
реакции парогенераторной воды (рН>10). В нейтральной или
слабощелочной среде образуется фосфорит Саз(Р04)2 в виде
плотной кристаллической накипи.
Для полного осаждения солей жесткости в виде шлама в па¬
рогенераторной воде необходимо поддерживать избыток ионов
Р04~3. Этот избыток измеряется фосфатным числом Фч, которое
равно концентрации Р04“3, выраженной в миллиграммах на ки¬
лограмм.
Избыточный тринатрийфосфат при высоких давлении и тем¬
пературе, характерных для парогенераторов, подвергается гид¬
ролизу с образованием щелочи
Na3P04 + Н20 i: Na2HP04 + NaOH.	(XV.6)
Эту щелочь называют «связанной», поскольку степень гидро¬
лиза уменьшается с увеличением концентрации раствора. При
полном упаривании парогенераторной воды (например, в не¬
плотностях вальцовочных соединений) происходит устранение
NaOH.
При полном завершении гидролиза тринатрийфосфата [реак¬
ция (XV.6)] отношение концентрации «связанного» едкого натра
к концентрации ионов Р04_3 в парогенераторной воде равно:
cNaOH 40
0,42.
(XV.7)
Кроме «связанной» в парогенераторной воде может появиться
«свободная» щелочь как вследствие введения ее в воду, так и
по причине термического разложения и гидролиза бикарбоната
натрия
NaHCOg -> NaOH-f С02.
Содержание щелочи в парогенераторной воде, выраженное в
миллиграммах на килограмм, называют щелочным числом (Щч).
424

Высокая концентрация «свободной» щелочи может привести
к коррозионному разрушению металла, называемому щелочной
хрупкостью. Для предотвращения щелочной хрупкости в паро¬
генераторную воду вместе с фосфатом вводят нитрат натрия
NaN03 (селитру) в количестве 35—45% от концентрации ще¬
лочи. Введение нитрата натрия способствует пассивации ме¬
талла и гарантирует отсутствие щелочной хрупкости.
Содержание NaN03 в миллиграммах на килограмм назы¬
вают Нитратным числом (Нч). Режим парогенераторной обра¬
ботки воды, при котором вместе с тринатрийфосфатом вводят
селитру, называют фосфатно-нитратным режимом. Контроль за
проведением этого режима осуществляется путем определения
и поддержания в нужных пределах (табл. 19) величины фос¬
фатного, щелочного и нитратного чисел.
Фосфатно-нитратный режим применяют только для давлений
не выше 7 МПа. При более высоком давлении происходит раз¬
ложение нитрата натрия и его введение будет по меньшей мере
бесполезным.
Для парогенераторов с давлением пара выше 7—8 МПа ре¬
комендуется применять режим так называемой чисто фосфат¬
ной щелочности. Этот режим характеризуется отсутствием
в воде «свободной» щелочи. Необходимая для образования
шлама реакция воды (рН>10) обеспечивается за счет фосфат¬
ной «связанной» щелочи. Установлено, что для этого доста¬
точно иметь щелочное число Щч = 9 мг/кг при фосфатном числе
Фч^22 мг/кг. Эти значения служат нижней границей чисто
фосфатного режима парогенераторной обработки воды. Верх¬
няя граница режима определяется, исходя из условия полного
гидролиза избыточных фосфатов. В соответствии с уравнением
(XV.7) можно записать Щч = 0,42 Фч.
Таким образом, чисто фосфатный режим парогенераторной
обработки воды осуществляют по фосфатному и щелочному
числу, которые связаны зависимостью
9 Щч < 0,42 Фч при Фч 22.
Недостатком фосфатной обработки воды (фосфатно-нитрат¬
ного и чисто фосфатного режимов) является наличие фосфатно¬
кальциевого шлама и связанная с этим опасность его участия
во вторичном накипеобразовании. Кроме того, в застойных зо¬
нах парогенератора может возникнуть подшламовая коррозия.
Поэтому более совершенным нужно считать режим обработки
воды комплексонами, при котором все примеси присутствуют
в парогенераторе только в растворенном состоянии. Из ком¬
плексонов практическое применение находит этилендиаминтет-
рауксусная кислота (ЭДТА) и ее соли, в частности двунатрие¬
вая соль (трилон Б). Однако опыт применения трилона Б в на¬
стоящее время еще невелик.
425

Допустимое содержание веществ в парогенераторной воде, мг/кг
С
о
С
. о.
Д
Ч О О
о с
О U
'—>
I ю О О
I о о
X
7 о и
L?zz
о «
azg
О О
5 5
Д S
Д Д
О Я
Ч О
У S
К
D4 а)
_ Д
*
<и а)
о о
д д
н н
О S S g
Θΐ3υ
О
д
д
О Q-
д
а,
н
>>
« 3
и
Й S
Ä Я
а> £
Он о
VO
=3 S.
£ό
я о
2 «
& о
к 2
й ο¬
ν о
? й
g о-
е о-
о
ю о
I <м о
о ^
СМ
о о
'Д о
CN
X
со О
I «
On
л g
§°
я 3
88
s I
■Θ-.2
о 3 g
iSÕ
<υ
д
а>
ί¬
ο
Ο-
Д
Д
Д
ο-
Η
ίο
Ю 3
§
S я
Д Я
* I
О) Η
О- О
хо
д
:Д О-
ä*
I·»
*tr д
о й
о &
Θ °
д
о-
о^о
0	^ о
01	—I
О Т}< о
<м ^
0^0
см	—·
о
д
со *
о ^ о
д2 ч
Д _ X
Д о
К с §
|§ о
^ д о
Ч л, 55
о 2 д
Д я
Sott
£5 I
оЭб
3 »я
й О
о к
ш д
д
д д
Д о
8 8
VO
2-8.
VO ° '
3 Н
g-й
о R
W я О
Й-е-8
1 м'Я
I Г'. О
- -н ч
о- .4
а)
Я
а) д
с- ш
о о«
°*й 8
Д я ж
с я £?
о о >■
tts &
д
о	о о
Ю	СО (М
LO 'V о о
Ю СО
Ю 'V о о
(М ь- о
о 'V о о
о ю о
<м со см
426
Допарогенераторная обработка воды Общая жесткость, мкг-экв/кг
Na-катионитовых фильтрах	Щелочное число по NaOH
Общее солесодержание по NaCl
Содержание ионов хлора

К недостаткам фосфатного режима относят также невозмож¬
ность с его помощью предотвратить образование сложных же¬
лезных и медных накипей, которые образуются в парогенерато¬
рах высокого давления.
Предотвратить возникновение железных и медных накипей
можно путем организации специального режима парогенератор¬
ной обработки воды. Экспериментально установлено, что таким
режимом, позволяющим успешно бороться как с кальциево-маг¬
ниевыми отложениями, так и с железными, и медными наки¬
пями, является режим с применением гексаметофосфата натрия
(ЫаРОз)б. Это вещество реагирует с солями щелочноземельных
металлов и образует комплексы, обладающие способностью «за¬
хвата» соединений железа и меди из парогенераторной воды.
В результате применения (ПаРОз)6 щелочность парогенера¬
торной воды уменьшается и вода может стать даже кислой.
В связи с этим для поддержания нормальной щелочности гекса-
метофосфат натрия вводят вместе с едким натром NaOH.
Эффективным средством борьбы с образованием железнокис¬
лых накипей служит гидразин. Гидразин, являясь сильным вос¬
становителем, обладает способностью не только связывать кис¬
лород, но и восстанавливает окислы железа до закиси железа
и частично до металла. Последние не дают накипи и находятся
в парогенераторе только в виде шлама.
XV.8. Особенности образования отложений
и организация водного режима
в прямоточных парогенераторах
Трубы прямоточного парогенератора можно разбить на три уча¬
стка: экономайзерный, парообразующий и пароперегреватель-
ный. Рассмотрим, каким образом меняются условия образова¬
ния отложений, начиная от входа воды в экономайзерный уча¬
сток и кончая выходом пара из пароперегревательного. На
рис. 224 схематично изображена труба прямоточного парогене¬
ратора и показано изменение температуры рабочего тела и па-
росодержания. Здесь же приведены кривые растворимости
в воде солей с отрицательным (аб) и положительным (а'б')
температурными коэффициентами. Ординаты точек б и 6' соот¬
ветствуют пределу растворимости в кипящей воде при данном
давлении (сб и сб').
Изменение содержания солей в жидкой фазе выражено кри¬
вой 1—2—3—4. На экономайзерном участке содержание солей
в воде остается постоянным и равным содержанию питательной
воды С\ — с% — сп. в· Как видно из графика, в конце экономайзер-
ного участка разница между пределом растворимости сб и ве¬
личиной С2 = сп. в у солей с отрицательным температурным коэф¬
фициентом снижается. Однако тем не менее предел растворимо¬
сти практически никогда не достигается. В экономайзерах имеет
427

место неравенство сп. в = с2<сб. Поэтому на экономайзерном
участке накипь, как правило, не образуется. Исключение могут
составлять лишь аварийные случаи, когда в качестве питатель¬
ной воды используют необработанную воду с большим солесо-
держанием.
На парообразующем участке при движении смеси непре¬
рывно увеличивается паросодержание х и уменьшается количе¬
ство воды. При этом соли остаются в жидкой фазе, вследствие
чего концентрация их непре¬
рывно растет. Это прежде
всего относится к соединениям
кальция и магния (Mg(OH)2,
СаСОз и др.), которые плохо
растворяются в паре. Теорети¬
чески концентрация солей
в воде может достигнуть бес¬
конечно больших значений,
когда в смеси останутся по¬
следние капли жидкости (уча¬
сток 2—3—3х). Практически
концентрация солей увеличи¬
вается лишь до предела рас¬
творимости в кипящей воде
при данном давлении (точка
3). Это достигается при вполне
определенном значении паро-
содержания хпр. Затем концен¬
трация солей в воде остается
неизменной (участок 3—4).
По мере превращения воды
в пар соли начнут выпадать из
насыщенного растврра в виде
твердой фазы на участке АО.
Что касается хорошо растворимых солей с положительным
температурным коэффициентом (кривая растворимости а'б'),
то предел их растворимости может быть достигнут только при
массовом паросодержаниц, близком к единице (точка З1).
Вследствие этого, а также по причине хорошей растворимости
этих солей и в паре, которая оказывается соизмеримой с содер¬
жанием их в питательной воде, хорошо растворимые соли (та¬
кие, как NaCl и Si02) на парообразующем участке накипи не
образуют.
Таким образом, в конце парообразующего участка прямо¬
точного парогенератора пар соприкасается как с растворами
солей высокой концентрации, так и с отложением солей. Если
учесть, что в прямоточных парогенераторах, как правило, при¬
меняется высокое давление пара, то в этих условиях ряд ве¬
ществ приобретает способность переходить в паровую фазу, т. е.
Рис. 224. Изменение температуры,
массового паросодержания и концен¬
трации солей по тракту трубы прямо¬
точного парогенератора.
428

растворяться в паре. Вследствие этого содержание солей в паре
будет возрастать, достигая предела растворимости или прибли¬
жаясь к нему в конце парообразующего участка (кривая 5—6).
При входе на участок перегрева насыщенный пар будет содер¬
жать некоторое количество растЁоренных веществ, равное с 6,
но меньшее, чем содержание солей в воде с2 на входе в парооб¬
разующий участок. Это означает, что соли в количестве D(c2—с6)
осели в виде накипи на парообразующем участке.
Образование отложений возможно и на участке перегрева
пара. На рис. 224 приведены две кривые растворимости солей
в перегреваемом паре: кривая в—г для солей, растворимость
которых невелика, но соизмерима с их содержанием в питатель¬
ной воде (окислы железа и меди), и кривая в'—г' для хорошо
растворимых солей (NaCl). Выпадение хорошо растворимых со¬
лей на участке перегрева не произойдет, так как практически
всегда Се оказывается ниже минимального предела растворимо¬
сти на кривой в'—г'.
.Что касается остальных солей, то они могут образовать от¬
ложения в пароперегревателе. При перегреве предел раствори¬
мости солей в паре снижается и может оказаться меньше содер¬
жания растворенных солей (точка 7, где с6 — с7). В резуль¬
тате в пароперегревателе на участке БВ произойдет образо¬
вание отложений в количестве D(c7—с&). Закончится выпа¬
дение солей из пара при величине перегрева, равной А^отл
(рис. 224).
Таким образом, в трубах прямоточного парогенератора в про¬
цессе образования и перегрева пара задерживаются практиче¬
ски все труднорастворимые соли, поступающие с питательной
водой. Легкорастворимые соли (например, соединения натрия)
также могут образовать накипь, выпадая в виде твердой фазы
даже из ненасыщенных растворов. Это происходит, как уже го¬
ворилось, при кризисе теплообмена II рода, когда при высоком
паросодержании и интенсивном обогреве имеет место высыха¬
ние пленки жидкости на поверхности трубы при наличии в ядре
потока мелких капелек влаги.
Опыт эксплуатации прямоточных парогенераторов свиде¬
тельствует о том, что труднорастворимые кальциевые соедине¬
ния, окислы железа и легкорастворимые вещества отклады¬
ваются главным образом в той части поверхности нагрева, где
заканчивается парообразующий и начинается перегревательный
участок. Эту зону часто называют переходной (зона АВ,
рис, 224). Величина переходной зоны зависит от давления. Так,
например, если давление пара 3,5—4,0 МПа, то соли начинают
выпадать при паросодержании хПр = 0,8-4-0,9. При давлении ΙΟ¬
Ι 1 МПа отложения появляются начиная с хпр=0,6-40,7, а при
давлении 18,5—20 МПа — с хПр = 0,4-4-0,5. Заканчивается пере¬
ходная зона там, где перегрев пара достигает 30—50° С по от¬
ношению к температуре насыщения.
429

Необходимо отметить, что при колебании рабочих парамет¬
ров «переходная» зона может перемещаться как в сторону пе-
регревательного участка, так и в сторону экономайзерного. При
повышении температуры пара переходная зона отступает в сто¬
рону экономайзерного участка. При понижении —- конец пере¬
ходной зоны В перемещается, в направлении к пароперегрева¬
телю. Парогенераторная вода при этом вымывает ранее отло¬
жившиеся соли (в основном натриевые соединения), что может
сопровождаться скачкообразным ростом содержания солей в пе¬
регретом паре. При значительном загрязнении поверхности на¬
грева натриевыми солями и непостоянстве режима работы вит¬
ков по температуре и расходу солесодержание пара на выходе
из прямоточного парогенератора в некоторые моменты может
заметно превышать солесодержание питательной воды.
С увеличением давления растворимость солей в паре воз¬
растает, поэтому в прямоточных парогенераторах с повышением
давления все большее количество солей будет проходить через
него транзитом и все меньше будет отлагаться на поверхности
нагрева. Так, если в парогенераторах с давлением пара 3,5—
4,0 МПа задерживается 90—95% всех солей, содержащихся
в питательной воде, то при давлении 10 МПа их количество
снижается до 50%.
Таким образом, с повышением давления пара условия ра¬
боты поверхностей нагрева прямоточного парогенератора улуч¬
шаются. Однако в этом случае в более тяжелые условия ста¬
вится турбина.
Сравнивая условия образования накипи в парогенераторах
с естественной и многократной принудительной циркуляцией,
с одной стороны, и прямоточных, с другой, можно отметить сле¬
дующее. В парогенераторах первых двух типов на условия об¬
разования отложений и чистоту пара можно воздействовать
продуванием, парогенераторной обработкой воды, а также се¬
парацией пара. Что касается прямоточных парогенераторов, то
ни продувание, ни парогенераторную обработку, ни сепарацию
пара в них организовать невозможно. Поэтому интенсивность
образования отложений и чистота пара в прямоточном пароге¬
нераторе полностью определяется качеством питательной воды.
В связи с этим к питательной воде прямоточных парогенерато¬
ров предъявляются весьма жесткие требования по содержанию
солей (см. табл. 16). Так, в питательной воде натриевых солей
должно быть не более 0,05 мг/кг, а кремниевой кислоты — не
более 0,02 мг/кг. Содержание железа и меди ограничивается
значениями 0,015 и 0,010 мг/кг.
Что касается труднорастворимых солей, то их содержание
в питательной воде определяется необходимой продолжитель¬
ностью безостановочной работы прямоточного парогенератора.
Продолжительность работы парогенератора между очередными
чистками (промывками) т зависит от содержания труднорас-
430

творимых солей в воде или от скорости роста отложений ω и
допустимой толщины отложений бдоп:
τ = ^2Ξ.	(XV.8)
ω
Величина бдоп может быть определена из условия обеспече¬
ния надежной работы труб, т. е. исходя из Допустимого повы¬
шения температуры стенки
бдоп = у^доп.103,мм.	(XV.9)
Здесь обозначены:
λ — теплопроводность отложений, Вт/(м-°С);
q— плотность теплового потока, Вт/м2;
Δ^οπ — допустимое повышение температуры стенки трубы,
°С;
d, dBH — наружный и внутренний диаметр трубы соответст¬
венно, мм.
Величина бдоп существенно зависит от плотности теплового по¬
тока. Наприм-ер, если «переходная» зона находится в трубах
высоконапряженной лучевоспринимающей поверхности нагрева,
то величина бд0п не должна превышать 0,2—0,3 мм. Если же
«переходная» зона вынесена в газоход в область низких темпе¬
ратур газов и невысокой плотности теплового потока, то допу¬
стимей толщину отложений можно было бы принять равной
1,0—1,5 мм. Однако в связи с тем, что при больших толщинах
накипи затрудняется отмывка и очистка труб, толщину отложе¬
ний не рекомендуется допускать более 0,2—0,3 мм даже в слу¬
чае относительно низких значений плотностей теплового потока.
Очистку внутренней поверхности труб прямоточного пароге¬
нератора от отложений осуществляют с помощью промывок.
В зависимости от применяющихся моющих средств промывки
делятся на водные и химические.
Водные промывки производят для удаления из труб легко¬
растворимых (водовымываемых) солей. При водных промыв¬
ках важное значение имеет скорость движения промывочной
воды, которая должна быть не меньше 0,5 м/с. Для водных про¬
мывок обычно 'применяют горячий деаэрированный конденсат
при температуре не ниже 100° С. Конденсат прокачивают через
трубы всех поверхностей нагрева. Кроме водной, иногда при¬
меняют пароводяные промывки, которые проводят в течение
1—2 ч при давлении и нагрузке несколько ниже рабочих. По
эффективности пароводяная промывка уступает водной.
Химическую промывку производят щелочами, минеральными
или органическими кислотами и комплексонами. Щелочную про¬
мывку применяют для удаления значительных отложений в виде
сульфатов, которые возникают при попадании в конденсат мор¬
ской воды. Силикатная накипь также может быть удалена
431

щелочными промывками. Щелочи превращают нерастворимые
составляющие отложений в вещества, способные растворяться
в кислоте и других реагентах. Химическая очистка щелочами
производится при достаточно высокой температуре. Повышение
температуры интенсифицирует очистку и сокращает ее продол¬
жительность.
Во время промывок минеральными кислотами нераствори¬
мые отложения превращаются в соли, хорошо растворимые
в воде. Наиболее распространена промывка соляной кислотой.
Эта кислота имеет высокую скорость взаимодействия с отложе¬
ниями, она полностью растворяет карбонатные и фосфатные
соли. Железноокисные отложения также в значительной степени
растворяются соляной кислотой и частично диспергируются.
Однако соляная кислота слабо воздействует на силикатные
накипи и практически не растворяет сульфатные отложения.
К недостаткам соляной кислоты относят также ее высокую аг¬
рессивность по отношению к металлам. Соляную кислоту нельзя
применять при наличии в контуре парогенератора элементов, из¬
готовленных из нержавеющих сталей. Кроме того, применение
соляной кислоты связано с трудностями при ее транспортировке
и хранении. Однако, несмотря на эти недостатки, соляная кис¬
лота является одним из главных средств химической очистки
парогенераторов.
Из органических кислот наибольшее применение получила
лимонная кислота. Она высокоэффективна, хорошо растворя¬
ется в воде, удобна в обращении. Кроме того, лимонная кис¬
лота обладает меньшей агрессивностью по отношению к сталям
по сравнению с другими органическими кислотами.
Органические кислоты удаляют отложения значительно мед¬
леннее, чем, например, соляная кислота. Тем не менее их при¬
меняют все чаще, особенно в случаях, когда в контуре пароге¬
нератора есть детали из аустенитных сталей. Органические кис¬
лоты не вызывают коррозионного растрескивания аустенитных
сталей. Кроме того, остатки этих кислот при высокой темпера¬
туре полностью разлагаются с образованием летучих соедине¬
ний. Это позволяет производить менее тщательную отмывку па¬
рогенератора от кислоты.
В последнее время для химической очистки парогенераторов
стали применять комплексоны. Это нетоксичные твердые веще¬
ства. Они удобны в обращении и не требуют специальных мер
предосторожности при работе. Наиболее распространенным
комплексоном является этилендиаминтетрауксусная кислота
(ЭДТА) и ее соли, которые, как уже говорилось, применяются
и для внутрипарогенераторной обработки воды. При проведе¬
нии химических очисток парогенераторов комплексонами, на¬
ряду с удалением всех отложений, происходит также пассива¬
ция металла.
432

Глава XVI.
ЧИСТОТА ПАРА
XVI.1. Чистота пара и ее значение для судовой
энергетической установки	»
Примеси, содержащиеся в паре, могут отлагаться на стенках
труб пароперегревателя. Это является причиной недопустимого
повышения температуры металла труб и их пережога. Появление
солей в пароперегревателе вызывает развитие коррозионных
процессов. При наличии в пароперегревателе NaCl и NaOH
создаются благоприятные условия для появления коррозионных
трещин, особенно в случае применения аустенитных сталей.
Очень чувствительна к чистоте пара турбина. При появле¬
нии отложений увеличивается шероховатость лопаток и искажа¬
ется профиль каналов, растут гидравлические потери и давление
в камерах регулировочной ступени. В результате уменьшается .
к. п. д. турбины.
Степень заноса проточной части турбины контролируется
по росту перепада давления, который не должен превышать
следующих величин (в процентах от нормального перепада).
Тип турбины	Давление пара
среднее высокое
Активная 	 15	5
Реактивная	 20	10
Отложения из проточной части турбины удаляют путем прове¬
дения различного рода промывок: влажным паром, щелочным
раствором или комплексонами. Промывка паровых турбин —
сложная и ответственная операция. Она требует либо сниже¬
ния мощности турбины (паровая промывка), либо полной ее
остановки. При плохой организации водного режима парогенера¬
торов промывки турбин могут оказаться неэффективными. Тогда
прибегают к трудоемкой и дорогой механической чистке турбин.
Таким образом, чистота пара оказывает существенное влияние
на надежность и экономичность энергетической установки.
Чистым паром считают такой, в котором примеси содержатся
в количестве, практически не влияющем на работу турбин в пе¬
риод между капитальными ремонтами. Ниже приведены данные
о допустимом содержании веществ в паре.
Вещество	Допустимое
количество,
мг/кг:
Соединения натрия в пересчете на. сульфат нат¬
рия 			 0 — 0,2
Кремниевая кислота в пересчете на SiOJ-2 . .	0 — 0,002
Свободная углекислота	 0 — 0,01
Общее солесодержание 		0 — 6,0
Получение чистого пара — сложная задача. Для ее решения
надо знать причины и основные закономерности загрязнения
пара.
433

XVI.2. Причины загрязнения пара. Избирательный унос
Примеси, содержащиеся в паре, могут быть летучими и неле¬
тучими. Летучими примесями являются газы: азот, углекислота,
аммиак и водород. За исключением С02, летучие примеси не
участвуют в образовании отложений. Летучие примеси перехо¬
дят в пар в процессе кипения воды.
Нелетучими примесями могут быть различные вещества,
растворенные или взвешенные в воде. Чаще всего это различ¬
ного рода соли, щелочи, окислы железа и меди. Нелетучие при¬
меси в паре могут появляться по следующим причинам:
—	вследствие механического уноса паром твердых мелких
частиц;
—	из-за способности пара растворять некоторые неорганиче¬
ские соединения (избирательный унос);
—	вследствие механического уноса паром капелек воды вме¬
сте с находящимися в них солями (капельный унос).
Механический и избирательный унос характерны для прямо¬
точных парогенераторов. В парогенераторах с естественной и
многократной принудительной циркуляцией загрязнение пара
происходит главным образом из-за капельного уноса. Однако
при высоком давлении (р>7,0 МПа) избирательный унос также
становится одной из причин загрязнения пара и в парогенерато¬
рах этого типа.
Рассмотрим причины загрязнения пара в прямоточных паро¬
генераторах.
Как известно из гл. XV, в прямоточных парогенераторах воз¬
можно образование отложений из легкорастворимых солей. Эти
соли (главным образом, соли натрия) легко смываются влажным
паром при смещении границы начала перегрева. В результате
в пар попадает сразу значительное количество загрязняющих
веществ. Большая часть этих солей вновь выпадает на станки
пароперегревательного участка в новой переходной зоне. Однако
некоторая часть легкорастворимых солей уносится паром в виде
твердых мелких частиц и попадает в турбину. Этот механический
унос загрязняющих веществ имеет периодический случайный ха¬
рактер и зависит главным образом от смещения «переходной»
зоны при изменении нагрузки парогенератора, а также от гид¬
равлических и тепловых факторов (например, от скорости и
структуры пароводяного потока, плотности теплового потока).
Механический унос легкорастворимых солей встречается чаще
всего в прямоточных парогенераторах низкого и среднего дав¬
ления пара (3,0—4,0 МПа).
При переходе к высоким давлениям существенное значение
приобретает физико-химический переход примесей из кипящей
воды в насыщенный и перегретый пар, т. е. избирательный унос.
Избирательный унос солей насыщенным паром подчиняется
законам термодинамического равновесия при распределении ка-
434

ких-либо веществ между двумя несмешивающимися раствори¬
телями. Количественно это равновесие характеризуется величи¬
ной коэффициента распределения /СР
где ап и ав — активность растворенного вещества в паре и воде
соответственно.
Для разбавленных растворов активности могут быть заме¬
нены, при сохранении достаточной степени точности, соответст¬
вующими концентрациями. Тогда
При постоянных температуре и давлении (при кипении) ко¬
эффициент распределения является величиной постоянной и ин¬
дивидуальной для каждого вещества. Он не зависит от началь¬
ной концентрации вещества в какой-либо из фаз.
Следует заметить, что закон распределения строго соблюда¬
ется лишь при условии одинаковой формы существования рас¬
творенных веществ как в воде, так и в >паре, например, только
молекулярной.
При растворении твердой фазы (Кт~Ан+) в воде Н20' и
в паре Η20" образуются так называемые ассоцианты типа
(Кт~ Ан+) тН20
Величины тир называют координационными числами. Они
представляют собой среднестатистическое количество молекул
Н20 составляющих в паровом или водном растворе непосредст¬
венное окружение молекул (ионов) твердых веществ. Для реак¬
ций (XVI.2) могут быть определены константы равновесия Кс:
— для парового раствора твердого вещества	.
Поскольку в парогенераторах, как правило, находятся раз¬
бавленные растворы, то активность ассоцианта может быть
(XVI.1)
Кт Ан+ + /пН20 ii (Кт Ан+)тН20;
Кт~Ан+ + рН20' ü (Кт~Ан+) рН20.
(XVI.2)
для водного раствора твердого вещества
	а(Кт~Ан + ) рН;0
(αΗ2ο)Ρ
435

заменена его весовой концентрацией в паре сп и в воде св, а ак¬
тивность пара и воды — их плотностью р" и р':
Кс
сп
и Кс
(р "Г	(Р')р
Отсюда концентрация веществ в паре и воде равна:
с„=к'с{р")т и Св=к;(р')р.
С учетом этих соотношений Кр можно представить следующим
образом:
<(рТ
К (p')f
Константы равновесия Кс" и Кс зависят от температуры.
Поскольку при кипении температура фаз одинакова, то, оче¬
видно, Кс" = Кс· В случае су¬
ществования твердого веще¬
ства только в одной форме
(молекулярной или ионной
в воде и паре) оказываются
равными и координационные
числа, т. е. т = р = п. С учетом
этого
TS 	 Сп
с
. (XVI.3)
22,1 η 20 16 12 8
1 0,5 0,6 р, ΜΠα
Рис. 225. Коэффициенты распреде¬
ления некоторых веществ.
Таким образом, можно ска¬
зать, что коэффициент распре¬
деления Кр является функцией
отношения плотностей паро¬
вой и жидкой фаз. Показатель
степени п зависит от природы вещества и сохраняет постояш
ное значение в широком диапазоне изменения параметров
пара.
На рис. 225 даны значения Кр в зависимости от отношения
плотностей воды и пара ρΊρ" для типичных неорганических со¬
единений, присутствующих в парогенераторной воде. Как видно
из графика, по мере приближения давления к критическому
(р7р"—Н) величина Кр стремится к единице в связи с уменьше¬
нием различия между фазами.
Как уже говорилось, закон распределения строго соблюдается
при условии одинаковой формы существования растворенных
веществ в паровой и жидкой фазах. Отвечающий этому условию
коэффициент распределения называют истинным или термоди¬
намическим.
В реальных растворах вещество может находиться частично
в молекулярной, частично в ионной форме. Определить раз¬
436

дельно содержание в воде и паре молекул и ионов невозможно.
Поэтому, наряду с истинным коэффициентом распределения,
используют так называемый видимый коэффициент распределе¬
ния Ктщр. Он представляет собой отношение общей концентра¬
ции растворенных в воде и паре веществ без учета формы их
существования.
Уровень растворимости неорганических соединений в насы¬
щенном паре различен. По этому признаку загрязняющие ве¬
щества межно разбить на три группы.
Наибольшей растворимостью (высокое значение КР) обла¬
дают такие слабые электролиты, как гидраты окислов железа
xFe(OH)2i/FeOOH, алюминия А100Н и циркония Zr(OH)2. Для
группы этих веществ коэффициент п в уравнении (XVI.3) мень¬
ше единицы.
Несмотря на большое численное значение коэффициентов
распределения для продуктов коррозии таких конструкционных
материалов, как сталь, алюминий, цирконий, содержание их оки¬
слов в паре невелико. Причина этого заключается в том, что
концентрация продуктов коррозии в парогенераторной воде не
превышает, как правило, десятых и даже сотых долей милли¬
грамма на килограмм.
Ко второй группе веществ, которые характеризуются более
низким.значением Кр, относятся кремнекислота H2Si03 и гидро¬
окись меди Си(ОН)2. Значение коэффициента п для этих ве¬
ществ находится в пределах от 1,5 до 2,0.
При низких давлениях растворимость веществ второй группы
в насыщенном паре мала. Однако уже при давлениях 3,0—5,0
МПа и особенно, если оно превышает 7 МПа, количество раство¬
ренной в паре кремнекислоты становится соизмеримым с коли¬
чеством веществ, которые могут попасть в пар, например за счет
капельного уноса в парогенераторах естественной циркуляции.
Поэтому растворимость в паре веществ второй группы должна
учитываться, особенно при высоких давлениях.
Наиболее обширную группу веществ составляют сильные
электролиты, такие, как хлориды NaCl, LiCl, гидроокиси NaOH,
Mg(OH)2 и Са(ОН)2, сульфаты CaS04, Na2S04 и др. Для со¬
единений этой группы п>3 и значение коэффициента распреде¬
ления невелико (рис. 225). Растворимость веществ, входящих
в третью группу, становится заметной лишь при высоких давле¬
ниях (р>14,0МПа).
Твердые вещества могут растворяться не только в насыщен¬
ном, но и перегретом паре. Причем растворимость некоторых
веществ в перегретом паре достаточно высока даже при средних
давлениях. Зависимость растворимости твердых веществ в пе¬
регретом паре может быть выражена уравнением
спп = КРпп-	(XVI.4)
437

В этом уравнении обозначены:
К — константа равновесия;
Рпп — плотность перегретого пара;
п — показатель степени, аналогичный показателю в урав¬
нении (XVI.3).
Константа равновесия процесса образования парового раст¬
вора определяется по формуле
д Е
д = /*г + С0.	(XVI.5)
Здесь АЕ — тепловой эффект процесса растворения данного ве¬
щества в паре, Дж/моль;
рД— универсальная газовая постоянная, Дж/(моль-К);
Т — температура, К;
С0 — постоянная величина.
Как следует из уравнений (XVI.4) и (XVI.5), растворимость
веществ в перегретом паре зависит от давления (плотности) и
температуры, увеличиваясь с их
ростом. В пароперегревателях
перегрев сопровождается увели¬
чением температуры пара при
одновременном снижении плотно¬
сти. Поэтому растворимость ве¬
ществ в перегретом паре, как
правило, имеет минимум.
На рис. 226 показаны кривые
ed и e'd' растворимости нелетучих
соединений в перегретом паре
в зависимости от его температу¬
ры. Эти же-кривые соответствуют
изменению растворимости солей
в паре по ходу его движения в
трубах пароперегревателя. Кри¬
вая ed отвечает давлению р, а кривая e'd'—р', причем р'>р.
Точки е и e', находящиеся на пограничной кривой ав, соответ¬
ствуют растворимости солей в насыщенном паре.
При давлении р минимальная растворимость с\ имеет место
при температуре t\.
Пользуясь кривыми рис. 226, можно установить условия об¬
разования отложений в пароперегревателе.
Количество отложений в пароперегревателе будет тем мень¬
ше, чем выше растворяющая способность пара и чем меньше со¬
держание примесей в насыщенном паре. Очевидно, при прочих
равных условиях с увеличением давления все большее количе¬
ство солей будет проходить пароперегреватель транзитом. Если
при низких и средних давлениях практически все соли задер¬
живаются в пароперегревателе (90—95%), то с ростом давле¬
ния все большее количество солей уносится в турбину.
Рис. 226. Кривые растворимости
солей в перегретом паре в зави¬
симости . от температуры и давле¬
ния.
438

Следует подчеркнуть, что бороться с избирательным уносом
трудно. Пути, используемые для решения этой задачи в стаци¬
онарной энергетике (ступенчатое испарение, промывка пара),
приводят к значительному усложнению парогенератора. Приме¬
нение пара высокого давления на судах ставит на повестку дня
решение этой'проблемы применительно к судовым условиям.
XVI.3. Капельный унос. Гидродинамика потока
в пароводяном коллекторе
Загрязнение пара в парогенераторах с естественной цирку¬
ляцией происходит главным образом за счет механического уно¬
са паром капель парогенераторной воды из пароводяного кол¬
лектора. При этом унос происходит одинаково для всех загряз¬
няющих веществ. Содержание за¬
грязняющих веществ в паре Сп
при наличии только капельного
уноса будет зависеть от влажно¬
сти (1— х) и концентрации за¬
грязняющих веществ в парогене¬
раторной воде
с„ = (ср + сш)(1-х), (XVI.6)
где ср и сш — концентрация рас¬
творенных и шламовых (взве¬
шенных) примесей в парогенера¬
торной воде.
Таким образом, для повыше¬
ния чистоты пара необходимо
снижать концентрацию загрязня¬
ющих веществ в парогенератор¬
ной воде и уменьшать влажность
пара, уходящего из пароводяного
коллектора.
Рассмотрим процессы, протекающие в пароводяном коллек¬
торе и влияющие на влажность пара.
На рис. 227 показан поперечный разрез пароводяного кол¬
лектора. Нижняя часть коллектора 4 заполнена водой, через
которую проходят пузыри пара из подъемных труб 5. В верхней
части 2 находится пар, содержащий частицы воды. Границу
раздела 3 парового и водяного объемов называют зеркалом ис¬
парения. Площадь зеркала испарения равна
Р, И = ^3. И ^
В качестве длины зеркала испарения /3.и берут так называе¬
мую активную длину пароводяного коллектора, равную длине
топки, т. e. l3.n=LT. Обычно зеркало испарения находится ниже
горизонтальной оси парового коллектора на величину /
Рис. 227. Схема пароводяного
коллектора судового парогенера¬
тора.
439

(рис. 227). Расстояние от зеркала испарения до пароприемного
устройства 1 называют высотой парового пространства Я.
Кроме геометрических размеров, важной характеристикой
пароводяного коллектора является нагрузка (напряженность)
зеркала испарения RF и нагрузка парового объема Rv.
Нагрузка зеркала испарения
Rf =
D
Р"Fз. и
(XVI.7)
где D — паропроизводительность, кг/с;
К3.и — площадь зеркала испарения, м2;
р" — плотность сухого пара, кг/м3.
Рис. 228. Схема образования ка¬
пель воды при выходе парового
„ пузыря с зеркала испарения.
Величина Rf по сути дела яв¬
ляется скоростью пара, отнесен¬
ной к площади зеркала испаре¬
ния. Нагрузка парового объема
Rv представляет объемное коли¬
чество пара, проходящее в еди¬
ницу времени через единицу
объема активного парового про¬
странства коллектора
*v=“-·(XVI.8)
Г I'll. О
Активный объем парового пространства
Кп
π£>„
4-2
Li ~\~ L)BHILT.
(XVI.9)
Унос жидкости с паром из пароводяного коллектора наблю¬
дается лишь в том случае, если жидкость подвергается дробле¬
нию на мелкие капли. Такое дробление происходит при подводе
пароводяной смеси в паровой объем коллектора. Чтобы избе¬
жать дробления жидкости, в судовых парогенераторах подвод
пароводяной смеси производят под зеркало испарения в водяной
объем. В результате в пароводяном коллекторе происходит бар¬
ботаж пара. Однако и при барботаже в какой-то степени воз¬
можно дробление жидкости. При выходе паровых пузырей 1 из
зеркала испарения их оболочка разрывается и образуются капли
воды 2 (рис. 228). При этом на образование капель затрачива¬
ется часть кинетической энергии всплывающих пузырей АЕК и
часть энергии поверхностного натяжения АЕ„.
Ориентировочные расчеты показали, что ΑΕσ/ΑΕκ= 103—102.
Это означает, что дробление жидкости и образование капель
происходит главным образом за счет энергии поверхностного
натяжения, высвобождающейся при разрыве оболочек паровых
пузырей.
Необходимо отметить, что находящиеся в парогенераторной
воде растворенные вещества или взвешенные частицы способст¬
440

вуют упрочнению жидкой пленки (оболочки) вокруг парового
пузыря. В результате оболочка разрывается при меньших тол¬
щинах δ и больших размерах da (рис. 228), образуя значитель¬
ное количество мельчайших капелек воды.
Рассмотрим движение капли в паровом пространстве кол¬
лектора. Пусть капля образовалась при разрыве парового пу¬
зыря на расстоянии у от зеркала испарения в плоскости а—а,
где скорость пара w" (рис. 229).
Рис. 229. Схема движения капли воды в паровом
пространстве коллектора.
Будем считать объем капли равным V, а поперечное сече¬
ние— f. В начальный момент капля обладает какой-то скоро¬
стью wB с вертикальной wyH и горизонтальной wxH составляю¬
щими. Начальная кинетическая энергия капли V
«)’
(р'-р")
при подъеме на высоту h будет полностью израсходована на
преодоление силы тяжести и гидравлического сопротивления
(ши)2	г
V 4r-(P'-P") = V(p'-p")gh ± р"f$Cf(w"—wy)2dh, (XVI.10)
2	у
где Cf — коэффициент сопротивления капли.
Из формулы (XVI. 10) следует, что чем больше размер капли V
и ее начальная скорость wyH, тем больше левая часть урав¬
нения и тем больше должна быть, при ърочих равных условиях,
высота подъема капли h.
441

Очевидно, если величина h окажется меньше высоты паро¬
вого пространства Я (см. рис. 227), то капля упадет на зеркало
испарения. В противном случае она попадет в пароотборное уст¬
ройство и далее в пароперегреватель.
Унос капель зависит не только от высоты их подъема h. Не¬
которые капли могут иметь незначительную начальную скорость
и быстро ее потерять, и тем не менее они попадают в паропере¬
греватель. Рассмотрим силы, действующие на каплю на высоте
h, когда ее начальная кинетическая энергия полностью израс¬
ходована (см. рис. 229). Начиная с этого момента, на каплю
действуют две противоположно направленные силы: сила грави¬
тации Fg, стремящаяся вернуть каплю на зеркало испарения, и
сила трения Етр, которая увлекает каплю с потоком пара вверх.
Величина силы трения FTp зависит от скорости движения
капли относительно потока пара. Относительную скорость капли,
при которой силы трения уравновешивают ее массу, называют
скоростью витания капли шВит·
Если скорость пара в сечении б—б ниже скорости витания
капли (w"<wвит), то, очевидно, капля будет падать на зеркало
испарения со скоростью /wyl — w" — ШвИт.
В том случае, когда скорость пара больше скорости витания
(w">wвит), капля будет увеличена потоком и покинет паровое
Пространство СО СКОрОСТЬЮ Wy = W" — ШВит.
Таким образом, наряду с размером капли, ее начальной ско¬
ростью и высотой парового пространства, важное значение для
обеспечения чистоты пара имеет соотношение скорости витания
и скорости движения пара в коллекторе.
Определим скорость витания. Для этого напишем уравнение,
отражающее равенство сил, действующих на каплю:
Принимая, что капля имеет форму шара диаметром d, имеем
Формула (XVI.11) позволяет установить, что скорость вита¬
ния тем меньше, чем меньше диаметр капли и больше давление.
Это означает, что при высоком давлении существует опасность
уноса паром мелких капель парогенераторной воды, независимо
от высоты парового пространства Н (рис. 227). Причем количе¬
ство унесенных капель будет расти с увеличением скорости дви¬
V{9'-9")g = Cff-r р",
откуда находим
(XVI.11)
442

жения пара в паровом пространстве или, что то же самое, срос¬
том нагрузки парового объема Rv-
Приведенные выше сведения дают лишь качественную кар¬
тину капельного уноса. Опираясь на установленные закономер¬
ности, можно сказать, что влажность пара при барботаже явля¬
ется в общем случае функцией следующих параметров:
(1—χ) = φ(α>Η, d, H, w", cB, p).	(XVI.12)
Решение уравнения (XVI. 12), т. e. определение количествен¬
ных соотношений между параметрами, характеризующими ка¬
пельный унос, осуществляют экспериментально.
ра от высоты парового пространства пара от нагрузки парового объема.
И СКОрОСТИ пара.	1 — давление пара 3,5 МПа; 2 —
9 МПа; 5—10,8 МПа.
На рис. 230 показана зависимость влажности пара от вы¬
соты парового пространства и скорости пара. Из рисунка сле¬
дует, что с уменьшением Я возрастает влажность пара. Осо¬
бенно растет влажность при Я<0,5 м. В то же время не всегда
целесообразно стремиться к увеличению высоты парового про¬
странства. Так, при значениях Н, превышающих 0,5—0,8, влаж¬
ность практически не меняется. Это связано с тем, что при боль¬
шой высоте парового пространства кинетической энергии круп¬
ных капель оказывается недостаточно для достижения ими
пароприемных устройств. Поэтому большинство крупных капель
возвращается в водяной объем. Некоторая, практически посто¬
янная (см. рис. 230), влажность пара в этом случае является
следствием уноса мельчайших частиц жидкости, у которых ско¬
рость витания меньше скорости пара.
Экспериментально установленная зависимость влажности
от нагрузки парового объема приведена на рис. 231. Зависи¬
мость получена при высоте парового пространства 630 мм. Как
и следовало ожидать, чем выше значение Rv (или скорость пара
w"), тем· больше влажность пара. С увеличением Rv все более
крупные капли уносятся с паром, поскольку их скорость витания
оказывается меньше скорости пара.
443

Зависимость влажности пара от его скорости может быть вы¬
ражена формулой
(1— x)^A(w")n.	(XVI .13)
Здесь А — коэффициент, зависящий от конструктивных ха¬
рактеристик пароводяного коллектора. Показатель степени п
является переменной вели¬
чиной, возрастающей с уве¬
личением влажности пара.
Значение п может быть рав¬
но единице (при 1—х—
= 0,005%) и может дости¬
гать десяти (при 1—х>
>0,2%).
На загрязнение пара при
капельном уносе сущест¬
венно влияет содержание
солей в парогенераторной
воде св. На рис. 232 пока¬
зана зависимость солесодер-
жания и влажности пара от
количества солей в пароге¬
нераторной воде. Вначале,
в области малых содержаний солей, при увеличении св происхо¬
дит пропорциональное увеличение солесодержания пара (кри¬
вая 1). Влажность пара при этом не меняется (кривая 2). Такая
закономерность сохраняется до тех пор, пока содержание солей
0,09 X
0,08 н
о,о? "
0,06
0,05
ομ
0,05
0,02
0,01
о т то то юоо гооо гм
Со/гесоде/шание ВоОы Сд.мг/^
Рис. 232. Влияние содержания солей
в парогенераторной воде на солесодер-
жание пара (1) и его влажность (2).
Рис. 233. Влияние давления
на критическое содержание
солей в парогенераторной
воде для растворов NaCI
и NaOH.
Рис. 234. Зависимость
коэффициента С' от дав¬
ления в формуле
(XVI.14).
444
I

в парогенераторной воде не достигнет определенной величины,
называемой критическим солесодержанием свкр (на рисунке
свкр = 2000 мг/кг). После достижения критического солесодержа-
ния происходит резкое увеличение влажности и концентрации
солей в паре. Это явление связано с тем, что вследствие изме¬
нения коэффициента поверхностного натяжения увеличивается
доля мелкодисперсных капель. Кроме того, при большем соле-
содержании парогенераторной воды происходит «набухание»
уровня воды и уменьшается действительная высота парового
пространства.
Величина критического солесодержания парогенераторной
воды зависит от состава растворенных и взвешенных в воде ве¬
ществ, а также от давления. Установлено, что к ростом давле¬
ния значения критических солесодержаний снижаются. Это под¬
тверждается экспериментальными данными, приведенными на
рис. 233. Наименьшая, при прочих равных условиях, величина
критического солесодержания обнаружена у NaOH, а наиболь¬
шая—у NaCl.
Обобщив большое количество опытных данных по капель¬
ному уносу солей при барботаже пара через воду с низким со¬
лесодержанием, Л. С. Стерман предложил следующую формулу
для определения влажности пара:
(1-х) = СГ&¥*.	(XVI.14)
Я2,3
Здесь С' — коэффициент, зависящий от давления. Величину
коэффициента С' можно определить с помощью графика, пред¬
ставленного на рис. 234.
Формула (XVI. 14) позволяет определить влажность пара, если
задаться высотой парового пространства и скоростью пара w".
XVI.4. Организация процесса сепарации пара
в парогенераторах
В парогенераторе с пароводяным коллектором для получения
чистого пара прежде всего используют принцип естественной
или осадительной сепарации, основанной на различии плотности
пара и воды. Для обеспечения такой сепарации необходимо,
чтобы внутренний диаметр пароводяного коллектора был до¬
статочно большим. При определении диаметра пароводяного
коллектора исходят из величины допускаемого напряжения па¬
рового объема Ддопу. Величину Ддопу для судовых парогенера¬
торов можно определить по эмпирической формуле
КДГ = 0,515е,	(XVI. 15)
где е — коэффициент, зависящий от давления.
Значение этого коэффициента находят по графику рис. 235.
Определив значение	находят минимально допустимый ди¬
аметр пароводяного коллектора. Для этого в уравнение (XVI.8)
445

подставляют значение парового объема W о из формулы
(XVI.9) и полученное уравнение решают относительно DBH. В ре¬
зультате минимально допустимый диаметр пароводяного коллек¬
тора будет равен
DBmHin =■—— + l/~—+ ---- ·	(XVI.16)
п У п jiLTR*on
Обычно диаметр пароводяного коллектора принимают'не¬
сколько больше, чем Д™нш· Для судовых парогенераторов на¬
иболее распространенная величина внутреннего диаметра нахо¬
дится в пределах 800—1400 мм.
Правильный выбор размеров пароводяного коллектора и ввод
пароводяной смеси из подъемных труб в водяной объем еще не
гарантируют хорошую естественную сепарацию пара и необхо¬
димую его чистоту. Дело в том, что
скорость выхода пароводяной смеси
из подъемных труб, а также количе¬
ство образующегося в них пара раз¬
личны. Кроме того, струи пароводя¬
ной смеси всегда направлены по ра¬
диусам. В результате эпюра скорости
пара w" при выходе с зеркала испа¬
рения имеет ярко выраженный макси¬
мум, как это показано на рис. 236, а.
Наличие высокой местной скорости
пара приводит к уносу значительного
количества капель парогенераторной
воды. В этом случае обеспечить приемлемую влажность пара
не удается.
Для достижения равномерной нагрузки зеркала испарения
под уровнем воды устанавливают дырчатый щит 1 с отверсти¬
ями диаметром 10—20 см (рис. 236 и 238, б). Основное назна¬
чение этого погруженного в воду дырчатого щита — создать на
пути движения пара дополнительное сопротивление. Величина
этого сопротивления должна существенно превышать сопротив¬
ление, создаваемое слоем воды. При соблюдении этого условия
пар будет выходить в паровой объем равномерно по всему зер¬
калу испарения, т. е. с минимально возможными скоростями.
Отверстия в дырчатом щите распределяются равномерно. Их
диаметр и шаги выбираются такими, чтобы под дырчатым щи¬
том образовалась устойчивая паровая подушка 2 (рис. 236).
Паровая подушка возникает в том случае, если скорость
пара в отверстиях дырчатого щита будет не меньше, чем это
следует из данных рис. 237.
Погруженный дырчатый щит устанавливается на 100—150 мм
ниже минимального уровня воды в коллекторе. Установка дыр¬
чатого щита является обязательным, но недостаточным усло¬
вием получения чистого пара.
Рис. 235. График для опре¬
деления коэффициента е
в формуле (XVI. 15).
446

В судовых парогенераторах отвод пара обычно осуществля¬
ется через один патрубок, устанавливаемый на коллекторе
вблизи его средней части (рис. 238). Из парового объема кол¬
лектора большая часть пара направляется к патрубку кратчай¬
шим путем. В результате скорость пара в паровом пространстве,
WCM
Рис. 236. Эпюра скорости пара при выходе с зеркала испаре¬
ния без дырчатого щита (а) и с дырчатым щитом (б).
1 — дырчатый щит; 2 — паровая подушка; 3 — парообразующие тру¬
бы; 4 — опускные трубы.
например в сечении II—II, оказывается различной с максиму¬
мом в средней части, как это показано на рис. 238, а. При этом
торцевые объемы Л и В парового пространства используются
слабо. Из-за повышенной скоро¬
сти пара его влажность, а зна¬
чит, и количество загрязняющих
веществ могут превысить допу¬
стимые величины.
Для достижения равномерной
нагрузки парового объема необ¬
ходимо обеспечить равенство со¬
противлений движению пара на
любом из возможных путей дви¬
жения, начиная от выхода пара
с зеркала испарения и кончая
входом в пароотборный патрубок.
Проще всего это достигается с
помощью установки потолочного
дырчатого щита. Потолочный щит
выполняет свое назначение в том
случае, если его сопротивление
возрастает от периферии к центру
щита, над которым расположен
о г 4 в в 10 «р,МПа
Рис. 237. Значение минимально
допустимой (1) и рекомендуе¬
мой (2) скоростей пара в отвер¬
стиях погруженного дырчатого
щита.
447

448
Рис. 238. Эпюры скорости пара в паровом пространстве кол- Рис. 239. Внутриколлекторные устройства судового па
лектора без верхнего дырчатого щита (а) и с дырчатым щи-	рогенератора КВГ-34.

пароотборный патрубок. Для выполнения этого требования от¬
верстия в щите располагают неравномерно: чем дальше от
центра, тем чаще отверстия. Закон изменения величины шага
отверстий устанавливается путем проведения специального рас¬
чета. Диаметр отверстий в потолочном щите обычно принимают
равным 10—15 мм.
На рис. 239 показаны внутриколлекторные устройства судо¬
вого парогенератора КВГ-34, в состав которых входят нижний
(погруженный) 2 и верхний (потолочный) 1 дырчатые щиты.
Дырчатые щиты являются наиболее простыми паросепари¬
рующими устройствами. Однако они имеют некоторые недо-
Рис. 240. Схема циклонного сепаратора.
статки. В частности, установка дырчатых щитов способствует
вспениванию воды, особенно при повышенном содержании со¬
лей. Вспенивание воды приводит к недопустимому возрастанию
влажности пара. В связи с этим применение дырчатых щитов
считается целесообразным, если содержание солей в парогене¬
раторной, воде не превышает 2000 мг/кг для парогенераторов
среднего давления и 300 мг/кг для парогенераторов высокого
давления.
Кроме того, сепарационные устройства, выполненные в виде
дырчатых щитов, весьма чувствительны к изменению нагрузки.
При резком изменении режима работы парогенератора влаж¬
ность пара может кратковременно увеличиваться в несколько
раз. Так же неблагоприятно сказываются на работе дырчатых
щитов колебания.уровня воды в коллекторе при качке судна.
В судовых парогенераторах в качестве сепарационных уст¬
ройств применяют также циклонные сепараторы. Схема циклон¬
ного сепаратора показана на рис. 240. Циклонный сепаратор
состоит из корпуса 2, днища 3 ж входного тангенциального пат¬
рубка 1. Пароводяная смесь поступает в сепаратор через патру¬
бок 1 и закручивается внутри корпуса 2. При этом вода, как
15 Заказ № 2222
449

более тяжелая фракция, под действием центробежных сил при¬
жимается к стенке корпуса и стекает вниз через кольцевую щель
между корпусом 2 и днищем 3, где расположены лопатки 4. Ло¬
патки предназначены для преобразования вращательного дви¬
жения воды в осевое.
Отделение воды от пара внутри сепаратора под действием
центробежных сил называют грубой или первичной сепарацией.
Первичная сепарация осуществляется тем лучше, чем выше ско¬
рость пароводяной смеси во входном патрубке. Обычно эту ско¬
рость принимают не ниже 5 м/с.
Рис. 241. Размещение
циклонных сепараторов
в пароводяном коллек¬
торе.
1 — подъемные трубы; 2 —
циклоны; 3 — пароотборный
патрубок; 4 —г жалюзи; 5 —
пароводяная полость; 6 —
короб; 7 — опускные трубы.
Пар, отделившийся в циклоне от основной массы воды, дви¬
жется вверх вместе с мельчайшими капельками воды. Для от¬
деления от пара этих мелких капель проводят тонкую или
вторичную сепарацию. Для этого в крышке сепаратора устанав¬
ливают дополнительное устройство в виде жалюзи или дырча¬
того щита (на рисунке не показаны). Вторичная сепарация
наиболее эффективна при малых скоростях пара, не превы¬
шающих 0,7 м/с.
Циклонные сепараторы компактны. Например, нагрузка се¬
паратора с диаметром корпуса 290 мм составляет, в зависимо¬
сти от давления, 0,6—2,0 кг/с. Особенно компактны прямоточ¬
ные (лопаточные) сепараторы, в которых отсутствуют танген¬
циальные патрубки. Пароводяная смесь в эти сепараторы
поступает снизу и закручивается с помощью специальных ло¬
паток.
Циклонные сепараторы работают устойчиво при резком из¬
менении нагрузки и не чувствительны к повышенному солесо-
держанию воды.
450

К недостаткам циклоннных сепараторов относят сравните¬
льно большие гидравлические сопротивления движению паро¬
водяной смеси. В парогенераторах с естественной циркуляцией
увеличение сопротивления пароводяного тракта может отрица¬
тельно повлиять на надежность циркуляции. Поэтому применять
циклонные сепараторы проще в парогенераторах с принуди¬
тельной циркуляцией.
На рис. 241 показано размещение циклоннных сепараторов
в пароводяном коллекторе.
Глава XVII. МАТЕРИАЛЫ, КОРРОЗИЯ И РАСЧЕТ
ПРОЧНОСТИ ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
ПАРОГЕНЕРАТОРА
XVII.1. Условия работы сталей в парогенераторе
и требования, предъявляемые к ним
Проектирование и изготовление парогенератора должны про¬
изводиться таким образом, чтобы все его элементы и детали
можно было эксплуатировать в течение 100 000 ч.
Ряд деталей и узлов парогенератора при эксплуатации нахо¬
дятся под действием высокого давления при высокой темпера¬
туре. Поэтому материал, применяемый для их изготовления,
должен обладать достаточной механической прочностью при вы¬
соких температуре и давлении.
Трубы, коллекторы и другие узлы и детали обогреваются,
как правило, неравномерно. При неравномерном распределении
температур в твердом теле одни слои этого тела расширяются
больше, другие — меньше. Менее нагретые слои препятствуют
расширению более нагретых. В результате в последних возни¬
кают напряжения сжатия, а в менее нагретых — напряжения
растяжения. Эти напряжения растут с увеличением градиента
температуры. Для того чтобы при этом не произошло разруше¬
ния детали, материал должен быть пластичным.
Характеристиками прочности и пластичности стали, как из-
цестно, являются предел прочности σΒ, предел текучести στ,
относительное удлинение б, относительное сужение ψ, а также
ударная вязкость ак. Эти характеристики являются определен¬
ными для каждой марки стали и существенно зависят от тем¬
пературы. Тем не менее они не могут характеризовать прочность
металла, длительное время находящегося под действием на¬
грузки при высокой температуре. Так, например, чтобы ра¬
зорвать в течение 20—30 мин образец из стали 12Х1МФ при
15*
451

температуре 550° С, необходимо достичь напряжения, равного
480 МПа. Для разрыва образца за 100 000 ч достаточно иметь
напряжение 60 МПа.
Опыт эксплуатации и многочисленные лабораторные иссле¬
дования показывают, что при длительном действии даже срав¬
нительно невысоких напряжений в металле развивается про¬
цесс, который может привести к разрушению металла. Этот
процесс называют ползучестью. Особенно интенсивно процесс
ползучести протекает при высоких температурах.
Различают три фазы ползучести металла (рис. 242). Первая
фаза (участок ав) соответствует началу процесса обычного
растяжения: мгновенное упругое
удлинение (аб) и последующая
непрерывно уменьшающаяся пла¬
стическая деформация (бв). Дли¬
тельность первой фазы состав¬
ляет несколько десятков часов.
Вторая фаза (участок вг)
длится десятки тысяч часов. Ее
особенностью является постоян¬
ная скорость изменения дефор¬
мации (скорость ползучести) w =
= Δδ/Δτ=const.
Третья фаза (участокгд) крат¬
ковременная. Она характеризу¬
ется прогрессивным возраста¬
нием скорости ползучести вплоть
до разрушения металла.
Существование трех фаз ползучести является следствием
одновременного протекания двух противоположных процессов:
упрочнения металла (наклепа) из-за его деформации и разуп¬
рочнения под действием температуры. Преимущественным влия¬
нием наклепа объясняется замедление скорости ползучести
в конце первой фазы (см. рис. 242). Во второй фазе интенсив¬
ность протекания процессов упрочнения и разупрочнения ме¬
талла оказывается одинаковой. К началу третьей фазы вели¬
чина пластической деформации достигает больших значений.
К тому же в металле происходит накопление микротрещин.
В результате наблюдается рост скорости деформации, закан¬
чивающийся разрушением металла. Характер кривой ползучести
и величина скорости ползучести зависят как от температуры,
так и от напряжения.
При высоких температуре и напряжении существуют крите¬
рии, которые характеризуют напряженное состояние стали. Та¬
кими критериями являются предел ползучести σπ и предел дли¬
тельной ПРОЧНОСТИ (ТдП.
, Пределом ползучести называют напряжение, при котором
скорость ползучести равна заданной. Для элементов парогенера¬
Рис. 242. Зависимость деформа¬
ции δ стали от времени Т при по¬
стоянных температуре и напряже¬
нии (кривая ползучести).
452

тора допускают напряжение (предел ползучести), при котором
скорость ползучести не превышает 2,75 · 10-3 мм/мм-с, что со¬
ответствует деформации в 1% за 100000 часов эксплуатации.
Пределом длительной прочности называют напряжение, ко¬
торое при данной температуре приводит металл к разрушению
через определенный промежуток времени.
Расчет срочности по пределу ползучести или по пределу дли¬
тельной прочности является по существу расчетом продолжи¬
тельности службы детали в данных условиях.
Обычные стали обнаруживают склонность к ползучести, на¬
чиная с 400° С. В связи с этим требование высокого сопротив¬
ления ползучести, или требование
жаропрочности, предъявляется в па-
рогенераторостроенци в основном
к материалам, из которых изготов¬
ляют элементы пароперегревателей.
Судовые парогенераторы часто
запусцают и останавливают. Они
работают как на долевых, так и на
полных нагрузках. При работе пе¬
риодически включаются сажеобду¬
вочные аппараты. В прямоточных
парогенераторах возможна пульса¬
ция потока. В парогенераторах
с естественной циркуляцией в паро¬
водяной коллектор иногда подается
относительно холодная вода. Все
это приводит к возникновению
в элементах парогенератора пере¬
менных, периодически повторяю¬
щихся напряжений. Металл, из которого изготовляют элементы
парогенератора, должен обладать стойкостью против разруше¬
ния под действием многократных повторных нагружений, неза¬
висимо от того, какими причинами они вызваны. Другими сло¬
вами, к металлу предъявляют требование стойкости против
усталости.
Усталость металла заключается в том, что при переменных
нагрузках в нем образуются мелкие трещины и происходит
хрупкое разрушение детали при напряжениях, значительно
меньших, чем предел прочности и даже текучести.
Критерием стойкости стали против усталости является пре¬
дел усталости (выносливости). Физическим пределом усталости
называют максимальное напряжение, которое не приводит к раз¬
рушению за сколь угодно большое число циклов. На рис. 243
физическому пределу усталости соответствует напряжение σγοτ·
При высоких температурах сталь не имеет физического пре¬
дела усталости. В этом случае определяют условный предел
усталости. Условным пределом усталости а\ называют макси-
Рис. 243. Зависимость предела
усталости от числа циклов.
1 — для неагрессивной среды при
комнатной температуре; 2 — при
высокой температуре.
453

мальное напряжение, которое еще не приводит к разрушению
за данное число циклов N i (рис. 243). Обычно условный предел
усталости определяют на базе (50—100) · 106 циклов.
При эксплуатации деталей в коррозионно-активной среде
также отсутствует физический предел усталости. Разрушение
металла вследствие одновременного действия агрессивной среды
и переменной нагрузки называют коррозионной усталостью.
На предел усталости оказывает влияние состав стали, тем¬
пература, состояние поверхности детали, распределение и кон¬
центрация напряжений, физико-химические процессы взаимо¬
действия металла с окружающей средой. Обычно предел уста¬
лости составляет 0,4—0,6 предела прочности при растяжении,
т. е. Цуст™ (0,4—0,6)Ов*
Многие элементы парогенератора работают при высокой
температуре в среде продуктов сгорания или перегретого пара.
В этих условиях сталь может окисляться. Возникает процесс
газовой коррозии, или окалинообразования. Скорость газовой
коррозии, а значит, и скорость уменьшения толщины стенки де¬
тали зависит от температуры, времени воздействия и химиче¬
ского состава продуктов сгорания, состава и свойств стали
(см. XVII.3). Для оценки возможности применения стали при
высоких температурах используют критерий, называемый жа¬
ростойкостью. Количественно жаростойкость выражается тем¬
пературой начала интенсивного окисления стали (температурой
окалинообразования). Для углеродистой стали температура
окалинообразования равна 500° С.
Таблица 20
Шкала оценки интенсивности коррозии
Скорость коррозии, мм/год
Характеристика
Коррозия равномерная
Коррозия
язвенная
коррозии
р — 3-^4 МПа
р> 10 МПа
р = 3-^4 МПа
р>10 МПа
Практически отсут¬
ствует
0-0,05
0,05
0-0,02
0—0,02
Слабая, коррозион¬
ные трещины отсут¬
ствуют
0,05—0,10
о
0
СЛ
1
о
to
0,02—0,04
0,02—0,08
Средняя, коррозион¬
ные трещины отсут¬
ствуют
0,10-0,15
0,20—0,30
0,04—0,05
0,08—0,19
Сильная, коррозион¬
ные трещины
0,15—0,60
0,30—1,20
0,05-0,20
0,10—0,40
Очень сильная, кор¬
розионные трещины
0,6
1,2
0,2
0,4
Примечание. Toj
= 3®4 МПа и 6 мм для дав
нцина стенки
ления более 10
принята равн
МПа.
ой 3 мм для
давления р ==
454

Кроме жаростойкости важной величиной является скорость
окисления стали.
Материалы, применяемые в парогенераторостроении, должны
иметь высокую коррозионную стойкость не только в продуктах
сгорания топлива, но и в парогенераторной воде.
Оценка коррозионной стойкости металла производится по
величине скорости коррозии. В табл. 20 приведена шкала для
оценки интенсивности коррозии. Оценки получены исходя из
двадцатилетнего срока службы
парогенератора.
При проектировании и рас¬
чете парогенераторов необходимо
учитывать еще одно важное свой¬
ство сталей. При высоких темпе¬
ратурах в металлах происходит
релаксация напряжений. Релак¬
сация — это самопроизвольное
падение во времени напряжения
деформированного металла в ре¬
зультате перехода упругой де¬
формации бупр в пластическую
епл при условии постоянства об¬
щей деформации ε0 (рис. 244).
Из-за релаксации наступает по¬
теря плотности в вальцовочных
соединениях труб с трубными до¬
сками пароперегревателей.
Длительная эксплуатация
стали при высоких температурах
может вызвать в ней существен¬
ные структурные изменения, ко¬
торые влияют на свойства стали.
К таким структурным измене¬
ниям относятся сфероидизация и
графитизация.
В сталях, применяемых в парогенераторостроении, зерна
перлита чаще всего имеют пластинчатое строение. Однако пла¬
стинчатый перлит является неустойчивой структурой. При дли¬
тельном воздействии высокой температуры пластинки перлита
стремятся принять сферическую форму. Сфероидизация приво¬
дит к значительному увеличению скорости ползучести. Кроме
того, процесс сфероидизации обычно сопровождается графитиза-
цией. Под графитизацией понимают распад карбидов на металл
и графит. В металле включения мягкого графита являются кон¬
центраторами напряжений и резко снижают прочность стали.
При эксплуатации парогенераторов может протекать еще
один процесс, влияющий на свойства стали. Это процесс пере¬
хода легирующих элементов из твердого раствора феррита
Рис. 244. Изменение во времени
напряжения (а) и деформации (о)
при релаксации.
455

в карбиды. В результате феррит разупрочняется, что приводит
к изменению механических свойств стали.
Изменение механических свойств стали в рабочих условиях
может быть следствием появления так называемых вторичных
фаз. Вторичными (по отношению к основному металлу) фазами
называют карбиды железа и легирующих элементов. Если вто¬
ричная фаза образуется в виде большого количества мельчай¬
ших частиц, то наблюдается упрочнение стали. Это явление на¬
зывают дисперсионным твердением. Если же мельчайшие ча¬
стицы вторичных фаз объединяются (коагулируют) в крупные,
то происходит разупрочнение стали.
В настоящее время не существует метода, который бы позво¬
лил объективно и с высокой степенью надежности оценить из¬
менение свойств металла в процессе его эксплуатации. В неко¬
торых случаях бывает трудно даже объяснить причины таких
изменений. Тем не менее возможность изменения свойств при
эксплуатации необходимо учитывать. Для этого иногда органи¬
зуют наблюдение за ходом изменения различных свойств ме¬
талла. Кроме того, применяют специальную восстановительную
термическую обработку деталей и узлов парогенератора, наибо¬
лее нагруженных в тепловом отношении (пароперегревателей,
перепускных труб перегретого пара, трубопроводов пара и т. д.).
Цель этой термообработки — восстановление оптимальной струк¬
туры металла.
Важным и необходимым свойством сталей является их сва¬
риваемость. Под свариваемостью понимают способность стали
образовывать при сварке такие соединения, которые по механи¬
ческим свойствам не уступают свариваемому металлу.
В парогенераторостроении желательно использовать такие
материалы, которые обладают благоприятным сочетанием и
стабильностью самых разнообразных свойств: высокой прочно¬
стью и пластичностью при любых температурах, жаростойко¬
стью, жаропрочностью, коррозионной стойкостью, стойкостью
против усталости, хорошей свариваемостью, высокой теплопро¬
водностью, низким коэффициентом линейного расширения, невы¬
соким удельным весом и низкой стоимостью. Конечно, получить
такой материал, который бы отвечал сразу всем требованиям,
невозможно. В связи с этим для изготовления современного су¬
дового парогенератора приходится использовать свыше 130 ви¬
дов и сортов различных материалов, в том числе более 50 ма¬
рок сталей и 10 марок цветных металлов.
Единого критерия, позволяющего однозначно определить при¬
годность материала для изготовления детали парогенератора,
пока не существует. Поэтому выбор марки материала произво¬
дят путем анализа целого ряда показателей, характеризующих
механические, физические и другие свойства.
456

#
XVII.2. Стали, применяемые в судовом
парогенераторостроении
Рассмотрим основные марки сталей, применяемых для изготов¬
ления труб, коллекторов, а также каркаса и обшивки судовых
парогенераторов.
Стали для труб парогенераторов низкого и среднего давле¬
ния изготовляют из углеродистой качественной стали 10 и 20.
Эти стали близки по своим свойствам. Сталь 20 содержит боль¬
ше углерода и обладает несколько большей прочностью.
Для парогенераторов -высокого давления применяют трубы,
изготовленные из сталей повышенного качества марок 20П,
20ПВ и 20ВД. Трубный прокат марки 20П имеет более высокое
качество поверхности. Сталь марок 20ПВ и 20ВД получают ва¬
куумнодуговым переплавом. Вследствие этого она содержит
меньшее количество серы, фосфора и неметаллических включе¬
ний, которые снижают качество стали.
Трубы из углеродистой стали можно использовать для изго¬
товления поверхностей нагрева, температура стенки которых не
превышает 500° С.
При более высоких температурах применяют трубы из низ¬
колегированных хромомолибденовых перлитных сталей марок
12МХ (до 540°С) и 15ХМ (до 560°С). Небольшая добавка мо¬
либдена в количестве около 0,5% превышает прочность этих
сталей при высокой температуре. Хром обеспечивает увеличе¬
ние жаростойкости, придает устойчивость карбидам и преду¬
преждает графитизацию. Хромомолибденовые стали отличаются
стабильностью механических свойств в процессе длительной экс¬
плуатации.
Стоимость труб из стали 12МХ и 15ХМ на 50—60% выше
стоимости труб из углеродистой стали.
В интервале температур 560—600° С используют трубы, из¬
готовленные из хромомолибденванадиевых сталей 12Х1МФ и
15Х1М1Ф. Повышенное содержание хрома в этих сталях обес¬
печивает высокую жаростойкость. Присадки молибдена и вана¬
дия повышают жаропрочность. Сталь 12Х1МФ имеет высокую
пластичность, вследствие чего допускается холодная гибка и
развальцовка труб. Сталь хорошо сваривается.
К низколегированным хромомолибденванадиевым сталям от¬
носится сталь 12Х2МФСР. Ее можно применять вплоть до тем¬
пературы 620° С. Молибден, ванадий и бор введены в эту сталь
для повышения жаропрочности, а хром и кремний — для повы¬
шения жаростойкости. Необходимо заметить, что кремний по¬
вышает стойкость против окисления только в среде продуктов
сгорания топлива и не оказывает заметного влияния на корро¬
зионную стойкость в пароводяной среде.
Сталь 12Х2МФСР обладает пластичностью и стабильностью
структуры, что обеспечивает высокую длительную прочность.
457

Свариваемость этой стали оценивают как вполне удовлетвори¬
тельную. По стоимости хромомолибденовые стали дороже угле¬
родистых в 1,8—2,1 раза.
Наибольшей коррозионной стойкостью обладают высоколеги¬
рованные аустенитные хромоникелевые стали Х18Н10Т и
Х18Н12Т. Стали этих марок характеризуются высокими жаро¬
прочностью, жаростойкостью и пластичностью при температуре
до 650° С. Они хорошо свариваются. Однако стали Х18Н10Т и
Х18Н12Т чувствительны к наклепу. Под действием наклепа су¬
щественно снижается их длительная прочность, особенно при
высоких температурах. К недостаткам относят также низкую
деформационную способность в зоне сварного соединения. Стали
этого типа не обладают высокой структурной стабильностью и
склонны к коррозионному растрескиванию в среде, содержащей
ионы хлора и кислород. В то же время они примерно в пять раз
дороже углеродистых сталей.
Высоколегированная сталь 1Х14Н18В2БР свободна от боль¬
шинства этих недостатков. Эта сталь обладает высокой жаро¬
прочностью, жаростойкостью и стабильностью структуры вплоть
до температуры 1000° С. Стабильность структуры и свойств
обеспечена за счет рационального легирования никелем и хро¬
мом, а также с помощью присадок вольфрама, ниобия и бора.
Технологические свойства стали 1Х14Н18В2БР хорошие, а сва¬
риваемость— удовлетворительная. Стоимость труб из этой стали
в десять раз превышает стоимость труб из углеродистой стали.
Для изготовления труб парогенераторов ЯЭУ, кроме углеро¬
дистых и легированных сталей, могут быть использованы тита¬
новые сплавы и сплавы типа нимоник.
Стали для коллекторов. Коллекторы парогенераторов мазут¬
ного отопления и корпуса парогенераторов ЯЭУ изготовляют
путем сварки обечайки и днищ.
Обечайка может быть бесшовной. В этом случае ее изготов¬
ляют либо из трубы, либо из поковки. Материалом труб и поко¬
вок являются стали тех марок, о которых уже говорилось. В не¬
которых случаях обечайку сваривают из двух частей (полуобе-
чайки и трубной доски).
Обечайки, трубные доски, днища изготовляют ковкой или
штамповкой из листовой стали. Чаще всего применяют каче¬
ственные листовые углеродистые стали 15К, 20К и 22К. Эти
стали используют для изготовления коллекторов, находящихся
под давлением до 6,0 МПа и работающих при температуре до
450° С.
Из низколегированных сталей широкое распространение по¬
лучила сталь 2ХГ2, ранее называвшаяся среднемарганцовистой.
Ее используют в виде листового проката, цельнокатаных труб
и кованых заготовок. Сталь 23Г2 обладает повышенными харак¬
теристиками прочности вплоть до температуры 350° С. Однако
эта сталь имеет склонность к закалке на воздухе, что ограничи-
458

Таблица 21
Марки сталей, применяемых для изготовления элементов парогенератора, работающих под давлением
I
0
<£дгя8!ННХ1
700
+
X0IH8IX
О
О
+
+
dO®WZXZl
620
ФШ1Х31
580
+
+
ΦΜΙΧΖΙ
580
+
+
+
+
WXSI
560
+
+
+
XWZI
540
+
+
ζχεζ
. 500
+
oz
500
+
+
+
+
+
+
+
+
+
OI
500
+
--
+
+
+
+
■+
+
Элементы
парогенератора
Предельная рабочая
темпепатуоа. °С
Л
Q
О
н
ы
О)
§
&
»я
о
я
Я
§
CQ
О
о
Я
с
*
я
я
я
о
я
я
*5
а>
н
я
я
а>
о
ί-
ω
о
а
с
с
с
о:
С
экономайзера
Я
VC
>
с
Н
О)
а
я
я
С
>
i
ц
а>
я
Я
2
>
со
Я
а
хо
О
о
·> Q
Я
с
я
а
я
’Я
«J
S
о
я
о
я
со
я
я
а>
н
я
я
а>
а
ί¬
α»
а
0J
с
о
Q
Я
С
воздухоподогре-
ЯЯТРЛЯ
я
ч
а
е
я
К
Я
t=
X
С
С
i
с
перепускные
459
перепуа

Таблица 22
Марки сталей, применяемых для изготовления элементов
парогенератора
Элементы
парогенератора
о
С
со
н
и
CJ
с
Tt*
н
и
юхснд
1X13
Х18Н10Т
Х23Н18
Х20Н14С2
Температура начала ока-
линообразования, °С
500
500
500
750
800
1050
1100
Несущие элементы кар¬
каса
1
~Г
Наружный кожух
+
Наружный кожух высоко¬
напорного парогенератора
+
Внутренний кожух высо¬
конапорного парогенерато¬
ра
+
Внутренняя обшивка и
детали крепления асбесто¬
вой изоляции в газоходах
+
Детали крепления обму¬
ровки
■ +
+
+
+
Опоры и кронштейны в га¬
зоходах
+
+
+
Опоры парогенератора
+
Трубы сажеобдувочных
устройств
+
+
вает возможность применения сварки при ремонте парогенера¬
торов. Поэтому в судовом парогенераторостроении сталь 23Г2
применяют только для изготовления пароводяных коллекторов,
при ремонте которых сварку не используют.
В табл. 21 приведены марки стали, наиболее часто применяе¬
мые для изготовления элементов судовых парогенераторов, на¬
ходящихся по давлением.
Стали для каркаса, обшивки и крепежа. Для изготовления
элементов каркаса и обшивки, которые работают при низком
давлении и сравнительно невысоких температурах, применяют
дешевую низкоуглеродистую сталь марок Ст.2, Ст.З и Ст.4. Эти
460

0
стали обладают достаточными механическими свойствами и
хорошо свариваются.
Корпус высоконапорного парогенератора обычно изготов¬
ляют из низколегированной стали 10ХСНД.
Для изготовления деталей крепежа (болтов, шпилек), рабо¬
тающих при температуре до 425° С и при давлении до 10,0 МПа,
применяют стали марок 30, 35 и 40. При более высоких темпе¬
ратурах и давлениях применяются легированные стали, такие,
как 1X13, Х20Н14С2.
В табл. 22 указаны марки материалов, которые используются
для изготовления каркаса, обшивки, крепежа и некоторых дру¬
гих деталей судовых парогенераторов.
XV1I.3. Теоретические основы
коррозии
Общие сведения о коррозии. Коррозией называют самопроиз¬
вольное разрушение металлических материалов вследствие фи¬
зико-химических взаимодействий их с окружающей средой.
Ущерб, наносимый коррозией, связан с потерями средств,
которые можно разделить на прямые и косвенные. Прямые по¬
тери возникают из-за необходимости замены поврежденных де¬
талей и узлов. К прямым потерям относят также повышенную,
по сравнению с углеродистыми сталями, стоимость коррозионно-
стойких материалов и сплавов. В группу прямых потерь, кроме
того, входит стоимость лакокрасочных и других покрытий, за¬
траты на плакирование стали, приобретение ингибиторов кор¬
розии и т. д.
Косвенные потери в основном связаны с простоем судов для
ремонта. Косвенные потери возникают и в результате наличия
значительных припусков, например, на толщину стенок труб.
Так, расчет толщины стенок труб производят с запасом на так
называемый износ. Этот запас составляет около 40% номиналь¬
ной толщины трубы и связан главным образом с коррозией.
Коррозия протекает на границе раздела двух фаз: металла
и окружающей (коррозионной) среды. В связи с этим коррозия
является гетерогенным процессом.
В зависимости от механизма взаимодействия металла и кор¬
розионной среды различают два типа коррозии: электрохимиче¬
скую и химическую.
К электрохимической коррозии относят коррозионные про¬
цессы, протекающие в растворах электролитов и сопровождаю¬
щиеся упорядоченным движением электронов и ионов, т. е. элек¬
трическим током. Коррозия, наблюдаемая в парогенераторах,
чаще всего является электрохимической.
К химической коррозии относят процессы непосредственного
химического взаимодействия металла с агрессивной средой, ко¬
торые не сопровождаются возникновением электрического тока.
461

По характеру разрушения металла коррозия может быть
сплошной (общей) и местной (рис. 245). Сплошная коррозия,
в свою очередь, делится на равномерную (а), неравномерную
(б) и избирательную (селективную) (в). При избирательной
коррозии разрушается только одна из структурных составляю¬
щих металла.
Местная коррозия может развиваться в виде пятен (г),
язв (д), точек (питтинг-коррозия) (е). Она также может быть
\
Рис. 245. Виды коррозионного поражения металла.
подповерхностной (ж). Местная коррозия называется межкри-
сталлитной, если она возникает и развивается только по гра¬
ницам кристаллов (з).
Особым видом местной коррозии является коррозионное
растрескивание, развивающееся при одновременном воздействии
коррозионной среды и растягивающих напряжений (рис. 245,
и). Коррозионные трещины в этом случае распространяются по
границам зерен (межкристаллитно) и через тело зерна (транс-
кристаллитно).
Наконец, одним из признаков, по которым классифицируют
коррозионные процессы, являются условия их протекания.
С этой точки зрения применительно к парогенераторам можно
выделить следующие виды коррозии:
462

—	кислородная коррозия в электролитах (коррозия ме¬
талла при соприкосновении с парогенераторной водой, содер¬
жащей кислород);
—	стояночная, или атмосферная (коррозия во время изго¬
товления или хранения парогенераторов);
—	газовая (коррозия под действием продуктов сгорания и
перегретого пара);
—	коррозия под напряжением (разрушение металла при од¬
новременном воздействии коррозионной среды и механических
напряжений).
Электрохимическая коррозия. Коррозионный процесс, имею¬
щий электрохимическую природу, представляет собой процесс
разрушения металла вследствие перестройки существующих
в нем связей под действием растворов электролитов.
Металл, как известно, представляет собой совокупность оп¬
ределенной, чаще всего кубической или гексагональной ре¬
шетки, в узлах которой расположены положительно заряжен¬
ные ионы. Эти ионы, или ион-атомы, образованы в результате
отщепления от каждого из атомов одного или нескольких ва¬
лентных электронов. Электроны сравнительно легко двигаются
внутри решетки, взаимодействуя как с ион-атомами, так и друг
с другом. Непрерывно переходя от одного ион-атома к дру¬
гому, электроны связывают их.
Для разрыва указанной связи между электронами и ион-
атомами, которую называют металлической, необходимо затра¬
тить определенную энергию. Способность ион-атома покинуть
поверхность металла характеризуют величиной так называемой
рабочей функции Ер. Рабочей (термоионной) функцией на¬
зывают градиент энергии, необходимый для отрыва электронов
при ионизации атома металла и удаления его на расстояние,
на котором электростатическое взаимодействие между ионом и
электроном становится бесконечно малым. Рабочая функция
может быть представлена как скачок потенциала на границе
металл—вакуум и выражена в вольтах. Произведение рабочей
функции на заряд электрона дает работу вырывания электрона
из металла в электрон-вольтах. Чем больше величина рабочей
функции, тем прочнее связь между ион-атомами и электронами.
Электролитами называют проводники, электропроводность
которых обусловлена передвижением ионов (положительно за¬
ряженных катионов и отрицательно заряженных анионов)
в электрическом поле.
Вода, применяемая в судовых энергетических установках,
всегда содержит некоторое количество растворенных веществ.
При растворении в воде солей, оснований и кислот происхо¬
дит их диссоциация, т. е. распад на свободные и независимо
перемещающиеся ионы. Сами молекулы воды диссоциируют
лишь в незначительном количестве. Тем не менее и они не пред¬
ставляют собой электрических нейтральных частиц. Дело в том,
463

что в молекуле воды центры тяжести положительных катионов
водорода и отрицательных анионов кислорода не совпадают.
В связи с этим молекулы воды полярны и в электрическом
поле ведут себя как диполи.
Электростатическое взаимодействие ионов и полярных мо¬
лекул воды приводит к тому, что вокруг каждого иона (поло¬
жительного или отрицательного) образуется оболочка опреде¬
ленным образом ориентированных диполей (рис. 246). Это яв¬
ление называют гидратацией. Благодаря гидратации эффек¬
тивный радиус ионов как бы увеличивается, а подвижность
гидратированных ионов уменьшается. Процесс гидратации со-
Рис. 246. Схема оболочек гидратированных ионов.
провождается выделением определенного количества энергии,'
называемой энергией гидратации Ег. Для большинства метал¬
лов, применяемых в технике, энергия гидратации в несколько
раз превышает величину рабочей функции Ev. Поэтому вероят¬
ность перехода ион-атомов металла из металлической решетки
в раствор весьма велика.
При соприкосновении поверхности металла с раствором
электролита под действием полярных молекул воды ион-атомы
начинают переходить в раствор (рис. 247, а):
Me -*■ Ме"г2 + 2е.
Этот окислительный процесс называют анодным. Скорость анод¬
ного процесса может быть выражена числом ионов металла,
переходящих с металла (анода) в раствор, т. е. анодным то¬
ком /+.
В результате протекания анодного процесса на поверхности
металла остается некоторое количество свободных электронов
и она приобретает отрицательный заряд. На отрицательно за¬
464

ряженной поверхности металла будут осаждаться положитель¬
ные ионы из раствора
Me-s-Me 2 + 2е.
Разряд этих катионов и выделение их на поверхности в виде
нейтральных атомов представляет собой восстановительный,
или катодный процесс. Скорость этого процесса может быть
выражена величиной катодного тока 1~~.
По мере роста отрицательного заряда на поверхности ско¬
рость перехода ион-атомов металла в раствор будет умень¬
шаться, а скорость осаждения катионов из раствора увеличы-
Рис. 247. Образование двойного электрического
слоя на границе металл—раствор.
Н	ион атома металла;	электрон.
ваться. Как только скорости этих процессов сравняются, на¬
ступит состояние динамического равновесия. При этом коли¬
чество катионов, переходящих в раствор, будет равно числу
катионов, осаждающихся на поверхности /+=/-, т. е. сум¬
марный ток будет равен нулю. В результате на границе
металл — водный раствор возникает так называемый двойной
электрический слой (рис. 247,6). Его можно уподобить кон¬
денсатору с отрицательно и положительно заряженными об¬
кладками. Возникающая при этом разность потенциалов между
поверхностью металла и электролитом характеризует изме¬
нение свободной энергии процесса перехода ионов в раствор.
Измерить этот скачок потенциала невозможно. Вместо этого
измеряют э. д. с., которая возникает в паре, составленной из
погруженного в электролит металла и водородного электрода
сравнения. Эту э. д. с. условились называть электродным по¬
тенциалом металла £ме. Потенциал самого водородного элект¬
рода при любых температурах считают равным нулю.
16 Заказ № 2222
465

Если в растворе находятся только ионы данного металла,
то с образованием двойного электрического слоя разрушение
металла прекратится. Возникает динамическое равновесие,
когда процесс обмена ионами металла будет обратимым.
Электродный потенциал металла в этом случае также назы¬
вают обраТИМЫМ (£ме)обр·
На практике переход ионов металла в электролит является
процессом необратимым. Равновесие двойного электрического
слоя непрерывно нарушается из-за удаления электронов или
ионов. Процесс удаления, или, как говорят, ассимиляция элект¬
ронов ионами, атомами или молекулами электролита назы¬
вается процессом деполяризации. Ионы, атомы или молекулы
электролита, которые, присоединяя электроны, восстанавли¬
ваются, называют деполяризаторами. Процесс деполяризации
может осуществляться нейтральными молекулами (например,
молекулами кислорода или хлора), ионами (например, водо¬
рода или железа), нерастворимыми пленками продуктов кор¬
розии, а также некоторыми органическими соединениями.
Таким образом, электрохимическая коррозия наблюдается
в случае беспрепятственного протекания следующих основных
процессов:
анодного процесса образования гидратированных ионов ме¬
талла в электролите и некомпенсированных электронов на по->
верхности
Me+"«e + mH,0 -> Ме+лтН20 + пе;	(XVI 1.1)
катодного процесса ассимиляции электронов деполяризато¬
рами
ne + D -*■ Dne -*■ Ан~/гН20.	(XVI 1.2)
В этих реакциях обозначены:
Ме+ппе — атом металла;
Ме+птН20 — гидратированный ион металла;
е — электроны;
D — атомы, молекулы или ионы деполяризатора;
Ан-/гН20 — анионы восстановленных и гидратированных
частиц деполяризатора.
Определим условие беспрепятственного протекания этих реак¬
ций. Согласно теории термодинамических потенциалов Гиббса
при р = const и r=const система находится в термодинамиче¬
ском равновесии, если ее изобарно-изотермический потенциал
Z минимален. Отсюда следует, что коррозия, как самопроиз¬
вольный процесс, должна сопровождаться уменьшением изо¬
барно-изотермического потенциала: ΔΖ<0.
В соответствии с этим процесс электрохимической коррозии
(реакции XVII. 1 и XVII. 2) возможен при условии
ΔΖ= — п[(£к)обр — (£a)o6p]F<0,	(XVII.3)
466

где	η — число электронов или химических экви¬
валентов, принимающих участие в реак¬
циях;
(£к)обр — обратимый потенциал деполяриза¬
тора, или катодной реакции (XVII. 2);
(^а)обр== (^ме)обр — обратимый потенциал металла в данных
условиях или анодной реакции (XVII. 1);
F — число Фарадея.
Из неравенства (XVII.3) можно получить условие протека¬
ния электрохимической коррозии
(£а)обр<(£к)обр,	(XVII.4)
которое можно сформулировать следующим образом: электро¬
химическая коррозия протекает в случае, если обратимый по¬
тенциал деполяризатора в данных условиях положительнее
обратимого потенциала ме¬
талла.
Чаще всего участки, на ко¬
торых протекают катодные и
анодные процессы, простран¬
ственно разделены. В этом
случае катодные и анодные
процессы протекают наиболее
легко, с наименьшими затра¬
тами энергии. Поэтому про¬
стейшая принципиальная схе¬
ма электрохимического корро¬
зионного процесса может быть
представлена как двухэлек¬
тродная (рис. 248).
В действительности поверхность металла в электролите де¬
лится на большое число катодных и анодных участков.
Причиной этого может быть неоднородность поверхности
самого металла, макро- и микровключения (рис. 249,а), ани¬
зотропность кристаллов металла и наличие границ кристаллов,
присутствие разнородных атомов в твердом растворе и т. д.
Макро- и микропоры в окисных и защитных пленках или не¬
равномерное распределение продуктов коррозии на поверхно¬
сти металла также приводят к появлению катодных и анодных
участков (рис. 249, б). Катодные и анодные участки возникают
при различной деформации металла (рис. 249, г) или при раз¬
личных напряжениях в нем. Причиной возникновения электро¬
химической гетерогенности и протекания коррозионного про¬
цесса может быть также неоднородность электролита (разная
концентрация кислорода, нейтральных солей или величины
pH). Наконец, катодные и анодные участки возникают из-за
различия температуры или плотности теплового потока на
участках поверхности нагрева. При этом наиболее нагретые
1V216*
Рис. 248. Схема двухэлектродного
коррозионного процесса.
467

участки становятся анодами (рис. 249, е). Условие электрохими¬
ческой коррозии (XVII. 4) получено ирходя из равновесия си¬
стемы метадл—коррозионная среда. Используя это условие,
можно сказать лишь о возможности или невозможности кор¬
розии металла в данных условиях. В то же время при наличии
коррозии скорость ее протекания может оказаться настолько
незначительной, что металл будет вести себя как коррозионно-
стойкий. Другими словами, кроме условия равновесия системы
металл — электролит необходимо знать скорость, с которой эта
Рис. 249. Причины возникновения электрохимической неодно¬
родности поверхности раздела металл—электролит: а — макро-
и микровключения; б — наличие границ зерен электролита;
в — поры в окисных пленках; г — неравномерная деформация;
д — различие напряжений; е — различие температуры.
1 — анод; 2 — катод.
система стремится к равновесию, т. е. корродирует. Оказы¬
вается, что не все стадии электрохимической коррозии проте¬
кают с одинаковой скоростью. Анодный процесс выхода ионов
металла в электролит (реакция XVII. 1) может отставать от
перетока электронов от анода к катоду. В результате, при на¬
личии коррозионного тока, на аноде остается все меньше
электронов и его потенциал становится все более положитель¬
ным (рис. 250). Катодный процесс ассимиляции электронов де¬
поляризатором (реакция XVII. 2) также может отставать от
скорости поступления электронов на катод. В результате на ка¬
тоде увеличивается количество электронов и его потенциал
в процессе коррозии становится все более отрицательным.
Смещение потенциалов анода и катода на величину АЕа и
Δ£κ по сравнению с начальными Еа и Ек (рис. 251) приводит
к уменьшению разности потенциалов. В результате умень-
468

шается величина коррозионного тока, т. е. скорость коррозии.
Такое изменение потенциала и их разности называют поляри¬
зацией. Поляризация снижает скорость коррозии в десятки и
сотни раз.
Продукты катодной и анодной реакций Ме+птН20 и
Ан-пН20 называют первичными продуктами коррозии. Наряду
с ними могут образовываться так называемые вторичные про¬
дукты. Они возникают главным образом в виде нерастворимых
пленок при взаимодействии первичных продуктов друг с дру¬
гом или с электролитом и рас¬
творенными газами.
Пленки вторичных окис¬
лов, в том числе и ржавчины,
обладают некоторыми боль¬
шими или меньшими защит¬
ил
Ек
Рис. 251. Изменение потенци¬
алов катода и анода во вре¬
мени.
ными свойствами. Они часто являются причиной поляризации и
повышенной коррозионной стойкости металлов.
Газовая коррозия. Химическая коррозия, протекающая в па¬
рогенераторах, чаще всего известна под названием газовой.
Этот вид коррозии может иметь место при воздействии на кон¬
струкционные материалы продуктов сгорания топлива, насы¬
щенного и особенно перегретого пара.
Принципиальная возможность газовой коррозии металла, как
и любой другой химической реакции, может быть определена,
если использовать основные положения химической термодина¬
мики.
Рассмотрим наиболее распространенный процесс газовой
коррозии — реакцию окисления металла кислородом:
'mMe + ^o2 = MemO^. v (XVII.5)
2
Рис. 250. Схема анодной и катод¬
ной поляризации.
469

Для этой реакции изменение изобарного-изотермического потен¬
циала равно:
ΔΖ = RT In —		RTln			.	(XVII.6)
тп	тп
{Р Оа)	(^9-’)равн
В этой формуле:
R — газовая постоянная;
Т — температура;
Ро2 — парциальное давление кислорода, соответствую¬
щее начальному (исходному) состоянию системы;
(ро2 )равн — давление диссоциации окисла, или парциальное
давление кислорода, соответствующее равновес¬
ному состоянию системы;
пг — число атомов металла в молекуле окисла;
п—валентность металла.
Рис. 252. Зависимость давления диссоциации окислов
металлов от температуры.
Из уравнения (XVII. 6) следует, что для окисления металла,
т. е. для выполнения условия ΔΖ<0, необходимо
Ро>ЫРав н-	(χνπ·?)
На рис. 252 показана зависимость давления диссоциации
некоторых окислов от температуры. Как видно из рисунка, пар¬
470

циальное давление кислорода, соответствующее равновесному
состоянию, весьма мало для окислов всех технических металлов.
Поэтому условие (XVII. 7) выполняется практически всегда.
Даже в случае сжигания топлива при малых избытках воздуха
(а= 1,024-1,03) парциальное давление избыточного кислорода
в продуктах сгорания оказывается больше давления диссоциа¬
ции окислов. Таким образом, окисление или газовая коррозия
конструкционных материалов в газоходе парогенератора яв¬
ляется термодинамически возможной.
Газовая коррозия сопровождается образованием на поверх¬
ности металла продуктов коррозии в виде пленки. Возникнове¬
ние пленки может привести к замедлению коррозионного про¬
цесса. Очевидно, для этого пленка должна быть сплошной, чтобы
затруднить проникновение кислорода к металлу и диффузию
ионов металла навстречу окислителю.
Условия сплошности пленок металла были сформулрованы
Пиллингом и Бедвортсом и заключаются в следующем. Молеку¬
лярный объем окисла Уок, возникающего на поверхности ме¬
талла, должен быть больше объема металла, израсходованного
на образование молекулы окисла:
Уок>Уме
ИЛИ
Гсж   МРМе ^ j
Гме тРок А
Здесь	М — молекулярная масса окисла;
А — атомная масса металла;
рок и рме — плотность окисла и металла соответственно.
Условие (XVII.9) является необходимым, но недостаточным
для обеспечения высоких защитных свойств пленок. При
Уок/Уме^ 1 в окисной пленке возникают столь значительные
внутренние напряжения, что она разрушается. В результате
газовая коррозия металла будет протекать беспрепятственно.
Другими словами, металлы, для которых У0к/Уме^1, не могут
образовать окисные пленки с удовлетворительными защитными
свойствами. В связи с этим принято ограничивать не только
нижний, но и верхний предел отношения Уок/Уме. Считают, что
для образования сплошной пленки с хорошими защитными свой¬
ствами необходимо выполнить условие
1<УоЛе'<2,5.
При взаимодействии перегретого пара с железом при тем¬
пературе до 575° С образуется окисел РезС>4
3Fe + 4Ha0^'Fe,04 + 4H,t;
Fe+H2O^FeO+H2|;
3Fe0 + H20^Fe304 + H2t.
(XVII.8)
(XVII.9)
471

Для окисла Fes04, который называют магнетитом, отношение
Кок/Уме Равно 2,09. Следовательно, магнетит может образовать
окисную пленку с высокими защитными свойствами. Для этого
окисная пленка должна быть прочно связана с металлом и не
иметь пор и трещин.
При легировании стали хромом, алюминием, кремнием, ни¬
келем на поверхности образуются весьма прочные смешанные
окислы, подобные FesO*, что значительно повышает коррозион¬
ную устойчивость стали при высоких температурах.
Образование защитных окисных пленок может происходить
не только в паре, но и в воде высокой чистоты.
XVI 1.4.	Коррозия поверхностей нагрева
парогенератора под действием воды и пара
Даже в абсолютно чистой воде при отсутствии кислорода воз¬
можна электрохимическая реакция взаимодействия между же¬
лезом и водой. Процесс взаимодействия характеризуется опре¬
деленными стадиями, которые могут быть представлены анод¬
ными реакциями
Fe -> Fe+2 + 2e;	(XVI1.10)
Fe+2 -► Fe+3+ e	(XVII.11)
и катодными реакциями
Н+ + e -> Н;	(XVII.12)
Η + Η-*Η2.	(XVII.13)
Суммарная реакция в молекулярной форме может быть запи¬
сана следующим образом:
3Fe + 4H20-> Fe304 + 4H2.	(XVII.14)
Реакция (XVII.11) протекает на поверхности металла. Ко¬
нечный продукт взаимодействия железа и воды Рез04 является
твердой, устойчивой, плохо растворимой фазой и образует на
поверхности стали защитную окисную пленку темного цвета.
Вследствие этого процесс коррозии стали в абсолютно чистой
воде при высокой температуре тормозится и с течением времени
прекращается.
Кинетика процесса взаимодействия стали и воды зависит от
условий его протекания. В частности, в присутствии кислорода
реакция образования магнетита (XVII.11) может идти не на
поверхности стали, а в воде около металла. В результате за¬
щитная окисная пленка не образуется, и коррозионный процесс
может продолжаться беспрепятственно.
Существенное значение имеет температура. При низкой тем¬
пературе (до 60—100° С, а в ряде случаев — до 230° С) реакция
(XVII.11) практически не идет. В этом случае основным продук¬
472

том взаимодействия Fe и Н20 является двухвалетное железо
(реакция XVII.10) в виде коллоидного раствора гидрата закиси
железа. Гидрат закиси железа Fe(OH)2 достаточно хорошо рас¬
творим в воде и не обладает защитными свойствами.
На процесс взаимодействия стали и воды влияют также теп¬
ловые нагрузки, твердые и растворимые вещества, присутствую¬
щие в воде, напряжения и т. д. В зависимости от того, влияние
какого фактора в процессе разрушения стали является преоб¬
ладающим, в парогенераторах, изготовленных из углеродистых
сталей, различают кислородную коррозию во время работы и
стоянки (стояночную коррозию), щелочную и межкристаллит-
ную коррозию (щелочную хрупкость), подшламовую или раку¬
шечную коррозию, паровую коррозию.
Кислородная коррозия. Кислородная коррозия возникает
при питании парогенератора водой, содержащей кислород. Про¬
является эта коррозия в виде язвин и питтингов на трубах. При¬
чиной питтинговой коррозии является двойственное влияние
кислорода на коррозионный процесс. С одной стороны, кисло¬
род является активным деполяризатором и ускоряет катодный
процесс и коррозию в целом. С другой стороны, окисляя металл
и образуя окислы, кислород играет роль пассиватора, снижаю¬
щего скорость коррозии. В результате в присутствии кислорода
уменьшается число анодных участков и возрастает площадь
катодных участков. Коррозия становится местной, интенсивность
ее возрастает, разрушения идут вглубь, образуя язвы. Язвен¬
ный характер кислородной коррозии делает ее особенно
опасной.
Наблюдается кислородная коррозия главным образом в эко¬
номайзерах. При значительном содержании кислорода в пита¬
тельной воде (более 0,3 мг/кг) кислородная коррозия может
протекать в пароводяном коллекторе и опускных трубах паро¬
генераторов с естественной циркуляцией.
Величина кислородной коррозии пропорциональна содержа¬
нию кислорода в питательной воде.
Подъемные парообразующие трубы также могут разру¬
шаться вследствие кислородной коррозии. Однако коррозион¬
ный процесс в них протекает менее интенсивно и практически
мало зависит от содержания кислорода. Это обстоятельство свя¬
зано с деаэрирующей способностью пара при кипении воды
в подъемных трубах.
Повышение давления и температуры при неизменном содер¬
жании кислорода приводит к усилению коррозии. Это связано
с возрастанием скорости диффузии кислорода к катодным уча¬
сткам.
Скорость кислородной коррозии зависит от плотности тепло¬
вого потока, скорости циркуляции, наличия в воде солей. Если
в питательной воде наряду с 02 содержатся хлориды, то корро¬
зия усиливается. Происходит это потому, что ионы хлора вне-
473

дряются в защитную окисную пленку и вытесняют кислород.
При этом образуется растворимое в воде хлористое железо, что
приводит к увеличению площади анодных участков и скорости
коррозии.
Экспериментально установлено, что введение в воду некото¬
рого количества (до 300 мг/кг) щелочи замедляет кислородную
коррозию. Ю. Р. Эванс объясняет это явление уменьшением
растворимости окислов и гидроокисей железа в присутствии ще¬
лочи, что способствует возникновению на поверхности стали за¬
щитных пленок магнетита.
Щелочная коррозия. При высокой концентрации щелочи
в парогенераторной воде может происходить растворение за¬
щитного слоя магнетита FesOi-
Fe304 + 4NaOH]->- 2NaFeOž + Na2Fe02 + 2H30.
Образовавшиеся ферриты под действием воды разлагаются:
NaFeOa + Н20 ->r2NaOH + Fe203.
Кроме этого, щелочь при высокой концентрации реагирует не¬
посредственно с железом
Fe + 2Na0H!->'Na2Fe02 + Н2.
Эти реакции в какой-то степени объясняют ускорение коррозии
труб при высоких значениях pH (рис. 253).
В связи с этим содержание щелочи в парогенераторной воде
обычно ограничивают 300 мг/кг.
Щелочная коррозия иногда наблюдается на входных уча¬
стках труб пароперегревателей. Это связано с забросом влаги
в пароперегреватель и ее упариванием, которое сопровождается
резким увеличением концентрации щелочи.
При наличии в парогенераторной воде свободной щелочи
может возникнуть коррозия особого вида, известная под назва¬
нием щелочной хрупкости металла или межкристаллитной кор¬
розии.
Межкристаллитная коррозия (щелочная хрупкость). Этот
вид коррозии проявляется в виде трещин, возникающих чаще
всего на развальцованных участках парообразующих труб и
в трубных досках. В зоне возникновения трещин деформация
металла отсутствует. Поэтому такого вида разрушения условно
называют хрупкостью. Механические свойства металла (пла¬
стичность, прочность, текучесть) при этом не меняются. Обра¬
зующиеся трещины имеют древовидную разветвленную форму.
Начальные участки трещин и ответвлений проходят между кри¬
сталлитами. В дальнейшем трещины могут проходить через
зерна кристаллов. Скорость развития трещин со временем воз¬
растает, что может привести к аварии.
474

Щелочная хрупкость наблюдается при определенных усло¬
виях. Прежде всего необходима коррозионная среда, содержа¬
щая щелочь. Другое условие — местное увеличение концентра¬
ции щелочи до высоких значений, например, при упаривании
парогенераторной воды в неплотностях вальцовочных соедине¬
ний и сварных швов. Наконец, для развития коррозионного про¬
цесса металл должен находиться под действием растягивающих
напряжений, близких к пределу текучести.
Механизм щелочной хрупкости можно представить следую¬
щим образом. Под действием высоких напряжений возникают
микрогальванические коррозионные элементы: катодом стано¬
вятся зерна кристаллов, ано¬
дом — границы между ними. Ще¬
лочной раствор разрушает гра¬
ницы зерен. Выделяющийся на
катоде водород легко диффунди¬
рует в толщу металла. При этом
он реагирует с углеродом, суль¬
фидами и другими включениями,
образуя газообразные продукты.
Последние плохо диффундируют
в металл и создают дополнитель¬
ные разрывающие напряжения,
которые способствуют углубле¬
нию и расширению трещин.
Таким образом, щелочная
хрупкость является частным слу¬
чаем электрохимической корро¬
зии, развивающейся по границам
зерен напряженного металла в концентрированном щелочном
растворе (парогенераторной воде).
Борьба со щелочной хрупкостью ведется путем устранения
причин ее возникновения: высоких растягивающих напряжений,
неплотностей и агрессивности парогенераторной воды. Агрес¬
сивность парогенераторной воды снижают введением фосфатов
и нитратов при фосфатном или фосфатно-нитратном режиме
внутрипарогенераторной обработки воды.
Подшламовая коррозия. В парогенераторы во время работы
могут поступать продукты коррозии питательного тракта в виде
окислов железа и меди. Эти соединения отлагаются (прики¬
пают) на некоторых наиболее напряженных, в тепловом отноше¬
нии, участках парообразующих труб. Под прикипевшим шламом
происходит разрушение защитной окисной пленки и возникают
анодные участки. Остальная поверхность труб, с равномерно
распределенной накипью, становится катодом.
Анодная стадия процесса коррозии заключается в переходе
металла в раствор
Fe -» Fe+2 + 2e.
Рис. 253. Изменение скорости
коррозии стали в воде при 310°С
в зависимости от величины pH,
измеренной при 25° С.
475

Катодная стадия процесса осуществляется при деполяриза¬
ции катодных участков твердыми окислами трехвалентного
железа
Fe304«H20 + 2е - 2Fe(OH)s + {п — 3)Н20 + 20Н“
В дальнейшем
Fe+2 + 20H~ -> Fe(OH)2;
Fe (ОН)2 + 2Fe (ОН)3 -> Fe304,+ 4H20.
После накопления на анодных участках значительного ко¬
личества окислов железа электрохимическая стадия процесса
тормозится. Дальнейшее разрушение стали происходит вслед¬
ствие ее химического взаимодействия с водяным паром, обра¬
зующимся под шламом в зоне перегрева металла трубы.
Повреждения металла труб при подшламовой коррозии
имеют вид раковин с резко очерченными краями. Поэтому под¬
шламовую коррозию иногда называют ракушечной.
Для предотвращения подшламовой коррозии содержание
окислов железа и меди в питательной воде должно быть огра¬
ничено.
Пароводяная коррозия. В некоторых случаях в парогенера¬
торах протекает так называемая пароводяная коррозия. Она
наблюдается в трубах пароперегревателя, в парообразующих
трубах при расслоении пароводяной смеси, а также под шламом.
Для протекания пароводяной коррозии температура стенки
должна превышать 500° С, а температура пара 450° С.
В этих условиях сталь может достаточно энергично взаимо¬
действовать с парами воды с образованием водорода
3Fe + 4H20 -+Fe304 + 4H2.
При высоких температурах заметной становится диссоциа¬
ция пара на кислород и водород
Н20->Н2 + 0.	^
Образующийся водород взаимодействует с цементитом стали
2H2 + Fe3C-> 3Fe-(-CH4.
Этот процесс называют обезуглероживанием. Обезуглерожива¬
ние снижает твердость и прочность поверхностных слоев стали.
Для предупреждения пароводяной коррозии стали необхо¬
димо обеспечить нормальную циркуляцию и отсутствие перегре¬
вов металла на всех режимах работы парогенератора.
XVII.5.	Коррозия поверхностей нагрева
со стороны газового тракта
Наметившееся в последние годы повышение параметров пара,
тепловой напряженности и экономичности парогенераторов тре¬
буют решения задач, связанных с коррозией и заносом поверх¬
476

ностей нагрева со стороны газового тракта. Стремление исполь¬
зовать на судах тяжелые сорта топлив и тем самым снизить
эксплуатационные расходы делает решение этих задач все бо¬
лее актуальным.
Высокотемпературная коррозия. Несмотря на использование
в парогенераторостроении сталей с высокой стойкостью против
окисления скорость их разрушения в ряде случаев оказывается
недопустимо большой. Так, в судовых парогенераторах были
случаи выхода из строя пароперегревателей за 1,5—2 месяца
эксплуатации. Столь интенсивное протекание коррозионного
процесса чаще всего связано с разрушением защитных окисных
пленок на трубах вследствие их химического взаимодействия
с некоторыми составляющими золовых отложений.
Как известно, в мазутах содержится относительно небольшое
количество золы (0,10-^0,15%). В то же время абсолютное ее
количество, поступающее в газовый тракт парогенератора, до¬
статочно велико. Например, в парогенераторе производитель¬
ностью 70 т пара в час за сутки в газоход поступает около
120 кг золы, не считая твердых продуктов неполного сгорания
топлива.
В состав золы мазутов входят около 30 различных солей и
окислов металлов. Зола и шлаки не влияют на кинетику окис¬
ления стали лишь в том случае, если они химически инертны, что
встречается сравнительно редко. Чаще всего зола и шлаки со¬
держат такие активные вещества, как пятиокись ванадия, сер¬
нистые соединения, хлориды и соединения натрия. Эти вещества
образуют сложные многокомпонентные системы с температурой
плавления 530—2100° С.
Наиболее опасной составляющей золы является пятиокись
ванадия V2O5. Она окисляет металл и восстанавливается до низ¬
шего окисла
4Fe + 3V205 <7 2Fe203 -f- 3V203.
Трехокись ванадия реагирует с кислородом, который присут¬
ствует в продуктах сгорания, вновь образуя пятиокись
^2^3	02 <7 V205.
Последняя, взаимодействуя с окисными пленками, образует
ванадаты
Fe203 + V205<7 2FeV04.
Ванадаты обладают способностью взаимодействовать с метал¬
лом, образуя окислы железа
7Fe + 8FeV04 <%5Fe.,04 + 4V203,
а трехокись V2O3 снова окисляется до пятиокиси
V203 -f- 02 <7 V204.
477

Таким образом, пятиокись ванадия принимает активное уча¬
стие в процессе окисления стали, а сама практически не расхо¬
дуется, т. е. служит катализатором.
При наличии пятиокиси ванадия золовые отложения обра¬
зуют на высокотемпературных поверхностях нагрева липкую
пленку (при температуре стенки, превышающей температуру
плавления золы) или пористый проницаемый для окислителя
слой (при температуре стенки ниже температуры плавления).
Образование на трубах липких расплавов способствует удержа¬
нию на них твердых частиц, что
приводит к быстрому заносу паро¬
перегревателей.
Возникновение и скорость про¬
текания высокотемпературной ва¬
надиевой коррозии зависят от со¬
става топлива, марки материала,
из которого изготовлена поверх¬
ность нагрева, и температурных
условий ее эксплуатации. Считают,
что ванадиевая коррозия может
иметь место, если содержание ва¬
надия в топливе превышает
0,000 5%.
Примерная температурная гра¬
ница возникновения ванадиевой
коррозии показана на рис. 254.
Скорость ванадиевой коррозии
пароперегревателей изменяется
в широких пределах и может со¬
ставлять более 1 мм в год. Интенсивность коррозионного про¬
цесса в значительной степени определяется количеством пяти¬
окиси ванадия, температурой, а также содержанием в продук¬
тах сгорания таких элементов, как ИагБСД и SO2.
Для успешной борьбы с высокотемпературной коррозией
необходимо дальнейшее изучение этого сложного явления. Од¬
нако уже сейчас наметились некоторые пути решения этой про¬
блемы.
Принципиально возможно удаление ванадия и других вред¬
ных примесей из топлива в процессе его переработки. Однако
это сложно и дорого. Все же очистку топлива от примесей про¬
изводят даже в стесненных судовых условиях. Примером может
служить промывка газотурбинного топлива на отечественном
судне «Парижская коммуна» и американском «Джон Сер-
джант». Промывка топлива требует дополнительных затрат и
установки сложного и громоздкого оборудования.
Известны случаи использования присадок для предупреж¬
дения ванадиевой коррозии. В качестве присадок, вводимых
в жидкое топливо, используется окись цинка, алюминия, маг¬
Теп nepam ура. стенки, С
Рис. 254. Границы возникнове¬
ния ванадиевой коррозии в па¬
роперегревателях.
478

ния. Применение присадок увеличивает стоимость топлива и его
зольность.
Существует металлургический путь решения проблемы вана¬
диевой коррозии, хотя и он не является простым. Например,
если никель в аустенитных сталях увеличивает окалиностой-
кость, то с точки зрения уменьшения ванадиевой коррозии он
вреден. В результате аустенитные хромоникелевые стали в про¬
дуктах сгорания мазута оказываются менее устойчивыми, чем
перлитные и ферритные.
Повышение в стали содержания хрома от 2,5 до 12% также
не приводит к увеличению ее коррозионной стойкости в условиях
ванадиевой коррозии. И все же возможность создания сталей,
стойкрх против высокотемпературной коррозии, существует.
Примером тому являются сплавы типа нимоник или сплавы, со¬
держащие кремний.
Эффективным способом предупреждения высокотемператур¬
ной коррозии является, сжигание топлива при малых избытках
воздуха, равных 1—3%. В результате недостатка кислорода об¬
разуются в основном низшие окислы ванадия (V2O3) с высокой
температурой плавления. Это приводит к резкому снижению
скорости коррозии и количества отложений на пароперегре¬
вателях.
Низкотемпературная коррозия. Применение газового возду¬
хоподогревателя позволяет снизить температуру уходящих газов
почти до температуры холодного воздуха и тем самым увели¬
чить к. п. д. парогенератора до 96—97%· Однако к. п. д. подав¬
ляющего большинства существующих парогенераторов, как пра¬
вило, не превышает 92—93%. Одной из причин сознательного
снижения экономичности парогенераторов является стремление
избежать низкотемпературной коррозии. Сущность этого вида
коррозии заключается в следующем.
В качестве топлива для парогенераторов используются ма¬
зуты, содержащие 0,5—4,5% серы. При сжигании такого топ¬
лива происходит окисление серы и образование сернистого
ангидрида S02. Часть сернистого ангидрида (до 10%) превра¬
щается в серный ангидрид вследствие дальнейшего окисления
избыточным кислородом
2S02 + 02^2S03.
Эта реакция протекает как непосредственно в топке при высо¬
ких температурах, так и в газоходе парогенератора в зоне тем¬
ператур 625—425° С. Образованию S03 способствует наличие
таких катализаторов, как окислы железа и ванадия на поверх¬
ностях нагрева и, прежде всего, на трубах пароперегревателя.
Серный ангидрид взаимодействует с парами воды, которые
всегда присутствуют в продуктах сгорания, и образует серную
кислоту
S03 + Н20 i: H2S04.
479

При охлаждении продуктов сгорания в парогенераторе про¬
исходит конденсация паров серной кислоты на относительно хо¬
лодных («хвостовых») поверхностях нагрева.
Наиболее высокая температура стенки, при которой начи¬
нается конденсация паров кислоты, называется точкой росы tp.
Точка росы зависит главным образом от содержания серы
в топливе и коэффициента избытка воздуха (рис. 255). При до¬
стижении точки росы на поверхности нагрева конденсируются
пары серной кислоты с образованием растворов различной кон¬
центрации.
H2S ои,%
Рис. 255. Влияние содержания
серы в топливе на точку росы
при сжигании мазута с раз¬
личными избытками воздуха.
Рис. 256. Зависимость скорости
коррозии углеродистой стали
от концентрации серной кис¬
лоты.
Наибольшая скорость коррозии углеродистой стали наблю¬
дается в сорокапроцентной серной кислоте (рис. 256). Именно
поэтому коррозионные повреждения воздухоподогревателей
имеют локальный характер и наблюдаются в определенной об¬
ласти значений температуры стенки. Максимальная скорость
коррозии обычно наблюдается там, где температура стенки на
30—50° С ниже точки росы (рис. 257).
Средняя скорость коррозии газового воздухоподогревателя,
по данным испытаний стационарных парогенераторов, дости¬
гает 2 мм в год. Известны случаи выхода из строя низкотемпе¬
ратурных секций воздухоподогревателей за 6—12 месяцев экс¬
плуатации.
Существует много различных методов борьбы с низкотемпе¬
480

Рис. 257. Размещение коррозионных по¬
ражении на
трубах воздухоподогрева¬
теля.
ратурной коррозией поверхностей нагрева. Все эти методы
' можно объединить в три группы.
Методы первой группы предусматривают создание условий,
при которых образование серного ангидрида и серной кисЛоты
оказывается невозмож¬
ным. К ним относят сжи¬
гание топлива при коэф¬
фициентах избытка воз¬
духа, близких к единице,
а также использование
специальных присадок
для связывания серного
ангидрида и кислоты.
Вторая группа объеди¬
няет методы, основанные
на использовании стойких
против кислоты неметал¬
лических материалов.
Третья группа методов
связана с созданием спе¬
циальных конструкций
воздухоподогревателей.
Сжигание топлива при
малых избытках воздуха.
Сжигание топлива при
избытках воздуха, близ¬
ких к единице. (а =1,014-
4-1,04), предотвращает
низкотемпературную кор¬
розию вследствие того,
что реакция окисления
сернистого ангидрида
(S02) в серный (SO3) не
идет из-за недостатка кис¬
лорода. На рис. 258 по¬
казана зависимость ско¬
рости коррозии от темпе¬
ратуры стенки и коэффи¬
циента избытка воздуха,
полученная при испыта¬
нии судового парогенера¬
тора типа КВГ-25. В топ¬
ке парогенератора сжи¬
гался мазут марки 40 с различными избытками воздуха. Как
видно из рисунка, при а=1,04 коррозия практически отсутст¬
вует вплоть до температуры стенки 85° С.
Внедрению в практику режима малых а мешают трудности,
связанные с необходимостью точно поддерживать требуемое
Рис. 258. Зависимость скорости низкотем¬
пературной коррозии в судовом парогене¬
раторе от температуры стенки при разном
коэффициенте избытка воздуха (время ис¬
пытаний 6 ч).
481

соотношение между расходом топлива и воздуха. Для судовых
установок, часто работающих на долевых нагрузках, эта за¬
дача трудноразрешима. Кроме того, при величинах а, близких
к единице, можно попасть в режим интенсивного сажеобразова-
ния. В результате одновременно со снижением скорости корро¬
зии могут увеличиться потери от недожога, а также занос низко¬
температурных поверхностей сажистыми отложениями.
Как видно из данных, приведенных на рис. 259, при сниже¬
нии коэффициента избытка воздуха от 1,075 до 1,025 содержа¬
ние твердых несгоревших частиц в продуктах сгорания увеличи¬
вается примерно в два раза.
Вследствие недостатка кис¬
лорода существенно может
увеличиваться и химический
недожог </з (рис. 260).
300
200
5Г
1
§
У
li
ε«
со н 100
3 сз
. ^ «О
У 00
3
т
. :Л
\
\
N
1,0	1,025 1,050	1,075
Коэффициент избытка боздухаи
Рис. 259. Зависимость содержания
твердых частиц в продуктах сгора¬
ния от коэффициента избытка воз-
' духа.
Рис. 260. Зависимость
потери вследствие
химического недожога
от коэффициента из¬
бытка воздуха.
Для сжигания мазута при малых избытках воздуха необхо¬
димы специальные топочные устройства, другая компоновка
топки и парогенератора.
Применение присадок. В стационарной практике для борьбы
с коррозией воздухоподогревателей применяют твердые, жидкие
и газообразные вещества (присадки), которые вводят в топку,
газоход или топливо. Из твердых присадок некоторое распро¬
странение получили магнезит и доломит. Из газообразных при¬
садок наиболее известен аммиак. Аммиак и порошкообразные
доломит с магнезитом вводятся в газоход. Эти присадки реаги¬
руют с парами или раствором серной кислоты и образуют соот¬
ветствующие сульфаты. В результате скорость коррозии падает.
При использовании упомянутых присадок имеется опасность
недопустимого заноса низкотемпературных поверхностей про¬
дуктами реакции кислоты и присадок. Кроме того, магнезит
токсичен, а аммиак имеет высокую стоимость.
В судовых парогенераторах применяют жидкие присадки,
которые вводят в топливо: ВНИИ НИ 102, ЮЗ и др. Единого
482

мнения о влиянии этих присадок на коррозию и занос низко¬
температурных поверхностей нагрева пока нет.
Применение неметаллических материалов. Материалами,
стойкими против коррозии в растворах серной кислоты при по¬
вышенной температуре, являются благородные металлы, стекло,
керамика и некоторые пол’имеры.
Были предприняты попытки использовать стеклянные труб¬
чатые воздухоподогреватели в стационарных парогенераторах.
Ведутся работы по применению керамики и полимерных мате¬
риалов для изготовления низкотемпературных поверхностей на¬
грева. Однако при этом возникает большое число трудноразре¬
шимых задач, связанных с кон¬
структивным оформлением теп¬
лообменника и технологией его
изготовления. К тому же кера¬
мика и полимерные материалы
имеют низкий коэффициент теп¬
лопроводности, что приводит
к увеличению габаритов поверх¬
ности нагрева.
Несколько проще решаются
конструктивные и технологиче¬
ские вопросы; лишь незначи¬
тельно (на 3—5%) увеличива¬
ется термическое сопротивление
в том случае, если воздухоподо¬
греватели изготовляются из ме¬
талла, который защищается тон¬
ким слоем неметаллических материалов. Материал покрытия
может быть разнообразным: боросиликатные эмали, компози¬
ции на основе фторопласта, формальдегида, винилхлорида.
Специальные конструкции воздухоподогревателей. Самым
распространенным способом борьбы с низкотемпературной кор¬
розией в высокоэкономичных парогенераторах было создание
специальных воздухоподогревателей. Целью всех конструктив¬
ных и компоновочных мероприятий было повышение темпера¬
туры стенки выше точки росы (более 130—140°С). Это дости¬
гается либо с помощью предварительного подогрева воздуха,
либо путем применения специальных схем компоновки поверх¬
ности нагрева.
Предварительный подогрев воздуха может осуществляться
непосредственно в парогенераторе за счет частичной рецирку¬
ляции горячего воздуха или путем добавки к холодному воз¬
духу горячих газов. Подогрев можно выполнять и вне пароге¬
нератора с использованием в качестве греющей среды воды или
пара (водяные или паровые воздухоподогреватели).
Увеличение температуры стенки, а вместе с тем и снижение
интенсивности теплообмена может быть достигнуто путем
ММ
Продукты сгорания
Рис. 261. Схема воздухоподогре¬
вателя с промежуточным тепло-
■ носителем.
483

включения всей или части поверхности нагрева по принципу
прямотока, что также связано с увеличением габаритов.
Создание воздухоподогревателей с так называемым проме¬
жуточным теплоносителем имеет своей целью исключить воз¬
можность установления такой температуры стенки, при которой
имеет место высокая скорость коррозии. Поверхность нагрева
воздухоподогревателя (рис. 261) представляет собой наклонные
трубы 1, нижний конец которых находится в газоходе 2 и омы¬
вается продуктами сгорания топлива, а верхний — воздухом
в коробе 3. Внутри труб находится специальная жидкость, ко¬
торая кипит и превращается в пар на одном участке трубы и
конденсируется на другом, перенося таким образом теплоту от
газов к воздуху. Температура стенки в таком воздухоподогрева¬
теле практически равна температуре кипения теплоносителя.
Она подбирается с учетом зависимости скорости коррозии от
температуры стенки.
Необходимо отметить, что все эти конструктивные и компо¬
новочные мероприятия не решают кардинально проблему
борьбы с коррозией.
XVII.6. Коррозия и защита поверхностей нагрева
парогенераторов во время стоянки
При остановке парогенератора происходит уменьшение тем¬
пературы всех его частей и конденсация пара во внутренней по¬
лости пароводяного коллектора и пароперегревателя. В резуль¬
тате давление в парогенераторе падает и становится ниже
атмосферного. Внутрь парогенератора проникает воздух, и на¬
чинается процесс кислородной коррозии, которую называют
стояночной и отличают от кислородной коррозии во время ра¬
боты парогенератора. Стояночная коррозия протекает особенно
интенсивно в районе расположения уровня воды. Присутствие
в парогенераторной воде значительного количества солей (осо¬
бенно таких, как хлориды, сульфаты), а также накипи и шлама
активизирует процесс стояночной коррозии. Наибольшая ско¬
рость стояночной коррозии установлена при температуре паро¬
генераторной воды 60—80° С. При этой температуре в воде мо¬
жет находиться до 4 мг/кг кислорода.
По характеру стояночная коррозия, как и кислородная кор¬
розия во время работы парогенератора, является язвенной.
Однако в отличие от последней, она в равной степени поражает
и опускные, и подъемные трубы, а также трубы пароперегрева¬
теля. Стояночная коррозия по размеру и скорости протекания
значительно превышает коррозию во время работы. Начавшаяся
стояночная коррозия может быть причиной интенсификации
кислородной коррозии во время эксплуатации парогенератора.
Для предупреждения стояночной коррозии парогенераторов
разработан целый ряд способов их консервации (хранения).
484

Различают «мокрое» и «сухое» хранение парогенераторов. При
«мокром» хранении все полости парогенератора заполняют во¬
дой. Ставят парогенераторы на мокрое хранение в том случае,
если продолжительность стоянки не превышает 30 сут.
В том случае, когда парогенератор находится в резерве ме¬
нее 24 ч, его обычно держат заполненным водой по верхнюю
метку водомерного прибора. При этом без воды оказывается
лишь пароперегреватель.
Когда парогенератор находится в длительном резерве (до
30 сут), его полностью заполняют деаэрированным горячим кон¬
денсатом. Для этого используют так называемый расширитель¬
ный бачок, который устанавливают выше экономайзера. Одно¬
временно с конденсатом во внутреннюю полость парогенератора
дозерным насосом подают специальные реагенты. Чаще всего
используют растворы NaOH, NasP04, NH4OH или раствор
NaNÜ2, под действием которых на поверхности труб создается
защитная пленка и подавляется кислородная коррозия.
Широко применяют также раствор гидразина, который свя¬
зывает проникающий в парогенератор кислород.
В некоторых случаях, для предупреждения попадания кисло¬
рода внутрь парогенератора, давление в нем во время хранения
постоянно поддерживают выше атмосферного. Для этого ис¬
пользуют пар действующего парогенератора или периодически
запускают парогенератор, находящийся в резерве.
«Сухое» хранение организуют при бездействии парогенера¬
тора в течение более тридцати суток. При сухом хранении из
парогенератора удаляют всю воду и в его внутренней полости
создают условия, при которых коррозия невозможна.
Удалить воду из парогенератора не просто. Во-первых, все
змеевиковые поверхности нагрева (экономайзер, пароперегре¬
ватель) очень плохо дренируются. Во-вторых, в том случае,
когда вода может быть слита, на всей внутренней поверхности
труб и коллекторов остается пленка влаги. Эта пленка сохра¬
няется долго, так как атмосфера внутри парогенератора насы¬
щена парами воды. В этих условиях кислород воздуха легко
проникает к поверхности металла и происходит его интенсивное
разрушение. При наличии шлама и накипи, которые удержи¬
вают влагу, коррозия ускоряется и локализируется.
Для полного удаления влаги рекомендуется просушить па¬
рогенератор, например продуванием горячего воздуха через его
внутреннюю полость. Если это необходимо, перед просушкой
очищают внутреннюю поверхность от накипи и шлама.
Для создания внутри парогенератора такой атмосферы, в ко¬
торой невозможно возникновение и развитие коррозии, исполь¬
зуют целый ряд способов. Самый простой заключается в тща¬
тельной герметизации парогенератора после просушки. При
плотной арматуре внутри парогенератора атмосфера сухого
воздуха сохраняется долго.
485

Однако чаще всего для создания сухой атмосферы в коллек¬
торы парогенератора устанавливают противни с влагопоглоти¬
телями. Используют такие влагопоглотители, как негашеная
известь, хлористый кальций, окись кальция, селикагель. После
установки поглотителей влаги парогенератор герметизируют. Во
время хранения периодически (один раз в три месяца) прове¬
ряют состояние внутренней поверхности и влагопоглотителей.
Создание защитной атмосферы внутри парогенератора
можно осуществить и вакуумно-газовым способом. Для этого
во внутренней полости парогенератора создают вакуум и затем
заполняют ее до некоторого избыточного давления инертным
газом или газом, обладающим пассивирующими свойствами.
Чаще всего с этой целью используют азот.
В последние годы для консервации парогенераторов приме¬
няют летучие ингибиторы, которые имеют высокую упругость
паров. К ним относятся прежде всего моноэтаноламин (МЭА)
и нитрит циклогексиламина (НДА). Эти ингибиторы тем или
иным способом вводят в парогенератор. Пары ингибитора бы¬
стро заполняют свободный объем парогенератора и, адсорби¬
руясь на поверхности металла, защищают его от коррозии.
В некоторых случаях консервацию парогенератора осущест¬
вляют путем создания на защищаемой поверхности пленки кон¬
тактного ингибитора. Для этого, например, может быть исполь¬
зован 10—20%-ный раствор нитрита натрия. Этим раствором
смачивают внутреннюю поверхность парогенератора, излишки
раствора сливают, а парогенератор высушивают. В результате
на поверхности остается пленка из кристаллов нитрита натрия,
которая обладает способностью подавлять процесс кислородной
коррозии. Поскольку нитрит натрия является веществом неле¬
тучим, то тщательной герметизации парогенератора не тре¬
буется.
XVI 1.7.	Коррозия парогенераторов из аустенитных
нержавеющих сталей
Аустенитные нержавеющие стали типа Х18Н9Т используются
для изготовления как отдельных узлов, так и парогенератора
в целом. Эти стали обладают высокой коррозионной стой¬
костью в воде высокой чистоты и в паре, вплоть до давлений
35 МПа и температуры 750° С. В сравнимых условиях скорость
общей коррозии аустенитной стали в 10—50 раз меньше ско¬
рости коррозии углеродистой стали. Коррозионная стойкость
сталей типа Х18Н9Т остается высокой в широком интервале
значений pH (от 3 до 12). На скорость общей коррозии аусте¬
нитных сталей практически не влияет содержание кислорода,
вплоть до концентраций 10 мг/кг. Присутствие в воде таких со¬
лей, как сульфаты, карбонаты, также не снижает их общей кор¬
розионной стойкости. Важным свойством нержавеющих сталей
является стабильность их коррозионной стойкости в условиях
486

облучения. В то же время нержавеющие стали аустенитного
класса склонны к особым видам разрушения — межкристаллит-
ной коррозии и коррозионному растрескиванию под действием
растягивающих напряжений и коррозионной среды.
Межкристаллитная коррозия нержавеющих сталей связана
со снижением содержания основного легирующего элемента —
хрома — по границам зерен. Хром выпадает в виде карбида
при нагреве стали до температуры 550—850° С. На рис. 262 по¬
казано, как влияет продолжительность пребывания в зоне тем¬
ператур 550—850°С на свойства аустенитной стали. Медленное
охлаждение делает сталь склонной к межкристаллитной корро¬
зии. Быстрое охлаждение (за¬
калка) устраняет эту опасность.
Межкристаллитная коррозия
особенно вероятна в зоне терми¬
ческого влияния сварного шва,
там, где металл достаточно долго
пребывает при температуре 550—
850° С. С этим видом разрушения
нержавеющих сталей ведется ус¬
пешная борьба путем рациональ¬
ного легирования сталей титаном
и ниобием и с помощью соответ¬
ствующей термической обработки
деталей после сварки.
Коррозионное растрескивание
аустенитных нержавеющих ста¬
лей происходит под действием приложенных или остаточных
растягивающих напряжений в среде, содержащей ионы гидрок¬
сила ОН- и хлора С1щ Растрескивание в щелочных растворах
наблюдается только при высоких концентрациях ОН-, которые
в парогенераторах обычно не достигаются.
На практике большое число выходов из строя парогенерато¬
ров из аустенитных сталей зафиксировано при воздействии на
поверхности нагрева воды и пара, содержащих хлориды и кис¬
лород. В некоторых случаях парогенератор требовал ремонта
уже после 90 ч эксплуатации.
При возникновении коррозионных трещин внешний вид по¬
верхности стали не меняется, не обнаруживается существенного
увеличения выхода продуктов коррозии в воду, отсутствует из¬
менение массы. Образующиеся трещины являются транс-
кристаллитными и располагаются перпендикулярно растяги¬
вающим напряжениям. Трещины могут развиваться с большой
скоростью, достигающей десятка миллиметров в час.
Механизм коррозионного растрескивания аустенитных ста¬
лей до конца не изучен. Есть основания считать, что коррозион¬
ное растрескивание аустенитных сталей имеет электрохимиче¬
скую природу. Вследствие локальных деформаций в районе пор,
Д Ί01 1Рг~~ 10310* 10s
Время, с
Рис. 262. Влияние продолжитель¬
ности и температуры нагрева
нержавеющей стали (18,2% Сг,
11% Ni; 0,05% С, 0,05% N на
склонность к межкристаллитной
коррозии.
487

рисок, язвинок и т. и. происходит образование неустойчивой
фазы, которая становится анодом и легко растворяется, осо¬
бенно в присутствии хлоридов. Анодный участок весьма мал по
размерам, но эффективен. Занимает он только дно поры, риски
или острие трещины. Катодом является остальная часть поверх¬
ности металла, в том числе и стенки зарождающейся трещины.
Стойкость аустенитных нержавеющих сталей против корро¬
зионного растрескивания определяется внутренними и внеш¬
ними факторами.
К внутренним факторам относится состав и структура ста¬
лей. Не останавливаясь подробно на влиянии состава и струк¬
туры на возникновение и развитие коррозионных трещин, отме¬
тим следующее. Увеличение содержания никеля в аустенитной
стали приводит к повышенной стойкости против растрескивания.
Считают, что сплавы, содержащие более 50% никеля, не под¬
вержены коррозионному растрескиванию. Имеются сведения
о том, что можно получить аустенитные стали, не склонные
к растрескиванию, за счет легирования кремнием.
К внешним факторам, определяющим скорость коррозион¬
ного растрескивания, относят давление, температуру, наличие
кислорода и хлоридов в воде, а также растягивающих напря¬
жений в металле. На величину этих параметров можно активно
влиять при проектировании и постройке парогенератора.
Специальных исследований по определению влияния давле¬
ния на скорость коррозионного растрескивания не проводилось.
Тем не менее можно считать, что этот вид коррозии, как и лю¬
бой другой, имеющий электрохимическую природу, практически
не зависит от давления.
С увеличением температуры среды процесс растрескивания
ускоряется. Зависимость времени до разрушения τ от темпера¬
туры Т имеет вид
lg τ = Α + ~,
где А и В — постоянные величины.
Некоторые исследователи пытались установить минималь¬
ную температуру, ниже которой растрескивание не происходит.
Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что значе¬
ние этой температуры находится в пределах 50—100° С.
Считается твердо установленным фактом, что коррозионное
растрескивание сталей типа Х18Н9Т развивается только при
наличии кислорода и хлора. С увеличением концентрации 02 и
С1~ возрастает вероятность разрушения стали (рис. 263). Ми¬
нимальную безопасную концентрацию кислорода и хлоридов
установить не удалось. По мнению В. И. Гуляева и П.А. Аколь-
зина, для растрескивания стали Х18Н9Т достаточно наличия
в воде следов кислорода. В лабораторных условиях коррозион¬
ное растрескивание аустенитных сталей наблюдалось при кон¬
центрации ионов хлора 0,38 мг/кг.
488

Результаты теоретического и экспериментального исследо¬
вания коррозионного растрескивания свидетельствуют о весьма
важной роли растягивающих напряжений. С увеличением нап¬
ряжений σ время до растрескивания τ уменьшается в соответ¬
ствии с зависимостью
Подобного рода зависимость для стали Х18Н9Т в 42%-ном
растворе MgCb приведена на рис. 264. Эти данные, полученные
в Ленинградском кораблестроительном институте, а также ре¬
зультаты других экспериментов позволяют считать, что корро-
0г, нфъ
Время до растрескиВания,ч
Рис. 263. Влияние содержа¬
ния кислорода и хлоридов
на растрескивание стали
в 42%-ном растворе MgCI2.
Рис. 264. Зависимость времени до
растрескивания стали Х18Н9Т
в 42%-ном растворе MgCl2 от
напряжения.
зионное растрескивание может развиваться под действием не¬
высоких напряжений порядка 20—70 МПа. Такие напряжения
возникают после механической обработки, сварки, резки, мар¬
кировки деталей и охлаждения их в воде. Так называемого
порога минимальных напряжений, ниже которого растрескива¬
ние не наблюдается, очевидно, не существует.
Для успешного решения задачи предотвращения коррозион¬
ного растрескивания парогенераторов из аустенитных нержа¬
веющих сталей должен быть предусмотрен комплекс мероприя¬
тий. В процессе проектирования необходимо предусмотреть ис¬
пользование таких сталей и сплавов, которые меньше всего
склонны к растрескиванию. Принимаемая система водоподго¬
товки должна обеспечивать минимальное содержание в воде
хлоридов и кислорода. Так, содержание ионов хлора в пита¬
тельной воде не должно превышать 0,01 мг/кг. Для этого не¬
обходимо производить полное обессоливание добавочной воды,
17 Заказ № 2222
489

λ
а в некоторых случаях и конденсата. Термическая деаэрация
воды должна дополняться обработкой ее гидразином.
Особые меры должны быть приняты для предупреждения
присосов забортной воды, а с ней и хлоридов, в конденсаторах
турбин.
Конструкция парогенератора и его деталей должна гаран¬
тировать отсутствие концентраторов напряжений.
При выборе технологии изготовления парогенератора сле¬
дует учитывать, что вальцовка, гибка, волочение и другие по¬
добные операции увеличивают склонность стали к растрескива¬
нию. Технологические операции должны создавать только
сжимающие напряжения. Сварку деталей надо производить
с максимально возможным равномерным распределением тем¬
пературы. Многослойные швы должны накладываться таким
образом, чтобы свести к минимуму остаточные напряжения.
В процессе эксплуатации парогенераторов требуется строго
выполнять требования к качеству питательной воды.
Все эти мероприятия позволяют обеспечить необходимый
ресурс работы парогенераторов и их деталей, изготовленных из
аустенитных нержавеющих сталей.
XVII.8. Расчеты прочности основных
элементов парогенератора
Важнейшими параметрами, определяющими расчеты прочно¬
сти, являются давление, действующее в рассчитываемом эле¬
менте, и температура металла этого элемента. Последняя слу¬
жит основой для определения допускаемых напряжений и вы¬
бора марки стали.
Расчетное давление. Величину р выбирают равной тому
наибольшему давлению, которое может быть в рассматривае¬
мом элементе при его эксплуатации. Например, для парал¬
лельно включенных труб, расположенных между двумя коллек¬
торами (экономайзеры или пароперегреватели), расчетным яв¬
ляется давление в том из коллекторов, где оно наибольшее.
Расчетная температура. Для надежной работы элементов
парогенератора необходимо, чтобы рабочие напряжения ораб
не превышали допускаемые σ30Π· Основным параметром, опре¬
деляющим выбор допускаемых напряжений, является темпе¬
ратура металла в анализируемом месте, называемая расчетной
температурой tv, ° С.
Расчетная температура труб экономайзера принимается на
30°, а парообразующих труб — на 60° С больше температуры
кипения. Коллекторы обычно надежно защищены от обогрева,
поэтому расчетную температуру их стенок принимают равной
температуре кипения. Такой приближенный подход не приго¬
ден при определении расчетной температуры труб пароперегре¬
вателя, потому что она может быть близка к предельно допу-
490

стимой температуре металла. Температуру стенок труб паропе¬
регревателя определяют более точным расчетом.1
Допускаемые напряжения. Согласно действующим нормам,
допускаемые напряжения выбирают как наименьшее из трех
значений:
адоп2
σΑ· л .
»
Яд· п
По нормам Котлонадзора запасы прочности по пределу теку¬
чести От и пределу длительной прочности од.п составляют ηΎ =
= Яд.п=1,5, а по пределу прочности σΒ этот запас равен пв = 2,6.
Рис. 265. Допускаемые напряжения для сталей, употребляемых в судовом
парогенераторостроении.
По нормам Морского Регистра СССР эти же коэффициенты
запаса составляют соответственно 1,7 и 3,7.
Выбор марки стали для различных элементов парогенера¬
тора определяется предельной температурой стали. Указания
по использованию сталей различных марок даны в XVII.2.
На графике рис. 265 приведены кривые допускаемых напря¬
жений аДоп* для наиболее употребительных в судовом пароге¬
нераторостроении марок сталей в зависимости от расчетной
температуры металла tp. Точками на каждой кривой обозначена
предельная температура для данной марки стали. Цифры
в скобках показывают относительную стоимость данной марки
стали по сравнению с углеродистой сталью 20.
При расчете коллекторов любой конструкции допускаемые
напряжения должны быть корректированы коэффициентом η,
учитывающим различные эксплуатационные особенности
	 °Доп = 'ПДцоп·
1 См., например: Н. И. Денисенко. Пароперегреватели судовых паровых
котлов. Л., «Судостроение», 1970.
17*
491

Для необогреваемых или надежно изолированных 1 коллекторов
η= 1,0, а для обогреваемых η = 0,9.
В большинстве случаев в судовых парогенераторах обогре¬
ваемых коллекторов не бывает. Для труб поверхностей нагрева
и трубопроводов в пределах парогенератора η = 1,0.
В особых случаях нормы допускают производить расчет
труб наиболее горячей части пароперегревателя на укорочен¬
ный срок службы (30—50 тыс. часов против 100 тыс. часов для
парогенератора в целом). В этом случае допускаемые напря¬
жения могут быть взяты увеличенными на 20%, т. е. η = 1,2.
Основные сведения о конструкциях. Элементы парогенера¬
тора, работающие под давлением, имеют, как правило, цилин-
12	3	4
дрическую форму. Это — коллекторы и трубы поверхностей
нагрева. Расчет прочности этих элементов заключается в опре¬
делении толщин стенок.
Пароводяной коллектор (рис. 266) является наиболее тя¬
желым и дорогим элементом парогенератора. Он состоит из
средней части, днища без лаза (глухого) 1 и днища с лазом 4.
Средняя цилиндрическая часть больших (Z)cp^l м) коллекто¬
ров сваривается из двух листов: верхняя часть 2, называемая
обечайкой,— из более тонкого листа, нижняя часть 3, называе¬
мая трубной доской,— из более толстого. В ней закрепляются
вальцеванием трубы циркуляционного контура. Учитывая обо¬
значения, показанные на рис. 266, отметим, что обычно
^тр. д>0дн. л!>
^ГЛ- ДН >6.
Для получения наиболее благоприятного распределения
напряжений в местах стыковки отдельных частей коллектора
рекомендуется соблюдать единство серединой поверхности
(штрих-пунктирная линия по всем стенкам, рис. 266).
1 Надежно изолированным называют коллектор, температура стенки ко¬
торого от обогрева увеличивается не более чем на 5° С.
492

Обечайка и трубная доска сварены продольными швами.
Для сварки встык листов разной толщины более толстую труб¬
ную доску подрезают с двух сторон по линиям ab и cd
(рис. 267). Подрезку начинают, отступив на 50 мм от оси край¬
ней трубы. Сварной шов будет расположен по линии Ьс.
Коллекторы малого диаметра (D^0,5 м) изготовляют из
готовых горячекатаных труб 2 и точеных днищ 3 (рис. 268).
Расчет толщины стенки такого коллектора ведут примени¬
тельно к ослабленной отверстиями трубной доске 1 и прини¬
мают эту толщину одинаковой для всего периметра. Такое ре¬
шение приводит к некоторому пере-
Рис. 267. Способ построения
сопряжения обечайки с труб¬
ной доской.
Рис. 268. Конструкция днища малого
коллектора (диаметром не более
500 мм).
Днища больших цилиндрических коллекторов имеют эллип¬
соидную форму. Они характеризуются следующими геометри¬
ческими параметрами (рис. 269):
DШ1 — внутренний - диаметр цилиндрической части
днища;
δ — толщина стенки днища;
1гв — высота выпуклой части днища, которая должна
быть больше 0,2 DBн;
dj и d2 — наименьший и наибольший размеры лаза.
Обычно Д>^0,6Двн;
Лб — высота отбуртовки лаза, которая должна быть
не менее У δ dp,
г — радиус закругления (г^2,5 δ).
Днище обычно штампуют с небольшой цилиндрической юб¬
кой, высота которой должна быть равна или более 3δ. Если
толщина днища и цилиндрической части коллектора разная, то
для получения благоприятного распределения напряжений же-
493

лательно выдерживать единую серединную линию (рис. 270,а),
хотя технологически более просто соблюсти равенство наруж¬
ных диаметров (рис. 270, б). Более толстый лист должен иметь
скосы с уклоном, не более крутым чем 1 :4.
Обычно лаз делают эллиптическим (300X400 мм) для того,
чтобы иметь возможность заводить и вынимать крышку лаза
из коллектора. В этом случае давление среды в коллекторе
прижимает крышку лаза изнутри к отбуртовке, обжимая про¬
кладку. Иногда лаз делают
4)	круглым (рис. 271). В этом
Рис. 269. Эллипсоидные днища: а —
глухое; б — с лазом.
случае крышку лаза закла¬
дывают в коллектор перед
приваркой днища, крепят
на поворотном кронштейне
Рис. 270. Способы построе¬
ния сопряжений цилиндри¬
ческой части коллектора
с днищем: а — с единой се¬
рединной линией; б — с еди¬
ной линией наружных по¬
верхностей.
и не вынимают из коллектора на протяжении всего срока
службы. Технологически круглый лаз изготавливать проще и
дешевле.
Днища 3 малых коллекторов (рис. 268) делают точеными
из поковок с заведомо избыточной толщиной. Сварной шов,
так же, как у пароводяного коллектора, смещен от торца на
расстояние около трех толщин стенки коллектора.
Расчет элементов парогенератора. Расчет на прочность
основных элементов, работающих под давлением, сводится
к определению толщин стенок.
Расчет цилиндрических элементов — труб и коллекторов
производят по одной и той же формуле. Она получена на осно¬
494

вании анализа напряженного состояния цилиндра, находяще¬
гося под внутренним давлением.
Если рассечь коллектор поперек оси и, отбросив переднюю
часть, заменить ее действие осевыми напряжениями σζ
(рис. 272, а), то последние будут равны
σ, = -f.	(XVII.15)
Ei
Рис. 271. Днище с кругльщ лазом
крышкой на кронштейне.
и Рис. 272. Напряжения,
действующие в ци¬
линдрическом коллек¬
торе: а — осевые σζ;
б—тангенциальные Of.
В этом уравнении сила, действующая на днища и растяги¬
вающая коллектор вдоль образующей, равна
nDB»
р = р(XVII. 16)
где DBH — внутренний диаметр, м;
р — давление в коллекторе, Па.
Площадь, воспринимающая эти силы (на рис. 272, а за¬
штрихована)
^ι = πΠΒΗ б,	(XVII. 17)
где δ — толщина стенки, м.
В этом выражении мы допускаем, что толщина стенок по
сравнению с диаметром невелика и DBB^Dcp.
495

Уравнение (XVII.15) с учетом формул (XVII. 16) и
приобретает вид
σ лРвнР _ 1 РвнР
г 4 πΖ>Β„δ 4 Õ
(XVII.17)
(XVII.18)
Рассмотрим теперь часть коллектора длиной, равной еди¬
нице (рис. 272, б). Рассечем его плоскостью, проходящей через
ось. Отбросив ближайшую половину коллектора, заменим ее
действие тангенциальными напряжениями at, которые по ана¬
логии с az равны
σ , =	(XVII.19)
' 2
Сила, разрывающая коллектор по образующим, равна
R=pDBH-1.	(XVI 1.20)
Площадь коллектора, воспринимающая эти силы (их две —
сверху и снизу):
Fa = 26· 1.	(XVII.21)
Уравнение (XVII.19) с учетом формул (XVII.20)
примет вид
д _ рРвн' 1   I РвнР
‘	26-1	2 ό
и (XVI 1.21)
(XVII.22)
Сравнивая уравнения (XVII.18) и (XVII.22), видим, что
тангенциальные напряжения at в два раза больше осевых οζ.
Это заключение подтверждается статистикой. В подавляющем
большинстве случаев коллекторы разрушаются вдоль обра¬
зующей.
Третье главное напряжение — радиальное аг действует
в плоскости, перпендикулярной радиусу. На внутренней по¬
верхности стенки оно равно внутреннему давлению р, а на на¬
ружной — нулю. Среднее по толщине стенки значение радиаль¬
ных напряжений равно
σг= —~ ·	(XVI 1.23)
Оно отрицательно, так как в отличие от первых двух растя¬
гивающих напряжений σζ и σ* напряжение аг— сжимающее.
Итак, наибольшим напряжением является тангенциальное
at, а наименьшим—радиальное аг. По теории максимальных
касательных напряжений эквивалентные напряжения равны
разности наибольшего и наименьшего напряжений, т. е.
ü3KB = Pmax ^min·	(XVII.24)
496

Подставляя вместо оШах тангенциальное напряжение о;,
а вместо Ощт — радиальное ог, получим
°“--^-(НгН(¥+1)·	(XV,L25)
Заменяя в предельном случае эквивалентное напряжение
допускаемым и решая уравнение (XVII. 25) относительно б,
находим толщину стенки коллектора
g __ рРвн
2Чдоп 	р
Иногда известным является не внутренний, а наружный
диаметр D„ (например, при расчете труб поверхностей на¬
грева). Расчетная формула в этом случае меняется
6 = р°ш .	(XVII.26)
20доп + Р
Ослабление трубной доски множеством отверстий, в кото¬
рых развальцованы	трубы, учитывают коэффициентом проч¬
ности φ< 1, вводимым в приведенные выше формулы в виде
сомножителя к оДОп· Практический расчет реальных коллекто¬
ров и труб, толщина стенки которых может по ряду причин от¬
личаться от номинала, корректируется добавкой к толщине С.
Окончательно расчетные формулы имеют следующий вид:
6 = —B£s«	h С	(XVII.27)
2(?допф — Р
ИЛИ
б =	^	\-С.	(XVII.28)
2оДопф + р
В этих формулах давления р и напряжения одоп должны
иметь одинаковую размерность (Па, кПа, МПа). Линейные
размеры б, DH, DBH и С также должны иметь одинаковую раз¬
мерность (м или мм). Найденная по формулам (XVII.27) или
(XVII.28) толщина стенки округляется до ближайшего боль¬
шего размера, имеющегося в сортаменте.
Прибавка к толщине стенки С учитывает возможность того,
что толщина стенок труб и листов, идущих на изготовление
коллекторов, может быть меньше номинальной на величину
минусового допуска. Кроме того, при гибке труб толщина
стенки на внешней стороне гиба может получиться меньше ра¬
счетной в результате вытяжки металла.
Эти обстоятельства и учитываются прибавкой С, величину
которой принимают равной следующим значениям:
1. Для коллекторов, сваренных из листов толщиной менее
20 мм, С = 1 мм. При большей толщине С = 0.
497

2.	Для коллекторов, изготовленных из горячекатаных труб,
прибавку определяют по формуле
С = Л (б—С),	(XVII.29)
где А — коэффициент, зависящий от величины минусового до¬
пуска на толщину стенки трубы (рис. 273).
Расчетную формулу (XVII.28) можно представить в виде
δ—С = ——.
2<ТдопФ Р
Найденную величину (б—С) надо умножить на коэффи¬
циент А, чтобы получить прибавку С по формуле (XVII.29).
3.	Для прямых труб малого диаметра прибавку С берут
также в соответствии с минусовым допуском по толщине стенки,
взятым из ГОСТов или техниче¬
ских условий на поставку.
4.	Для гнутых труб прибавка
A Ai
ч.
А
7
I
6
7*
0
/\

1.
г;*
У
А:
—
10
15
Рис. 273. Коэффициенты, опреде¬
ляющие прибавку к толщине
стенки.
С = А1(6—С), (XVII.30)
где Ai — коэффициент, завися¬
щий не только от минусового до¬
пуска на толщину трубы, но и
,,	-	. -	. „ ·- от величины относительного ра-
Наибольший, пинусобои диуса гиба Rid. Величину коэф-
допуск на толщину стенки, / ф/циента А/ также беУрут Чиз
графика рис. 273.
Во всех случаях для труб по¬
верхностей нагрева прибавка С
не должна быть меньше 0,5 мм.
Коэффициенты прочности учитывают ослабление коллекто¬
ра в случае, если сварные швы по прочности уступают основ¬
ному металлу, или в случае, когда в стенке коллектора про¬
сверлено много отверстий для закрепления в них труб с по¬
мощью вальцовки. Судовые парогенераторы изготовляют,
зрименяя совершенную сварочную технику и эффективные ме¬
тоды контроля качества сварки неразрушающими методами по
всей длине сварных соединений. Поэтому коэффициент проч-
юсти сварных швов φβΒ обычно принимают равным единице.
Во втором случае вводят понятие коэффициента прочно¬
сти φ, величина которого зависит от плотности и системы рас-
юложения отверстий в трубной доске.
Расположение отверстий может быть коридорным или шах-
татным (рис. 274). В обоих случаях продольный шаг tx берут
направлении оси коллектора, поперечный шаг ί2 — в перпен-
икулярном направлении. В парогенераторах с естественной
иркуляцией шаг tx в трубной доске, как правило, равен шагу
i в пучке труб.
>8

При шахматном расположении различают еще диагональ¬
ный шаг t2' (рис. 274,6). Кроме того, для удобства расчетов
вводят добавочные величины полушагов a = tj2 и b — t2j2,
также отмеченные на рис. 274.
Коэффициент прочности представляет собой отношение так
называемого мостика между соседними отверстиями к шагу.
При коридорном расположении отверстий вычисляют два ко¬
эффициента прочности:
_ продольный <ρι = ^ ~ - и поперечный φ3 — 2*2~	.
“	h	t2
В коэффициенте φ2 множитель 2 учитывает то обстоятель¬
ство, что осевые напряжения в поперечном направлении в два
раза меньше тангенциальных.
матное.
При шахматном расположении отверстий вычисляют еще
третий коэффициент прочности по диагональному шагу i2
Фпр =
/
/l+i
1—0,75
1 -f- т·
В этой формуле т = Ь/а.
Приведенный коэффициент прочности φπρ учитывает ослаб¬
ление коллектора диагонально расположенными отверстиями,
но приводит это ослабление к эквивалентному ослаблению
в наиболее опасном продольном направлении.
При определении коэффициентов прочности геометриче¬
ские размеры берут по цилиндрической поверхности диамет¬
ром D ср.
Для определения коэффициентов прочности служит график
на рис. 275. При использовании его достаточно найти точку,
соответствующую шаговым отношениям tjd и t2/d, чтобы,
ориентируясь в соответствующих сериях кривых (фЬ φ2 и φπρ),
найти значения всех коэффициентов прочности. Например, при
tjd = 2,8 и t2/d—1,4 найдем точку (см. рис. 275), помеченную
499

кружком. Ориентируясь по вертикальным линиям, найдем φι =
= 0,63; по горизонтальным — φ2 = 0,57; ориентируясь в сетке
приведенных коэффициентов прочности, определим его значе¬
ние φΠρ = 0,37 (отмечено на рисунке).
На том же графике (рис. 275) нанесены кривые, соответст¬
вующие равенствам различных коэффициентов прочности по¬
парно (φι=φΠρ; φι = ψ2 и φ2 = φΠρ). Выбирая координаты распо¬
ложения осей отверстий (tjd и t2/d) так, чтобы соответствую-
Рис. 275. Номограмма для определения коэффициентов
прочности.
щие им точки лежали на этих кривых, можно сделать трубную
доску частично (при шахматном строении) или полностью (при
коридорном) равнопрочной. При этом напряжения в соответст¬
вующей паре мостиков будут одинаковыми, а трубная доска —
более тонкой.
При любых вариантах расположения отверстий толщина
трубной доски определяется по наименьшему коэффициенту
прочности, значение которого и надо подставлять в расчетные
формулы (XVII. 27) или (XVII. 28).
Необходимо следить за тем, чтобы расстояния между от¬
верстиями не были бы меньше предельных. Для отверстий диа¬
метром до 32 мм отношение любого шага к диаметру t/d> 1,4.
Для отверстий диаметром 32 мм и более мостик между ними,
500

взятый по среднему диаметру коллектора, должен быть не ме¬
нее 13 мм. Этой величиной оценивается толщина зоны дефор¬
мации металла вокруг отверстия при вальцовке. Если в эту
зону деформации попадет соседняя ранее развальцованная
труба, то плотность соединения может быть нарушена.
Расчет днищ. Расчет днища состоит в определении тол¬
щины его стенки, которая для глухого днища и днища с лазом
определяется по формуле
pD в
А,
4стд опг — р 2 /гв
С.
(XVII.31)
Рис. 276. Распределение на-	Рис. 277. Схема, иллюстрирую-
пряжений в стенке около оди-	щая правила укрепления от-
ночного отверстия.	верстий.
В этой формуле по сравнению с формулой (XVII.27) дополни¬
тельно обозначены: /гв — высота выпуклой части днища, м; г —
коэффициент, учитывающий ослабление днища отверстиями.
Прибавка к толщине стенки берется из условия
С = 0,05(б — С), но не менее 1,0 мм.
Для определения коэффциента г вычисляется определяю¬
щий параметр
/db„(0-C) ’
где d — диаметр отверстия в днище (в случае эллиптического
лаза берется размер наибольшей оси).
Коэффициент 2 принимают в зависимости от параметра В
следующим образом:
при Б<0,4 и для глухих днищ 2= 1,0;
при 0,4<5<2,0	2='
при В ^ 2,0
0,6250 + 0,75
1
0,5β + 1 '
501

Для определения В величиной δ предварительно задаются
и далее следуют путем последовательных приближений.
Укрепление одиночных отверстий. Одиночными называют
отверстия, предназначенные для установки различных штуце¬
ров под арматуру или перепускные трубы. Они приводят к кон¬
центрации напряжений в металле около отверстия (рис. 276)
и должны быть укреплены.
Правила укрепления одиночных отверстий, выработанные
длительной практикой, состоят в следующем:
1.	Количество металла, располагаемого вокруг отверстия,
определяется площадью материала, вынутого из отверстия.
На рис. 277 стрелками показано перемещение площадок, за¬
штрихованных прерывистыми линиями.
2.	Укрепляющий металл должен располагаться в пределах
так называемой зоны укрепления (показана жирной линией
на рис. 277). Высота этой зоны (размер вдоль оси штуцера)
hm = 2,5бш,	(XVII.32)
где бщ — толщина стенки укрепляющего штуцера.
Радиус зоны укрепления
Г„ = ^+ Кпв„(б-С),	(XVII.33)
где кроме обозначений, перечисленных выше, dm— внутренний
диаметр отверстия (штуцера).
Все размеры указаны на рис. 277.
Конструирование укрепляющих штуцеров. Изложенные
выше правила допускают различные варианты укрепления оди¬
ночных отверстий. Можно располагать укрепляющий металл
по поверхности коллектора в виде накладки. Его можно распо¬
лагать в виде цилиндрического штуцера или комбинировать
)ба способа.
Если учесть характер распределения напряжений вокруг
отверстия (см. рис. 276), то наиболее целесообразно выполнять
укрепление в виде конического штуцера.
Высота такого штуцера hm может быть определена по фор-
1уле
Аш = 1,25 (δρ + V + 0,8</шб).	(XVI 1.34)
Здесь, кроме обозначений, перечисленных выше, бр — ра-
четная толщина стенки отводящей трубы с внутренним диа-
[етром dm, найденная по формуле (XVII.27). Формула
XVII.34) получена при совместном учете первого и второго
равила укрепления.
Построение конического штуцера показано на рис. 278.
)пределив по формуле (XVII.34) высоту штуцера hm, находят
оординаты точки х, равные: по вертикали hm: 2 и по горизон-
али /гш:2,5 (показаны на рисунке), и координаты точки s, рав-
)2

•
ные соответственно hm и бр. Эти точки лежат на образующей
конуса, определяющего искомый укрепляющий штуцер. В этой
конструкции:
—	учтены все правила укрепления одиночных отверстий;
—	удовлетворены технологические требования сварки тол¬
стого коллектора с толстым концом
штуцера и тонкой трубы с тонким его
концом;
—	характер распределения металла
около отверстия близок к характеру
распределения напряжений (см. рис.
276).
Иными словами, полученная конст¬
рукция надежна, технологична и рацио¬
нальна по форме.
Неукрепляемые отверстия. В пароге¬
нераторах встречаются коллекторы, не¬
которые участки которых работают
с коэффициентами прочности φ>1.
В них рабочие напряжения меньше до¬
пускаемых (рис. 279,«). К таким эле¬
ментам относятся, в частности, стенки
водяных коллекторов или коллекторов
пароперегревателя, изготовленных из го¬
товых горячекатаных труб большого диаметра. Толщина стенки
их рассчитывается с учетом коэффициента прочности соот¬
ветствующей зоны ослабления коллектора трубным пучком и
распространяется на остальную часть периметра, не имеющую
Рис. 278. Построение
конического укрепляю¬
щего штуцера.
Рис. 279. Распределение напряжений в стенке коллек¬
тора: а — стенка без отверстия; б — стенка с одиночным
отверстием.
отверстий. Эта остальная часть вне пределов трубной доски
получается «переупрочненной». В таких стенках при необходи¬
мости можно проделывать отверстия, не укрепляя их так, как
об этом говорилось выше. Однако это можно делать до некото-
503

рых пределов, до тех пор, пока напряжения вокруг отверстия
не станут равны допускаемым (рис. 279,6).
Предельный диаметр такого неукрепляемого отверстия вы¬
числяется по формулам:
при ф>0,5 йПред=1,2(Ь^-1 jK^cp(6-C);
при φ <0,5 dnред = 2- 1) VDep(6-C).
Здесь φ — коэффициент прочности, по которому рассчиты¬
валась толщина стенки коллектора.

ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Агрегат турбонаддувочный 62
Аккумуляция теплоты парогенерато¬
ром 218
Ангидрид сернистый 33, 479
Аппарат сажеобдувочный 318
Арматура 287, 324
Б
Баланс тепловой 53
—· материальный 205
Барботаж 154, 440, 445
В
Вентилятор 136, 146
Влага топлива 34
Влажность пара 439
Вода добавочная 399
—	парогенераторная 401
—	питательная 400
Воздух 41, 78, 86, 136
Воронка вихревая 212
Высота слоя воды критическая 212
—	точки закипания 197
Г
Газоанализатор 48
Газоход 287
Газы трехатомные 43, 96, 108
Гарнитура 288, 314
Гидразин 412
Горение топлива 64, 69, 77
Горючие составляющие топлива 33,
41.
Д
Деаэратор 400, 410
Деполяризаторы 466
Диаметр эквивалентный 120
Диссоциация 463
Дутье искусственное 137
Ж
Жаропрочность материала 453
Жаростойкость материала 454
3
Застой циркуляции 210
Зеркало испарения 439
Змеевик ступенчатый 191
И
Изоляция 308
Ингибиторы 461, 486
Инерционность топки 218
К
Кладка кирпичная 309
Клапан питательный 328
—	предохранительный 332
—	стопорный 327
Классификация воздухоподогревате¬
лей 273
—	парогенераторов 12
—	пароперегревателей 249
—	экономайзеров 264
511

Кожух парогенератора 137, 287
Коллектор дыхательный 191
Консервация 484
Контур циркуляции 193
Коррозия 461
—	ванадиевая 34
—	газовая 469
—	кислородная 473
—	межкристаллитная 473
—	низкотемпературная 33, 479
—	под напряжением 487
—	подшламовая 473, 475
—	стояночная 473, 484
—	язвенная 473
Коэффициент гидравлической нерав¬
номерности 177
	 разверки 174, 176
Коэффициент загрязнения 110, 115,
118
—	конструктивной нетождественности
174, 175
—	местного сопротивления 140, 171
-— освещенности 111, 200
—	ослабления лучей 108
—	поверхностного натяжения 128
—	полезного действия парогенера¬
тора 53, 57, 63
	 установки 220
—	полного гидравлического сопро¬
тивления 177
—	полноты омывания 114
—	прямой отдачи 104, 341
—	сопротивления воздухонаправляю¬
щего „устройства 142
—	сохранения теплоты 62, 101
—	тепловой неравномерности 174, 175
	 	 разверки 173
	эффективности 109
—	теплоотдачи излучением 131
		конвекцией 123
■	 при кипении 126
	 при конденсации 129
—	теплопередачи 115, 380
—	трения 139, 168
Кратность циркуляции 193, 210
Кризис теплообмена второго рода 166
	 	 первого рода 165
Критерий Больцмана 102, 104
—	гидродинамической устойчивости
190
—	Нуссельта 119
—	Рейнольдса 119
—	Прандтля 119
— Эйлера 143
Крышка лаза 321
М
Магнетит 472
Мазут 33, 36, 39, 77, 83
Метод обратного теплового баланса
59
—	прямого теплового баланса 59
Многозначность гидравлической ха¬
рактеристики 183
Н
Накипь 414
Напор движущий 194·
—	застоя потока 211
—	опрокидывания потока 211
—	полезный 204
—	температурный 133
О
Обмуровка 309
Объем продуктов сгорания 42, 44
Опоры парогенератора 304
Отложения железноокисные 416
—	легкорастворимых солей 417
—	медные 420
П
Парогенератор водотрубный 13
—	утилизационный 30
—	высоконапорный 25
—	комбинированный 31
—	огнетрубный 12
—	прямоточный 23
•— с естественной циркуляцией 13
—	с принудительной циркуляцией 21
Паросодержание граничное 165
—	истинное 157
—	массовое 154
—	объемное 157
—	расходное 155, 157
Перегрев пара промежуточный 58,
222
Плотность теплового потока критиче¬
ская 128, 165
Поверхность нагрева активно омы¬
ваемая 114
	лучевоспринимающая 97, ПО
—	—	конвективная	112
		расчетная 112
Подогрев питательной воды регене¬
ративный 226
Показатели надежности естественной
циркуляции 209
Показатель водородный 396
Покрытия противокоррозионные 483
Потеря теплоты в окружающую
среду 61, 348
		от неполноты	сгорания 61,	348
—	—	с уходящими	газами 59,	347,
354
Поток двухфазный 154, 161
Прибор водоуказательный 329
Присадка к воде 401
—	к топливу 40, 482
Продувка парогенератора 422
512

Продукты сгорания топлива 40, 42,
44, 45, 48
Промывка парогенератора водная 431
	химическая 431
Противоток 133
Прямоток 133
Пульсация межвитковая 187
Р
Разверка гидравлическая 174, 176
—	тепловая 172
Распыливание топлива 77, 78, 80
Режимы течения двухфазного по¬
тока 161
С
Самотяга 145
Сепарация пара 445
Скорость потока массовая 157
Солесодержание критическое 445
Сопротивление аэродинамическое 139
—	гидравлическое 168
—	местное 140, 171
—	нивелирное 145
—	при поперечном омывании труб
142
—	термическое 115
—	трения 139, 168
—	ускорения 145, 171
Способность излучательная факела 96
Стены парогенератора 285, 288, 293
Степень черноты топки 98, 107
		факела 107
Т
Температура безразмерная 102, 103
—	воспламенения 70
—	в топке 98
—	горения 71
—	наружных загрязнений 131
—	продуктов сгорания при выходе
из топки 98, 102, 340, 350
—	теоретическая 98, 102, 105
—	уходящих газов 60, 344, 353
—	эффективная факела 97, 99
Теплоносители 362	v
Теплообмен в топке 96, 240
Теплота полезно используемая 57
■— располагаемая 54
—	топлива физическая 54
Толщина слоя излучающей среды 108
Топка 96, 236
Топливо ядерное 356
Тяга естественная 137
У
Унос капельный 439
—	избирательный 434
Устройства внутриколлекторные 449
Устройство быстрозапорное 334
—	воззухонаправляющее 141
—	для наблюдения за дымностью
318
—	смотровое 315
—	топочное 78
Ф
Факел 76, 96
Фильтры ионообменные 406
Форсунки 80
Фронт парогенератора 94, 95, 295,
298
Фундамент парогенератора 304
Фурма 79
X
Характеристика гидравлическая 183
—многозначная 183
—	опускных труб 205
—	подъемных труб 205
Характеристики двухфазного потока
154
—	парогенератора 10
Ц
Циклон внутриколлекторный 449
Циркуляция воды естественная 192
	 	 принудительная 20
Ш
Шаг тр.уб 124, 144
Шахматное расположение труб 124
Шероховатость 140, 169
Щ
Щит дырчатый погруженный 446
		потолочный 447
Э
Экран ПО
Электропроводность воды 397
Энтальпия продуктов сгорания 45
Эффективность использования топ¬
лива 53

УКАЗАТЕЛЬ ЛИТЕРАТУРЫ
Андреев П. А., Гремилов Д. И., Федорович Е. Д. Теплообмен¬
ные аппараты ядерных энергетических установок. Л., «Судостроение», 1969.
Антикайн П. А. Металлы и расчет на прочность элементов паровых
котлов. М., «Энергия», 1969.
Африкантов И. И., Митенков Ф. И. Судовые атомные паропро¬
изводительные установки. Л., «Судостроение», 1965.
Б узник В. М. Судовые парогенераторы. Л., «Судостроение», 1970.
Денисенко Н. И. Пароперегреватели судовых паровых котлов. Л.,
«Судостроение», 1970.
Енин В. И. Котельные установки морских судов. Атлас конструкций.
Л., «Транспорт», 1966 .
Жук Η. П. Курс коррозии и защиты металлов. М., «Металлургия», 1968.
Иллиес Курт. Судовые котлы. Т. 1—3, Л., Судпромгиз, 1963; «Судо¬
строение», 1964.
Ковалев А. П. и др. Парогенераторы, М.— Л., «Энергия», 1966.
Пушкин Н. И. Судовые паровые котлы. Л., «Судостроение», 1965.
Резников М. И. Парогенераторные установки электростанций. М.,
«Энергия», 1968 г.
Стырикович М. А., Катковская К. Я·, Серов Е. П. Парогене¬
раторы электростанций. М.—Л., «Энергия», 1966.
Стырикович М. А., Мартынова О. И., М и р о п о л ь с к и й 3. Л.,
Процессы генерации пара на электростанциях. М., «Энергия», 1969.
Ш к р а б М. С., Вихорев В. Ф. Водоподготовка. М.— Л., «Энергия»,
1966.
Аэродинамический расчет котельных установок (нормативный метод).
М.— Л., «Энергия», 196^.
Нормативный метод гидравлического расчета паровых котлов. Т. 1—3,
Л. ЦКТИ, выпуск 33, 1973.
Нормы расчета элементов паровых котлов на прочность. М.— Л., «Энер¬
гия», 1966.
Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). М., «Энер¬
гия», 1973.
514

ОГЛАВЛЕНИЕ
t
Предисловие			 3
Глава I. Принцип действия основных типов судовых парогенера¬
торов.	Их роль в системе	энергетической	установки	.	5
1.1.	Взаимосвязь парогенератора с другими частями судо¬
вой энергетической установки		 . —
1.2.	Краткая классификация и основные характеристики су¬
довых	парогенераторов 	 9
1.3.	Краткое описание огнетрубного парогенератора ...	12
1.4.	Водотрубные парогенераторы с естественной циркуля¬
цией 	 13
1.5.	Схема и описание принципа действия парогенератора с
принудительной циркуляцией 	 20
1.6.	Принцип действия прямоточного парогенератора .	.	23
1.7.	Высоконапорные парогенераторы.	Их	принцип	действия	25
1.8.	Краткие сведения об утилизационных и комбинирован¬
ных парогенераторах .			29
Глава II. Топливо и продукты сгорания	32
11.1.	Общие введения		· · :	—
11.2.	Состав топлива		 . ■.	33
Н.З. Массы топлива	■ ... 34
11.4.	Теплота сгорания топлива	35
11.5.	Характеристики жидкого топлива	36
11.6.	Сведения о горении топлива	40
11.7.	Теоретически необходимое количество	воздуха	...	41
11.8.	Теоретические объемы продуктов	сгорания	....	42
11.9.	Действительные объемы продуктов	сгорания	....	44
11.10.	Энтальпия продуктов сгорания	45
11.11.	Определение объема продуктов сгорания по данным га¬
зового анализа и элементарного состава топлива . .	48
11.12.	Определение коэффициента избытка воздуха по дан¬
ным газового анализа .	. 		51
515

Глава III. Эффективность использования топлива и коэффициент
полезного действия парогенератора
III.1, Уравнение теплового баланса парогенератора без над¬
дува
II 1.2. Полезно используемая теплота. Коэффициент полезно¬
го действия парогенератора
II 1.3. Потери теплоты
111.4.	Общие сведения о тепловом балансе высоконапорного
парогенератора
111.5.	Коэффициент полезного действия парогенератора нетто
Глава IV. Теоретические основы горения топлива. Топочные уст¬
ройства
IV.	1. Общие сведения о процессе горения
IV.2. Скорость реакции горения
IV.3. Цепные реакции
IV.4. Самовоспламенение топлива
IV.5. Распространение пламени
IV.6. Роль' аэродинамических факторов при диффузионном
горении
IV.7. Сущность процесса сжигания жидкого топлива . . ,
IV.8. Конструкция форсунок
IV.	9. Конструкции воздухонаправляющих устройств . . .
IV. 10. Дистанционное управление топочными устройствами .
IV. 11. Способы изменения расхода топлива, подаваемого в
топку		;	;
Глава V. Теплообмен в топке
V.	I. Физическая модель теплообмена излучением в топке
V.2. Вывод уравнения теплообмена
V.3. Инженерные методы расчета теплообмена в топке . .
V.4. Определение величин, входящих в формулы расчета
' теплообмена в топке
Глава VI. Теплообмен в конвективных поверхностях нагрева . .
VI.	1. Общие сведения о конвективных поверхностях нагрева
VI.2. Коэффициент теплопередачи
VI.3. Критерии подобия и их применение в расчете конвек¬
тивного теплообмена
VI.4. Формулы для определения коэффициентов теплоотда¬
чи конвекцией при течении однофазной среды . . .
VI.5. Формулы для определения коэффициента теплоотдачи
при кипении воды
VI.6. Формулы для определения коэффициентов теплоотдачи
при конденсации пара в трубах
VI.7. Коэффициент теплоотдачи излучением от продуктов
сгорания		 .	;
VI.8. Температурный напор
Глава VII. Аэродинамика потока в газовоздушном тракте . . .
VII.1. Общие сведения
VII.2. Определение аэродинамического сопротивления газо¬
воздушного тракта
VII.	3. Режимные характеристики центробежного вентилятора
и характеристика газовоздушного тракта
VII.4. Метод расчета параметров воздуха и продуктов сгора¬
ния в тракте высоконапорного парогенератора . . .
Глава VIII. Закономерность движения среды в трубе
VIII.	1. Общие сведения
VII 1.2. Характеристики двухфазного потока
53
57
59
62
63
64
66
67
69
71
74
77
80
86
90
91
96
100
103
105
112
115
119
123
126
129
131
133
136
139
146
149
153
154

VIII.3. Режимы течения двухфазного потока и их влияние на
температурный режим	труб	161
VIII.4. Кризисы теплообмена	164
VIII.5. Гидравлическое сопротивление движению потока в
трубах	168
Глава IX. Гидродинамика потока в параллельно включенных тру¬
бах с принудительным движением	среды	172
IX.	1.	Тепловая разверка	—
IX.2. Факторы, влияющие на	величину	тепловой	разверни	.	175
IX.3. Гидродинамика потока	в парообразующих	трубах	.	.183
Глава X. Гидродинамика потока в контурах с естественной цир¬
куляцией . 		192
Х.1. Общие сведения о естественной циркуляции воды в
парогенераторе			—
Х.2.	Движущий напор циркуляции	194
Х.З.	Высота точки закипания	197
Х.4. Тепловосприятие и паропроизводительность подъемных
рядоЕ труб	 199
Х.5. Полезный напор циркуляции. Основные уравнения цир¬
куляции '	204
Х.6.	Решение уравнений циркуляции	  205
Х.7.	Проверка надежности работы контура циркуляции . 209
Х.8. Способы повышения надежности естественной цирку¬
ляции 	 ... 215
Глава XI. Тепловой расчет и основы проектирования парогенера¬
тора с естественной циркуляцией	воды	216
XI. 1. Общие требования, предъявляемые к судовым пароге¬
нераторам
XI.2. Влияние начальных параметров пара и вторичного пе¬
регрева на экономичность и надежность энергетической
установки. Эффект от регенеративного подогрева пи¬
тательной воды	220
XI.3. Задание на проектирование. Исходные данные . . . 227
XI.4. Основы проектирования и тепловой расчет топки . . 234
XI.5. Основы проектирования и тепловой расчет конвектив¬
ного парообразующего пучка труб	244
XI.6. Выбор типа и компоновка пароперегревателя. Метод
теплового расчета 	 249
XI.	7. Компоновка, назначение и тепловой расчет экономай¬
зера 	264
XI.	8. Воздухоподогреватели, их компоновка и тепловой рас¬
чет 	  272
Глава XII. Конструкция парогенераторов мазутного	отопления	.	285
XII.	1. Общие принципы устройства парогенераторов	...	—
XII.2. Факторы, влияющие на конструкцию стен парогенера¬
тора 		 . 288
XII.	3. Конструкции стен парогенератора	293
XII.	4. Фундаменты и опоры	304
XII.5. Изоляция	308
XII.6. Гарнитура	314
XII.7. Арматура		 324
Глава XIII. Работа парогенераторов на долевых	нагрузках	.	.	.	339
XIII.	1. Общие сведения		 —
XII 1.2. Влияние нагрузки парогенератора на температуру про¬
дуктов сгорания	    340
517

ХШ.З. Влияние нагрузки парогенератора на температуру пе¬
регретого пара	345
XI11.4. Влияние нагрузки на тепловые потери, к. п. д. и па-
ропроизводительность парогенератора 	  347
XIII.	5.	Влияние коэффициента избытка воздуха	на	характери¬
стики парогенератора 		350
Глава XIV.	Парогенераторы судовых ядерных энергетических	уста¬
новок 	356
XIV.	1.	Краткие сведения о работе реактора	—
XIV.2. Работа ядерной энергетической установки (ЯЭУ) и на¬
значение ее элементов .	359
XIV.3., Преимущества и недостатки судовых ЯЭУ ..... 361
XIV.4. Сведения о теплоносителях	  362
XIV.5. Назначение и классификация парогенераторов . . . 365
XIV.6. Конструкции и схемы парогенераторов	—
XIV.7. Преимущества и недостатки парогенераторов различ¬
ных типов		 . 371
XIV.8. Требования, предъявляемые к конструкции парогене¬
ратора 	  372
XIV.	9. Тепловой баланс и к. п. д. парогенератора .... 376
XIV.10. Тепловой расчет парогенератора	377
XIV.11. Работа парогенераторов на долевых нагрузках . .	.381
Глава XV. Водоподготовка. Накипеобразование	394
XV.1. Задачи водоподготовки	 	—
XV.	2. Основные показатели качества воды	395
XV.3. Движение воды и пара в судовой энергетической уста¬
новке. Общие сведения по обработке	воды	398
XV.4. Обессоливание воды	402
XV.5. Удаление из воды растворенных газов (деаэрация) . 408
XV.	6 Образование накипи и шлама	413
XV.7. Методы борьбы с накипеобразованием в парогенерато¬
рах с естественной и принудительной циркуляцией . . 422
XV.8. Особенности образования отложений и организация
водного режима в прямоточных парогенераторах . . 427
Глава XVI. Чистота пара 		433
XVI.	1.. Чистота пара и ее значение для судовой энергетиче¬
ской установки 	 —
XVI.2. Причины загрязнения пара. Избирательный унос . . 434
XVI.3. Капельный унос. Гидродинамика потока в пароводя¬
ном коллекторе	439
XVI.4. Организация процесса сепарации пара в парогенера¬
торах 	 445
Глава XVII. Материалы, коррозия и расчет прочности основных эле¬
ментов парогенератора	451
XVI 1.1. Условия работы сталей в парогенераторе и требования,
предъявляемые к ним	—
XVII.2. Стали, применяемые в судовом парогенераторостроении 457
XVII.3. Теоретические основы коррозии	461
XVII.4. Коррозия поверхностей нагрева парогенератора под
действием воды и пара	472
XVII.5. Коррозия поверхностей нагрева со стороны газового
тракта	 476
XVII.6. Коррозия и защита поверхностей нагрева парогенера¬
торов во время стоянки	484
XVII.7. Коррозия парогенераторов из аустенитных нержавею¬
щих сталей	   486
XVII.8. Расчеты прочности основных элементов парогене¬
ратора	490

Приложение Г.	Физические свойства мазутов	505
Приложение II. Средние изобарные объемные теплоемкости воздуха и
газов	.	. . . . 506
Приложение III. Физические характеристики воздуха и продуктов сго¬
рания среднего состава (гнао=0Д1; rR о = 0,13) при
р=0,0981 МПа (1 кгс/см2) 	  507
Приложение IV.	Коэффициенты динамической	вязкости	μ·106	Н	с/м2
воды и пара	508
Приложение V. Коэффициент теплопроводности λ · 102 Вт/(м·0 С) воды и
пара	509
Приложение VI.	Критерий физических свойств Рг	воды	и пара	....	510
Предметный указатель	511
Указатель литературы	514
\

Никита Иванович Пушкин,
Дмитрий Иванович Волков,
Кирилл Семенович Дементьев,
Владимир Александрович Романов,
Александр Семенович Турлаков
СУДОВЫЕ
ПАРОГЕНЕРАТОРЫ
Редактор Р. Д. Никитина
Художественные редакторы В. Т. Левченко и В. А. Пурицкий
Технический редактор Р. К· Чистякова
Корректор Η. П. Шипина
Оформление художника Е. Б. Большакова
И Б № 269
Сдано в набор 21 /X 1976 г. Подписано к печати 16/V 1977 г. М-19734.
Формат издания 60X907ie· Бумага тип. № 3. Уел. печ. л. 32,5. Уч.-изд.
л. 34,8. Тираж 4100 экз. Зак. № 2222. Изд. № 3013—74. Цена 1 р. 48 к.
Издательство «Судостроение», 191065, Ленинград, ул. Гоголя. 8
Ленинградская типография № 4 Союзполиграфпрома при Государст¬
венном комитете Совета Министров СССР по делам издательств, по¬
лиграфии и книжной торговли, 196126, Ленинград, Ф-126, Социалисти¬
ческая ул., 14.