Л > Ц V МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
■
тр~уды
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
РЕЧНОГО ФЛОТА
ВЫПУСК XVIII
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
НА СУДАХ
РЕЧНОГО ФЛОТА
1953

n 540„
МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
/I ыв
—
ТРУДЫ
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
РЕЧНОГО ФЛОТА
ВЫПУСК XVIII
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
НА СУДАХ
РЕЧНОГО ФЛОТА
ИЗДАТЕЛЬСТВО
-МИНИСТЕРСТВА
РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
ЛЕНИНГРАД 1 953 МОСКВА

Канд, техн, наук А. М. КАГАНОВ
и инж. В. В. МАСЛОВ
ОПЫТ РАБОТЫ ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЕЙ ЦНИИРФа
НА СУДАХ МРФ
Введение
В настоящее время речной транспорт наряду с судами новой по­
стройки обладает значительным количеством судов, оборудованных
паросиловыми установками устаревшей конструкции, нуждающихся
в модернизации в возможно короткий срок. Особенно эффективны срав­
нительно недорогие и несложные мероприятия малой модернизации,
к числу которых следует прежде всего отнести перевод главных судо­
вых машин, работающих насыщенным паром, на перегретый.
По данным П. Г. Руфанова1, в этом случае экономия тепла дости­
гает размеров, указанных в табл. 1.
Таблица 1
Степень пере­
грева
Экономия тепла в процентах
машина трой­
ного расши­
рения
машина двой­
ного расшире­
ния
25
4,0
6,5
50
7,5
10,5
75
10,7
13,7
100
13,5
16,5
125
16,0
19,0
Целесообразность широкого внедрения перегрева пара на судах
речного флота является тем более бесспорной, что:
1) изготовление рекомендуемых пароперегревателей может быть
выполнено заводами МРФ из недефицитных материалов (при пере­
греве пара в пределах до 300° С);
2) перевод паровых машин, работающих в настоящее время насы­
щенным паром, на перегретый с температурой до 300°С потребует
незначительных переделок машины (главным образом сальников ЦВД);
3) предлагаемое мероприятие может быть рсуществлено в короткий
срок и охватить большое количество судов;
4) затраты на изготовление и установку пароперегревателей оку­
пятся в течение 1—2 лет.
J
1 п. I\ Руфа нов. Судовые паровые машины и турбины . Речиздат, 1947 г.
3

Несмотря на преимущества перегретого пара, область его приме-
нения до настоящего времени ограничивается в основном судами
с водотрубными котлами. На судах с огнетрубными котлами старой
постройки пароперегреватели устанавливались редко, что объясняется,
главным образом, отсутствием простой конструкции пароперегревателей,
способной надежно работать в условиях судового огнетрубного котла,
отапливающегося твердым топливом.
I. ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЬ ЦНИИРФа
Принципиальная схема и конструкция
Описываемый пароперегреватель (рис. 1 3) по типу является ком­
бинированным и состоит из следующих основных частей:
а) конвективного пароперегревателя, расположенного в дымнике
котла;
Рис. 1.
/ — сепаратор; 2 — пароперегреватель в дымнике; 3—огнекамерный паропере­
греватель; 4 — плитки экрана; 5 — термометр (температура пара перед ЦВД);
6 — термометр для наблюдения за температурой пара; 7—продувка паропе­
регревателя.
б) радиационного (огнекамерного) пароперегревателя, расположен­
ного в огневой камере котла и снабженного экраном из чугунных
улит 4 небольшой прослойкой замазки между трубами и плитами
Назначение экрана состоит в том, чтобы:
а) обеспечить надежную защиту трубок пароперегревателя от не­
посредственного воздействия факела пламени;
б) создать равномерное поле температур на поверхности паропере­
гревателя, а следовательно и равномерную тепловую нагрузку всех
4

йишииар®
?■?фФI-1?і
Рис. 2-3.
/ — обдувка; 2—пароперегреватель в дымнике; 3 — огнекамерный
пароперегреватель; 7 —плитки экрана; 5 — экран .
5

—
83
Рис. 4.
Рис. 5.
6

в) снизить неравномерность работы пароперегревателя, вызываемую
колебаниями полезной теплоотдачи топки с ручным обслуживанием.
Экран из чугунных плит выполняет роль аккумулятора, поглощаю­
щего лишнее тепло в периоды времени наибольшей форсировки топки,
т. е. когда слой хорошо разгорелся, и, наоборот, отдающего тепло
во время заброски топлива и подготовки его к воспламенению, когда
слой в значительной степени прогорел. Так как эти периоды в обычных
условиях работы топки на угле чередуются часто (через 5 7 мин.),
то даже небольшой аккумулятор в значительной степени сглаживает
величину колебаний температуры пара, зафиксированных при испытании
огнекамерных пароперегревателей без защитного экрана.
Для плотного соприкосновения металла плит с металлом трубок,
от которого существенно зависит как долговечность работы экрана,
так и достижение высокой температуры перегрева пара, плиты ста­
вятся на замазке, обладающей высоким коэффициентом теплопровод­
ности, и плотно притягиваются к трубкам пароперегревателя болтами.
Секции пароперегревателей в верхней части подвешиваются на специ­
альные крючки, приваренные к стенкам огневой камеры, а в нижней
опираются на концы трубок в месте прохода последних через огневую
камеру.
Характеристика котла лаборатории ЦНИИРФа
Поверхность нагрева • •..........................................
100 ма
Давление...........................................................................
10 ата
Число топок.................................................
2
Диаметр топок............................................................... 900 мм
Тип котла—оборотный, с отдельными огневыми камерами
для каждой топки.
Характеристика опытного пароперегревателя
а) Конвективная часть
Поверхность нагрева по газовой стороне на
1 топку............................................................... 13,06 м«
Диаметр трубок наружн./внутр.................................. 32/26 мм
Длина труб одного змеевика................................. 10,61 м
Число змеевиков на 1 топку.................................
13 шт.
Шаг трубок...................................................................... 64 мм
Диаметр коллекторов (внутр.).................................... 150 „
б) Радиационная часть
Расчетная площадь поверхности нагрева (по
образующим пароперегревателя) на 1 топку
1,36 м2
Диаметр трубок наружн./внутр.................................. 32/26 мм
Число отдельных секций..........................................
6
Длина трубы одной секции ...». .. .. .. . .. .. .. .. .. .. .
6,15 м
Диаметр коллекторов (внутр.).. .. . .. .. .. .. .. . .. .. .. .. .. .. . .. ..
150 мм
Толщина защитных плиток:
а) без ребра...............................................................
18мм
б) с ребрами..........................................................
20
Размер одной плитки.................................................. 166X155 мм
•Степень экранирования труб пароперегревателя
фпп = 0,82
(опыты 1-й серии)
Фпп = 0.71
(опыты 2-й серии)
7

Испытания пароперегревателя в лаборатории ЦНИИРФа
Пароперегреватель ЦНИИРФа в течение 1948—50 гг. прошел ряд
испытаний, целью которых было выявление эксплуатационных харак­
теристик пароперегревателя. Некоторые данные результатов этих ис­
пытаний приведены в табл. 2 и на рис. 7.
Анализ материалов испытаний позволяет сделать следующие выводы:
1. Колебание температуры пара в отдельных змеевиках (секциях)'
оказалось незначительным. Действительно, согласно рис. 7 для раз­
личных змеевиков разница в температуре пара на выходе не превы­
шает 8—12°С, в зависимости от нагрузки топки, т. е. лежит в прак­
тически допустимых пределах. Столь хорошее выравнивание темпера­
туры перегретого пара является результатом благоприятного влияния
экрана, при отсутствии которого в змеевиках, расположенных по краям
огневой камеры, температура пара была бы ниже, чем в змеевиках^
находящихся непосредственно против жаровой трубы.
2. Температура чугунных плит экрана (незащищенных снаружи
обмазкой) была сравнительно невысокой, обычно не выше 600° С
и только в моменты наиболее сильной форсировки топки достигала
700—750°С. Это обстоятельство позволяет сделать вывод, что при
выбранных составе замазки и конструкции соединения плит с трубками
змеевиков охлаждение плит обеспечивается в достаточной степени
и что плиты из жаростойкого чугуна смогут послужить без замены
1—2 навигации. Наружный осмотр плит после работы котла под пол­
ной нагрузкой около 1500 часов подтвердил этот вывод, так как даже
выступающие тонкие ребра плит мало пострадали от действия пламени.
Помимо того, пришедшие в негодность плиты могут быть, в случае
необходимости, сравнительно легко заменены новыми.
3. Кроме сглаживания колебаний температур пара по отдельным1
змеевикам, экран, как это указывалось выше и что подтверждают
испытания, выполняет и вторую, еще более важную, задачу— умень­
шает колебания температуры пара за котлом (средней по всем змее­
викам), вызываемые изменением тепловыделения топки за период
времени между двумя забросками топлива, или общим изменением
топочного режима (например, подъем нагрузки после чистки топки).
По изображенным на рис. 7 кривым можно также хорошо просле­
дить работу экрана в качестве теплового аккумулятора. При падении
температуры газов на 300° С и температуры пара на 25° С, температура?
плит падает на 80°С, т. е . изменяется в более узких пределах, чем
температура газов, и в более широких, чем температура пара. Благо­
даря этому колебания температуры пара выравниваются: при понижении
температуры газов плиты отдают змеевикам часть своего тепла, а при.
быстром подъеме ее отнимают часть тепла от газов.
Во время испытаний пароперегревателя без экрана, проведенных
Балтийским морским пароходством в 1941 г., температура газов в огне­
вых камерах изменялась от 600 до 900° С, а зависящая от нее темпе­
ратура пара отклонялась от средней до ~+~ 100° С.
Как видно из рис. 7, работа опытного пароперегревателя ЦНИИРФа,
снабженного защитным экраном, протекает более благоприятно. Если
температура газов в период одной заброски при испытаниях ЦНИИРФа
так же, как и при испытаниях БГМП одинаково падала на 300° С, то
температура пара в пароперегревателе ЦНИИРФа за тот же проме­
жуток времени снижалась лишь на 25° С, несмотря на то, что с целью
получения более резкой картины изменения температуры пара, про­
должительность заброски во время испытаний ЦНИИРФа искусственно,
8

Рис. 7.
1—средняя температура газов в огневой камере °C; 2—средняя температура плит ®С;
3 — расход пара; 4—средняя температура перегрева °C; 5—средняя температура пара после
конвективного п/п; 6—средняя температура насыщенного пара °C.
£

Таблица 2
Объекты измерений и
их обозначения
Размер- ■
ность
Дата опЫТОв
9/ХІ1
1948
15/ХІІ
1948
16/XII
1949
12/1
1950
1
2
3
4
5
6
Продолжительность опыта:
а) по топливу ............................ час
6
3,8
3,75
6
б по воде ....................................
*
6
3,5
3,5
5
Сорт топлива ................................
Уголь печорский
Расход топлива ................................ кг/час 193,0
181,0
217,0
235,0
I Зольность........................................
%
7,82
9,7
10,3
10,0
1 Влажность........................................
и/о
19Д
—
22,1
18,6
I Паропроизводительность .... кг/час 998
1110
1128
1265
1 Котельное давление .................... ати
8,9
9,0
8,8
9,0
I Температура насыщенного пара .
°C
178,6
179,0
178,1
179,01
1 Температура пара за конвектив-
1
ным пароперегревателем:
I а)средняязаопыт. •
....
°C
192,5
192,6
192,5
191.0
1 б) пределы колебаний за опыт °C
208-188 195-186 208-190 196-184
1 Температура пара за огнекамер-
1
ным пароперегревателем:
1 а) средняя за опыт....................
°C
245,0
246,3
247,1
259,0
1 6) пределы колебаний за опыт
°C
280—235 260—230 280-235 280-245
1 Пределы колебаний за опыт тем-
1
пературы плит:3
I No2...............................................
°C
560-480 630-520 620-500 640-540
1 No 3...............................................
°C
600-500 640—550 650 -520 665-580
No4...............................................
°C
620-540 ' 650-570 680-560 750-600
1 No5...............................................
°C
680-540 700-600 740-560 840-680
No 6...............................................
I Температура уходящих газов за
I конвективным пароперегрева-
1 телем ...........................................
°C
°C
540—400 560-440
289,6
Термопара вышла
из строя
307,3 1 280,0
1 Температура газов на выходе из
I жаровой трубы:
I а) средняя за опыт....................
°C
858
830
818
840
1 6) пределы колебаний за опыт °C 1000-66() 1000-72С 1020-75С 1100-620
1 1 азовое сопротивление конвек-
1 тивного пароперегревателя .
1 Степень экранирования паро-
1 перегревателя фпп ................
мм ВОД. С1
■1
0,75
0,82
0,7
0,82
0,82
1.2
0,71
«а периоды^истки топкиTM колебаний температур пара и газа не распространяются
2 Счет плит — сверху вниз.
10

затягивалась на лишних 2—3 мин. Таким образом, в условиях обычной
эксплуатации при отоплении котла тем же сортом топлива, темпера­
тура пара в огнекамерном пароперегревателе с защитным экраном
будет колебаться не более чем на 20° С. Так как большинство судовых
котлов—двухтопочные, то колебания средней температуры пара на
выходе из котла будут в два раза меньше, чем во время описанных
испытаний, когда работала только одна топка.
Таким образом, результаты испытания показывают, что за период
времени между двумя очередными забросками топлива температура
перегретого пара перед ЦВД машины будет колебаться не более чем
на 10° С, что практически является вполне допустимым.
Во всех выполненных испытаниях (см. табл . 2) температура пере­
гретого пара не поднималась выше 300—310° С, при малом расходе
пара во время подъема нагрузки после чистки, и не падала ниже
200—210° С при чистке топки. При нормальной нагрузке температура
пара в большинстве случаев колебалась от 220° до 250иС, составляя
в среднем 246° С.
Расчет огнекамерного пароперегревателя
Расчет пароперегревателя ЦНИИРФа производится по методике
ЦКТИ, применяемой при расчете радиационных поверхностей нагрева1,
согласно которой для расчета температуры газов, покидающих топоч­
ную камеру, используется связь между основными критериями подобия
теплообмена в топках
*Тл
тд£ Ѳо=
—
безразмерная температура на выходе из топки;
•m
Bom —критерий Больцмана для топки, рассчитываемый по фор­
муле:
D
ВTM
/О,
Во =------------ я-----я--------------->
(2)
m
4,96-1(Г8 ^T2mHp(\ — 6)
где: В— часовой расход топлива,
ЕѴс— --J?" ~ * Vct°
(3)
*m
*0
—средняя
суммарная теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива
в интервале температур tm — tQ.
1 +—*.фт
—сте пе нь
черноты топки.
Здесь: х — условный коэффициент загрязнения (х = 0,95);
фт — степень экранирования топки;
а — степень черноты пламени.
Коэффициент ?, учитывающий обратную теплоотдачу экранной по­
верхности, покрытой чугунными плитками, определяется по преобра­
зованной формуле норм ЦКТИ
С—
_______________ .
~
в[sVctm- sис/0]ч-<2ПЛНПЛ ’
где: Нпд — излучающая.поверхность плит:
Нпл=2аЬ+2(а+b)с— nda м2.
(6)
1 Нормы ЦКТИ, Машгиз, 1945 г., и журнал
-Котлотурбостроение* No 1, 1950 г
11

Здесь: п- общее число трубок пароперегревателя.
Остальные обозначения см. рис. 8.
□ —тепло отданное плитами обратно газам путем излучения:
'■ '►ПЛ
*
f
Qn., =
г.іл ккал/м“»
Щ
пл
.
а —степень черноты пламени, которая в нашем случае
должна быть заменена степенью черноты стенок огневой
камеры аст = 0,85, так как эффективная толщина газового
объема очень мала и поглощение обратного излучения
плит будет производиться в основном стенками огне­
вой камеры, а не газами;
f == 4,0 . Ю~8 — коэффициент излучения экранной поверхности;
плит.
Определив по формуле (1) темпера­
туру 4 на входе в дымогарные трубки,
можно найти количество тепла, пере­
данного пароперегревателю
?"пп
"рад <?пЛПл ккал/час1 (8)
Здесь:
//пп — площадь контура всего паропере­
гревателя, равная площади между
крайними образующими труб;
//ра1 — радиационная поверхность котла,
равная сумме площадей стен
топки и огневой камеры;
ср — коэффициент, показывающий во
сколько раз тепловосприятие 1 м2
экрана пароперегревателя больше
или меньше среднего тепловос-
приятия 1 м2 радиационной по­
верхности котла (жаровой трубы
и огневой камеры).
Значения коэффициента ср в зависимости от форсировки (рис. 9)
получены из опытных данных испытания пароперегревателя, при сте­
пени его экранирования равной 0,71. Коэффициент ср подлежит опре­
делению для каждой отдельно взятой установки, так как величина
его зависит от ряда факторов, как например: сорт топлива, геометри­
ческие соотношения между величиной поверхности жаровой трубы
и огневой камеры, место расположения пароперегревателя (в жаровой
труое, на боковой стенке огневой камеры, на задней стенке огневой
камеры), объем топочного пространства и главное от степени экрани­
рования пароперегревателя.
иятрП^АЬ А° П0ЛУчения полных данных по испытаниям пароперегре-
Установленных на различных судах МРФ, не представляется
лиииі_ .ЖНЬ1М пРовести работу по уточнению коэффициента ф для раз­
личных типов огнетрубных котлов.
излУчение радиационной поверхности самого котла не учитывается;
12

Пока предполагается при расчете пароперегревателей принимать
коэффициент <р из графика (рис. 9). Подобный расчет может привести
к некоторому расхождению расчетных данных с действительными,
однако не столь значительному, чтобы служить препятствием для
0,8
0,4 -
О_
500
700
1100 оп
1300
BQ ккал
Рис. 9.
проектирования огнекамерных пароперегревателей применительно
к существующим котлам судов речного флота.
На рис. 10 представлены результаты сопоставления тепловосприятия
пароперегревателя, полученные расчетом по вышеприведенной мето­
дике, с данными опытов. Из рис . 10 видно, что расчетные данные
хорошо совпали с опытными.
ф — расчетные данные.
Опытные данные были
«ства тепла, полученного
найдены путем определения общего количе-
паром в огнекамерном пароперегревателе
Qnn = О(*2 — *і) ккал/час,
(9)
13

где: D кг/час —расход пара;
/о ккал/кг-теплосодержание перегретого пара на выходе из
огнекамерного пароперегревателя:
/’і ккал/кг — теплосодержание пара на входе в огнекамерный
пароперегреватель.
Количество тепла, передаваемое пару через 1 м2 поверхности паро­
перегревателя
q=
ккал/м2час .
(10)
“пл
Здесь: Qnn — общее количество тепла, полученное огнекамерным
пароперегревателем;
Нпп — площадь контура всего пароперегревателя, равная пло­
щади между крайними образующими.
Величина q определена при испытании пароперегревателя в лабо­
ратории ЦНИИРФа для различных тепловых напряжений колосниковой
решетки и разной скорости пара в трубах змеевиков, но для одной
степени экранирования пароперегревателя защитными плитками. В коли­
чество тепла q, передаваемое пару через 1 м2 поверхности нагрева
пароперегревателя, входит тепло, воспринятое как экранированной, так
и оголенной частью змеевиков.
Для расчета вновь проектируемых пароперегревателей можно прини­
мать температуру плит равной 600—-700° С в зависимости от форси­
ровки, учитывая, что чем выше форсировка, тем выше температура
плит.
Если при расчете пароперегревателя окажется, что количество
передаваемого пару тепла мало и степень перегрева также мала»
следует повторить расчет, уменьшив степень экранирования паропере­
гревателя 6пп
где:
H'nn = 2bg+2(g+b)c--gdn м2,
(12)
Н;п - поверхность плит полностью экранированного пароперегрева­
теля (рис. 8).
В этом случае можно пользоваться графиком (рис. 11), который
учитывает изменение количества тепла, переданного пароперегрева­
телю, в зависимости от его степени экранирования.
Как видно из графика, влияние степени экранирования на количество
передаваемого пароперегревателю тепла очень велико.
График (рис. И) построен на основании расчетных данных, которые
хорошо совпадают с результатами опытов ЦНИИРФа для степеней
экранирования фпп=0,71 и фпп = 0,82 .
Как в опытах, так и в расчете отношение:
= 0.71
11
Оф __ 0,82
Необходимо заметить, что требуемая степень экранирования тем
меньше, чем меньше змеевики подвергаются непосредственному воз­
действию вырывающегося из топки пламени. Например, для котла
с высокой огневой камерой и небольшим диаметром топки может быть
принята меньшая степень экранирования, чем для котла с большим
диаметром топки и невысокой огневой камерой.
14

На основании анализа работы ’пароперегревателей, установленных
на судах МРФ, на рис. 12 показана зависимость между относительным:
значением величины поверхности ’нагрева пароперегревателя и сте­
пенью достигаемого в нем перегрева пара.
Скорость пара в огнекамерном пароперегревателе определяется по
формуле:
Ducp
/
w = 3600% м/сек>
(13)
где: D — количество пара в кг/час, протекающего через паропере­
греватель;
г\р кг/м8 — удельный объем пара, определяемый по средней
температуре перегрева и давлению;
2 — суммарная площадь сечения труб змеевиков для прохода
пара.
г
15

Во избежание большой потери давления при проходе пара через
змеевики пароперегревателя, скорость его в змеевиках не должна пре­
вышать 30 м/сек. Вместе с тем, в целях обеспечения хорошей отдачи
тепла от стенок змеевиков к пару, эта скорость не должна быть
менее 20 м/сек.
Расчет конвективного пароперегревателя производится по методике,
обычно принятой для расчета подобных поверхностей нагрева1.
Примерный расчет огнекамерного пароперегревателя
Данные к расчету
1. Объем топки Ѵт = 1,55 м3.
2. Площадь колосниковой решетки R =1,7 м2.
3. Радиационная поверхность котла /7р = 8,6 м2.
4. Поверхность плит полностью экранированного пароперегрева­
теля //пп = 1,5 м2.
5. Поверхность пароперегревателя между образующими /7ПП =
= 1,36 м8.
6. Отношение 7/пп/Ярад = 0,158.
7. Теплотворная способность топлива Q” = 6195 ккал/кг.
8. Тепловое напряжение колосниковой решетки
B.Q"
——
= 950-ІО3 ккал/м8.
**з.г
9. Коэффициент полезного действия топки т)ш = 0,92.
10. Коэффициент избытка воздуха в топке ат=1,4.
И. Тепло, вносимое в топку с воздухом QXB = 50 ккал/кг.
12. Физическое тепло топлива Рфт = 5,0 ккал/кг.
Количество тепла, выделяющегося при сгорании 1 кг топлива
Q/n = Qp7im + QXB + Q0T==^195 • 0,924-50-f -5 = 5755 ккал/кг.
Расход топлива
950-103./?, г
950.108.1,7
в=
——
= 260 кг/час .
Напряжение топочного объема
BQ"
260-6195
~уп=——
= 1040 ккал/м3
По графику £ Vet — t получаем согласно значению Q_ = 5755 кг/час
теоретическую температуру горения /от=1450°С
1723° К
Задаемся значением безразмерной температуры Ѳ0 = 0,75.
огда температура на входе в дымогарные трубки
= ЛЛ =1723•0,75=1290°К , /0=1017°С.
По графику 2 Vet -1, Е Vct0 = 3930 ккал/кг .
редняя суммарна^ теплоемкость продуктов сгорания
£Ѵс=
Vct^ __
5755 - 3930
_
л,о
Тт—То
1723 — 1290 ~~4,16’
•Нормы теплового
расчета котельного агрегата".
ЦКТИ, Машгиз, 1945 г.
16

Количество тепла, излучаемое плитами пароперегревателя при
t =600 С и фпп=0,71
плит
'пп
<0 Н =ас -Т4Н = 0,85 - 4,0 • 10~8 ■ 8734 ■ 1,5 • 0,71=21000 ккал/час.
Р„ЛЯІІЛ
21000 _ —
Коэффициент ? =
Уа0 ] + 4>пл/7“ “ 260-1825 + 21000
= 0,0423.
Степень черноты топки при
0,2 х
фт=0,8
______
0,2-0,95_____
1 + Ч;й357--0’95-0’8
= 0,0835.
260-4,3
Критерии Больцмана
о
В2Ѵс
_
zou-чр
__
_
д2Q
Ь0~ 4,96.10"8е/7рТЗш(1-§) ~ 4,96-0,0835-8.6-51,5-0.958
Безразмерная температура
Во°>6 _ 6,20»6 __075
00~Воад+1 6,2°’6+1
Количество тепла, переданного пароперегревателем пару
<?пл=т-£Щ]ВТ-^
1 рад
= 1825 • 260 • 0,82 • 0,158 - 21000 = 40500 ккал/час.
Количество тепла, переданного 1 м’ наружной поверхности паро-
Q
405СО
іпеірегревателя q —
= 29800 ккал/час м3.
Полученный результат достаточно хорошо совпадает с опытными
. да нными графика (рис. 10).
пл
11. РАБОТА ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЕЙ НА СУДАХ МРФ
Состояние внедрения
Согласно приказу МРФ No 40 1949 г. пароперегреватели ЦНИИРФа
.должны
быть внедрены в 13 пароходствах.
До последнего времени вместо намеченных к установке 26 паро­
перегревателей за прошедшие три года построено и эксплуатируется
десять огнекамерных пароперегревателей, из которых только пять ра­
ботают более двух лет и в постройке находятся еще семь.
Наибольшую работу по внедрению и освоению пароперегревателей
провело пароходство Волготанкер, оборудовавшее в 1949 г. паро­
перегревателями два судна, из которых на пароходе „Герой Машанин*
(механик т. Михайлов), безаварийно эксплуатируется пароперегреватель
в течение трех навигаций. Значительную работу по внедрению паро­
перегревателей на судах проделали также СЗРП и Донское пароход­
ство. В целом же внедрение пароперегревателей выполняется неудовле­
творительно.
Для усиления работы по внедрению пароперегревателей необхо­
дима помощь пароходствам со стороны ЦНИИРФа и Министерства
® изготовлении и освоении пароперегревателей.
2 ЦНИИРФ, вып. XVIII
17

Опыт эксплуатации пароперегревателей в пароходствах
и ЦНИИРФе
Опыт эксплуатации пароперегревателей пароходствами и ЦНИИРФом
подтвердит правильность заложенных в данную конструкцию основных
принципов и показал эффективность внедрения пароперегревателей
этого типа на судах речного флота.
Пароперегреватель, установленный в лаооратории Института, про-
паботал под нагрузкой около 1500 час. без аварии. Перегрев пара
устойчиво держался и достигал 270-280°С. Замазка между плитами
и трубами сохранилась хорошо. Плиты не обгорали и находились,
в удовлетворительном состоянии. Их температура во время испытаний
по показаниям термопар, зачеканенных в плитах, не превышала
600-700° С.
Пароходства Волготанкер, СЗРП, Донское, Верхне-Днепровское
и Вельское, эксплуатировавшие пароперегреватели в течение 1—2 на-
вигаций, дали в целом положительные отзывы об их работе и под­
твердили целесообразность дальнейшего внедрения пароперегревателей
данного типа на судах речного флота. Так например, испытания, про­
веденные на ряде судов, показали, что мощность установок повы­
шается, а расход топлива после перевода их на работу перегретым
паром снижается (табл. 3). При этом эксплуатация радиационных
пароперегревателей во всех перечисленных пароходствах не вызывала
каких-либо серьезных затруднений и в основном проходила без­
аварийно.
С другой стороны, Днепровское пароходство, установившее паро­
перегреватель на пароходе „Чекист44 в зимний судоремонт 1950/51 г.»
в дальнейшем отказалось от его применения и даже сняло последний
с судна.
Анализ неудовлетворительной работы парохода „Чекист44 показывает,
что чугунные плиты были установлены без замазки, неплотно приле­
гали к трубам и имели после установки качание, что привело к силь­
ному перегреву плит вследствие плохой теплоотдачи, и даже к сго­
ранию плит.
Трубы змеевиков, оставшиеся обнаженными после пережога плит„
сгорели из-за плохой регулировки протока пара во время переменных
режимов.
Следует отметить, что Днепровское пароходство допустило при
изготовлении пароперегревателя принципиальные отклонения от пред­
ложенной ЦНИИРФом конструкции и поспешило снять опытный
пароперегреватель, недостаточно проанализировав причины его плохой
работы. Это подтверждается также тем, что пароперегреватель, изго­
товленный на том же заводе и установленный на пароходе „Маяков­
ский , переданном впоследствии в Верхне-Днепровское пароходство,,
безаварийно проработал всю навигацию, в течение которой никаких
существенных замечаний о работе пароперегревателя Верхне-Днеп­
ровским пароходством не было сделано.
Кроме приведенной общей характеристики работы пароперегрева­
телей на судах пароходства отметили некоторые эксплуатационные
^достатки пароперегревателя ЦНИИРФа, которые в дальнейшем
должны быть устранены.
пазпаГиітииТОрЫ^ паР°х<?ДСтва возбуждают вопрос о необходимости
и сажи пгрлаі/Р°П?ИЯТИЙ По очистке пароперегревателей от уноса
и ѵ.<іжи, оседающей на плитах.
18

Т
а
б
л
и
ц
а
1
R
СО
с
J
55
Н
И
Н
"
С
у
х
о
н
­
с
к
о
е
Р
П
'Г
£ г-,
пі§і
і£#©11
I/O
са
„
М
а
я
к
о
в
­
с
к
и
й
"
В
.
Д
н
е
п
р
.
Р
П
штг
•
40
О
—
>
(
Огнсо1о'
1
1
3S£11
„
Ч
е
к
и
с
т
"
Д
н
е
п
р
о
в
.
Р
П
40
СЛ 00
•
ілсоО
.
1
*04
~
°
1
1
Мйх11
„
З
в
е
н
и
-
г
а
"
В
Г
П
СЬ
g-
1
•
1
ЯSя11
2
„
И
ж
о
-
р
е
ц
-
2
“
С
З
Р
П
СЧ О' г-4
‘Л
1
11Н11
г-н г-н
»ЛСЧ©’Ч*
1
11С11
40
«
„
Ч
у
д
о
в
о
"
С
З
Р
П
СЧ О' Г-н
сч
ѵо—О
«Л
См
•-Г гМ
*лСЧ*©’Ч’Ю
40СЧн11
чо
ООО'X1
05
„
Г
е
р
о
й
М
а
ш
а
-
н
и
н
"
В
о
л
г
о
­
т
а
н
к
е
р
ІЛ
О'
о
I/O сч ио
I
о
сч
1
I
I
40 40
м'?
1
’
•
40 40
03
1
„
Н
а
р
о
д
о
­
в
о
л
е
ц
"
В
о
л
г
о
­
т
а
н
к
е
р
40
ио
оIо
СОГНио’о
СО
н
II
m 'Qсо
’
Г-.
_
СЛ Т—<
U)»л2СЧ
„
К
р
а
с
н
о
­
д
а
р
"
Д
о
н
с
к
о
е
Р
П
сч
00 Гн
CL,
О
г-4г*О
Ниоио
иогн40счоио
1
ел00500ѴО
00
ГМ1
-Ч*О'гоГН
ФгіІІИНП
40
СЧ
чО
и
ч©
40
Ос
ОГН40*счсГо
о
э
тг
СЧ 40
1
I
н
»>н
UJ40О
1
1
CQ
■
с
<•
с<1
ьсС0
>
е
д
и
н
и
ц
а
и
з
м
е
р
е
н
и
я
1
.
П
о
в
е
р
х
н
о
с
т
ь
н
а
г
р
е
в
а
к
о
т
л
а
,
м
2
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
К
о
л
и
ч
е
с
т
в
о
к
о
т
л
о
в
н
а
с
у
д
н
е
,
ш
т
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
П
о
в
е
р
х
н
о
с
т
ь
т
р
у
б
р
а
д
и
а
ц
и
о
н
н
о
г
о
п
а
р
о
­
п
е
р
е
г
р
е
в
а
т
е
л
я
,
м
2
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
П
о
в
е
р
х
н
о
с
т
ь
р
а
д
и
а
ц
и
о
н
н
о
г
о
п
а
р
о
п
е
р
е
г
р
е
­
в
а
т
е
л
я
м
е
ж
д
у
о
б
р
а
з
у
ю
щ
и
м
и
,
м
2
.
.
.
.
О
т
н
о
с
и
т
е
л
ь
н
а
я
в
е
л
и
ч
и
н
а
п
о
в
е
р
х
н
о
с
т
и
н
а
­
г
р
е
в
а
р
а
д
и
а
ц
и
о
н
н
о
г
о
п
а
р
о
п
е
р
е
г
р
е
в
а
т
е
л
я
П
о
в
е
р
х
н
о
с
т
ь
н
а
г
р
е
в
а
к
о
н
в
е
к
т
и
в
н
о
г
о
п
а
-
r
n
r
.
D
Ч
п
а
м
2
С
т
е
п
е
н
ь
п
е
р
е
г
р
е
в
а
п
о
с
л
е
к
о
н
в
е
к
т
и
в
н
о
г
о
п
а
р
о
п
е
р
е
г
р
е
в
а
т
е
л
я
,
°
C
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
С
т
е
п
е
н
ь
п
е
р
е
г
р
е
в
а
п
о
с
л
е
р
а
д
и
а
ц
и
о
н
н
о
г
о
п
а
р
о
п
е
р
е
г
р
е
в
а
т
е
л
я
,
°
C
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
О
б
щ
а
я
с
т
е
п
е
н
ь
п
е
р
е
г
р
е
в
а
,
°
C
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
С
о
р
т
т
о
п
л
и
в
а
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
Э
к
о
н
о
м
и
я
т
о
п
л
и
в
а
,
°
/
0
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
У
в
е
л
и
ч
е
н
и
е
м
о
щ
н
о
с
т
и
,
%
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
2*
19

При нормальной работе котла унос не должен оседать в большом
количестве на плитах пароперегревателя и поэтому плиты могут со­
всем не очищаться. При значительном уносе и загрязнении плит—
очистка может производиться скребком или переносным обдувочным
аппаратом1. Во всех упомянутых случаях очистка производится через
топочную дверку на стоянке судна при спущенных огнях.
2. К недостаткам огнекамерного пароперегревателя неправильно
относят невозможность отключения его во время работы котла (Дон­
ское пароходство). Отметим, что это является особенностью и обычных
пароперегревателей, установленных на типовых водотрубных котлах
МРФ. Пароперегреватель, оставленный без пара, должен неизбежно
перегореть. Что касается
Рис. 13.
J—съемный фланец; 2—разъемная деталь; 3—приварной фла­
нец, 4 стальная шайба 6=2 мм; 5—прокладки, 6—упорное
кольцо; 7—место установки фланцев .
огнекамерного пароперегре­
вателя, то выключать его
полностью необходимо лишь
в случае выхода из строя
большей части секций, т. е .
тогда, когда он будет на­
столько поврежден, что ре­
монтировать его будет не­
целесообразно. В таком слу­
чае, если требуется продол­
жать эксплуатацию судна,
следует идти на заведо­
мый пережог пароперегре­
вателя.
Не останавливаясь на
этом, довольно редком и не
характерном для данного
типа пароперегревателя слу­
чае, следует отметить, что
применение разборного флан­
ца (рис. 13) допускает, в
случае надобности, быструю
заглушку отдельных пере­
горевших во время работы
котла секций. Эта особен­
ность огнекамерного паро­
перегревателя представляет
несомненное преимущество
по сравнению с пароперегревателями водотрубных котлов речных
судов, не допускающих отключения отдельных секций во время работы.
Для того чтобы машина могла работать на насыщенном паре
в случае аварий пароперегревателя, следует в схеме трубопроводов
поставить вентили, позволяющие отбирать насыщенный пар из котла
помимо пароперегревателя.
3. Во избежание значительных присосов холодного воздуха в огне­
вую камеру, по предложению Волжского грузового пароходства не­
обходимо в месте прохода трубок пароперегревателя через связные
трубки котла в задней стенке огневой камеры, создать надежное
уплотнение. Для этой цели можно рекомендовать жаростойкий бетон
следующего состава:
кого TMпTM°бН° См- |,иже Разлел
-Указания
НОЮ пароперегревателя ЦНИИРФа".
по монтажу и эксплуатации огпекамер-
20

1. Портландцемент........................................................
/о
2. Тонкомолотая добавка—шамотная пыль раз -
мерами зерен меньше 0,3 мм..............................
о/о
3. Заполнитель—шамот
.
.
..... .
«••
84/о
Итого .... 100%
Гранулометрический состав заполнителя:
Остаток на сите 6 (зерна 25—6 мм)..................
32%
„
„
„
0,3 (зерна 6—0,3 мм) ....
52/о
Итого ....
84%
4. В связи с вопросом о регулировке перегрева пара посредством
изменения степени закрытия пароперегревателя плитами, можно реко­
мендовать, для увеличения перегрева пара снимать 1—2 ряда верхних
плит. Наоборот, уменьшение перегрева пара достигается либо полным
закрытием плитами труб пароперегревателя, либо, если этого недо­
статочно, покрытием плит теплоизоляционной обмазкой. В этом случае
также целесообразно применять жаростойкий бетон, производя обмазку
постепенно, по поясам плит, снизу вверх, до получения нужной тем­
пературы перегретого пара.
5. По вопросу, поднятому СЗРП, о пределах температуры пере­
гретого пара для различных давлений, можно рекомендовать в первом
приближении для рк = 10—12 ата t пара = 280—300° С , для рк =
= 15 ата t пара = 320—330° С , при условии установки металлической
набивки в сальниках паровой машины.
6. Необходимо также указать, что наиболее надежным и простым
способом измерения температуры перегретого пара в условиях котель­
ной речного судна является применение обычных термометров, встав­
ляемых в карманы, наполненные маслом или металлическими опилками.
В тех случаях, когда наблюдение за перегревом пара по термометру
неудобно, например термометр находится в трудно доступном месте,
желательна установка манометрического термометра, точность пока­
заний которого достаточна для эксплуатационных наблюдений.
Приведенные в табл. 3 данные позволяют сделать следующие
выводы.
1. Ввиду того, что в большинстве случаев пароперегреватели уста­
навливались в котлах с малой поверхностью нагрева, срок окупаемости
их будет значителен, а общая экономия топлива по судну мала.
2. Многие пароходства сконструировали пароперегреватели с малой
поверхностью, например пароперегреватель парохода
„Звенига",
что
привело к низкой степени перегрева пара Д/, которая в основном
определяется отношением -^тр п п'.
“котла
3. Пароперегреватель парохода „Чекист" (Днепровское пароходство)
был неправильно собран и потому степень перегрева пара оказалась
низкой .
4. Пароперегреватель парохода „Папанин" (Сухонское пароходство)
находился в эксплуатации всего 716 часов и испытания на нем носили
наладочный характер, а потому судить о причинах низкого перегрева
пара пока трудно.
к
5. Степень перегрева, получаемая в конвективных пароперегревателях
Р" нормальной температуре отходящих газов незначительна (6—14°)
Ь. За исключением парохода
„Чекист" все суда, оборудованные
21

пароперегревателями, работали безаварийно в течение 1—2 навигаций.
7. Балансовые испытания установленных пароперегревателей, про­
веденные пароходствами Волготанкер и Донским подтвердили целе­
сообразность внедрения пароперегревателей ЦНИИРФа на судах реч­
ного флота.
Рекомендации по улучшению конструкций пароперегревателей
Конструкция пароперегревателей, установленных на судах, мало от­
личается от конструкции, разработанной ЦНИИРФом. Внесенные паро­
ходствами при изготовлении пароперегревателей некоторые изменения
в большинстве случаев не носят принципиального характера. Однако
в процессе их эксплуатации на судах и при дальнейшем наблюдении
за работой опытного "пароперегревателя, установленного в лаборатории
ЦНИИРФа, возник ряд предложений по изменению конструкции паро­
перегревателя и улучшению методов его обслуживания.
Пароходство Волготанкер рекомендует установить коллекторы
пароперегревателя на уровне верхней части огневой камеры, что
должно увеличить поверхность нагрева пароперегревателя за счет
опускания его трубок до низа огневой камеры и позволит уменьшить
длину паропроводов перегретого и насыщенного пара. Последнее за­
мечание не вызывает сомнений. Увеличение же поверхности нагрева
за счет опускания пароперегревателя до низа огневой камеры целе­
сообразно только в котлах с мазутным отоплением. У котлов с уголь­
ным отоплением развитие поверхности пароперегревателя вниз не дает
эффекта, так как нижняя часть огневой камеры обычно завалена уно­
сом и шлаком.
Следует отвергнуть предложение того же пароходства по установке
плит пароперегревателя без замазки, что должно привести по нашему
мнению к сильному перегреву плит (а иногда и к их пережогу),
а также к понижению степени перегрева. Это подтверждается данными
Днепровского пароходства, где пароперегреватель был установлен без
замазки и не плотно, в результате чего после непродолжительной
эксплуатации плиты сгорели.
Заслуживает внимания замечание пароходств Донского, Днепров­
ского и Верхне-Днепровского, считающих необходимым уточнить сте­
пень влияния размещения пароперегревателя в огневой камере на
увеличение сопротивления проходу газов (выбивание пламени из топки).
По нашему мнению установка пароперегревателя в огневой камере
не должна вызывать выбивания пламени, так как площадь сечения
для прохода газов в огневой камере и в данном случае остается
больше площади свободного сечения жаровой трубы над топочным
порогом. Вместе с тем, в целях обеспечения соответствующих условий
для вальцовки труб, пароперегреватель следует устанавливать в огне­
вых камерах, имеющих глубину не менее 500 мм. Кроме того, необ­
ходимо максимально приблизить пароперегреватель к задней стенке
огневой камеры, с тем, чтобы расстояние от нее до наружной кромки
плит было не более 120—140 мм.
Пароходства Сухонское, Волжское грузовое, Волготанкер, Верхне-
Днепровское, Днепровское и др. ограничились установкой только
радиационного пароперегревателя без конвективного. В ряде случаев
такое упрощение было неправильно, так как установка конвективного
пароперегревателя, с одной стороны, увеличивает перегрев пара и кпд
котла, а с другой—защищает радиационный пароперегреватель от за­
22

носа солями и мелко-дисперсным шламом, нах0?ящипМХпІгпем?ел^
воде. Это тем более важно, что радиационный пароперегреватель
имеет значительно большую тепловую нагрузку, чем конвективным,
и расположен в зоне высоких температур, вследствие чего отложение
накипи на стенках труб может быстро привести к пережогу последних.
Только при очень низкой температуре отходящих газов установка
конвективного пароперегревателя нецелесообразна.
Вне зависимости от наличия или отсутствия конвективного паро­
перегревателя, необходимо устанавливать в котле сепаратор пара,
значительно облегчающий условия работы радиационного паропере­
гревателя.
Особенно следует отметить инициативу пароходства Волготанкер
в разработке нескольких вариантов изменения конструкции отдельных
узлов пароперегревателя радиационного типа. Конструкторское бюро
Рис. 14.
пароходства разработало оригинальную конструкцию пароперегревателя,
размещаемого перпендикулярно задней стенке огневой камеры (рис. 14),
которая однако целесообразна только при сохранении достаточного
расстояния между секциями; при близком же расстоянии поверхность
секций, прилегающих к задней стенке огневой камеры, будет облу­
чаться хуже.
Пароходство Волготанкер предложило также две конструкции
экрана: 1) плиты собираемые на скобах и 2) обливка труб паропере­
гревателя чугуном. Первая конструкция—мало удачна, так как ско­
бами нельзя плотно притянуть плиты к трубам; вторую желательно
испытать.
Второе предложение, сделанное еще в 1950 г. сотрудником па­
росилового отдела ЦНИИРФа В. В. Веретенниковым, целесообразно
испытать на любом из внедряемых типов пароперегревателей. При
этом, в целях дальнейшего регулирования температуры перегрева
пара, следует делать обливку только до верхней кромки жаровой
трубы, остальную же часть пароперегревателя необходимо закрыть
разъемными плитами, собираемыми на болтах с потайными головками.
Перед обливкой надо очистить трубы до металла для обеспечения
плотного прилегания к ним чугуна.
23

Пои установке пароперегревателя следует обязательно переводить
дутье форсунок, сифона и вспомогательных механизмов на перегретый
пар.На двух судах, где установлены пароперегреватели, пароходство
Волготанкер перевело вспомогательные механизмы и мазутные фор­
сунки на перегретый пар. В связи с этим пар, при остановленной
главной машине постоянно протекал через пароперегреватель, что
защищало его от пережога. Это мероприятие также свело к минимуму
потерю тепла на дренаж пароперегревателя в отдельные периоды
работы топки (подъем давления в котле, поддержка пара на стоянке
и др.).
Применение перегретого пара для парового дутья при сжигании
в котлах антрацита не должно усиливать шлакование решетки, что
подтверждается опытами ЦНИИРФа, проведенными на пароходе
„Академик Павловский" в 1951 г. По этим соображениям нельзя со­
гласиться с возражением Донского пароходства.
В ряде случаев возникает необходимость быстрой заглушки секций,
перегоревших во время работы котла и замены их новыми. Наиболее
эффективной для этой цели является разборная конструкция Морсудо-
проекта (рис. 13).
Заглушка секций производится путем установки стальных прокладок
между фланцами. При наличии на судне готовых прокладок, подобная;
операция потребует не более 15—20 мин. Кроме того, при такой кон­
струкции легко снимать и устанавливать секции пароперегревателя.
Для этого следует только отдать болты, вынуть разъемную деталь
и снять фланец, после чего секция легко выбивается внутрь огневой
камеры, если диаметр упорного кольца меньше внутреннего диаметра,
связной трубки. Возможность разборки секций облегчает также произ­
водство работ при ремонте котла (вальцовка труб и др.) .
Полученную расчетом поверхность нагрева пароперегревателя
иногда трудно разместить вдоль задней стенки огневой камеры. В этом
случае следует развивать поверхность нагрева на потолок камеры
(рис. 17). Трубки, находящиеся под потолком, не прикрываются экра­
ном из плит, так как температура газов в верхней части огневой ка­
меры несколько ниже, чем на уровне жаровой трубы. Кроме того,
в этом случае исключается непосредственное облизывание змеевиков
пламенем.
Описанный выше пароперегреватель ЦНИИРФа (рис. 1—3), наряду
с положительными качествами, имеет ряд недостатков, усложняющих
его изготовление и монтаж. Например, не всегда можно легко раз­
местить коллекторы пароперегревателя за котлом; гибы змеевиков
несколько сложны; для вывода концов секций из огневой камеры не­
обходимо вынуть и заменить трубами 10—12 связей.
В предложенном сотрудникохм паросилового отдела ЦНИИРФа
Н. А . Рождественским огнекамерном пароперегревателе секционного
типа (рис. 15), отмеченные недостатки в значительной степени устра­
нены. Этот пароперегреватель состоит из прямых труб, объединенных
сборными и распределительными коллекторами, расположенными
в огневой камере. Число и диаметр труб, а также число секций вы­
бираются в зависимости от размеров огневой камеры, производитель­
ности котла, давления и температуры перегрева пара.
Изображенный на рис. 15 пароперегреватель по своим размерам
соответствует опытному котлу лаборатории ЦНИИРФа. Он состоит
“
лев°й и правой, каждая из которых в свою очередь.
ит из двух секций. Пар параллельно движется по шести трубам;
24

пияметоом </=30/25. Так же как и в обычном огнекамерном паро­
перегревателе, скорость пара в секционном пароперегревателе не сле-
аѵет увеличивать свыше 30 м/сек.
У Каждая половина пароперегревателя оснащается защитными плит­
ками и затем заводится в огневую камеру. Пар из котла поступает
в нижний распределительный коллектор левой половины перегр
теля, проходит по трубкам и из нижнего сборного коллектора вы
ходит в обводное соеди­
нительное колено, распо­
ложенное снаружи котла,
служащее для соединения
правой и левой половины
пароперегревателя. Ввиду
того, что коллекторы 3 и
4 не подвержены непо­
средственному омыванию
пламенем (находятся за
боровком), соединитель­
ное колено можно не вы­
носить из огневой камеры
котла. В этом случае
фланцевые соединения
колен должны быть изо­
лированы каким-либо ог­
неупорным материалом
(например, жаростойким
бетоном).
Во время разборки
пароперегревателя, кото­
рая при нормальной эксп­
луатации будет произво­
диться сравнительно ред­
ко (1 раз в 1—2 навига­
ции) срубка зубилом или
Рис. 15.
/, 2, 3, 4, 5, б—нижние, верхние распределительные и сборные
коллекторы; 7—секция труб пароперегревателя; 8 — задняя стенка
огневой камеры; 9—заднее днище котла; 10—опоры верхних кол­
лекторов пароперегревателя; 11—контрольные резьбовые пробки
для осмотра трубы.
вырезка автогеном не
поддающихся отдаче болтов и гаек не вызовет особых затруд­
нений.
Трубки пароперегревателя со стороны пламени покрываются уста­
навливаемыми на замазке чугунными плитами, размер которых может
быть увеличен по сравнению с плитами обычного пароперегревателя.
Трубы насыщенного и перегретого пара, а также соединительное
колено соединяются на фланцах.
Основные преимущества предлагаемой конструкции секционного
пароперегревателя:
1) простота конструкции и возможность быстро наладить серийное
изготовление по типоразмерам котлов;
2) отсутствие расположенных сзади котла коллекторов, благодаря
чему пароперегреватель может быть установлен на таких судах, где,
вследствие малого расстояния между днищем котла и водонепрони­
цаемой переборкой, установка огнекамерных пароперегревателей обыч­
ного типа затруднительна;
3) сокращается число заменяемых связей в задней стенке огневой
камеры: заменяются всего две связи при расположении соединитель­
ного колена внутри огневой камеры и четыре при расположении его
снаружи котла;
25

нагрева;
По АА
2) пароперегреватель не может
ключенной поверхностью
7—секционный пароперегреватель; 2—стальные плиты.
4) возможность периодического контроля через контрольные лючки
за отложениями накипи в наиболее напряженной прямой трубке паро­
перегревателя» что необходимо для решения вопроса о возможности
использования перегревателя в последующую навигацию.
Недостатки секционного пароперегревателя:
1) при пережоге одной трубки надо выключать весь пароперегре­
ватель; в случае необходимости продолжать эксплуатацию котла все
секции будут сожжены;
ілуатироваться с частично вы-
3) для замены одной сго­
ревшей трубки потребуется
вынуть из котла и заменить
целую секцию;
4) для выемки секции па­
роперегревателя при ремонте
необходимо снять фронт котла
и колосниковую решетку.
Предложенную Н. А. Рож­
дественским конструкцию сек­
ционного огнекамерного паро­
перегревателя можно также
сочетать с обливкой чугуном,
или с приварными стальными
плитами (рис. 16). В послед­
нем случае благодаря свар­
ному шву теплоотдача от плит
к трубам повидимому, будет
выше, чем при практикуемой
в настоящее время установке
плит на замазке.
Каждая стальная плита
прикрывает три трубы и приваривается к ним сплошным швом.
Однако целесообразность этого мероприятия и, особенно, его надеж­
ность должна быть проверена в условиях эксплуатации. Можно
рекомендовать сперва сваривать трубы пароперегревателя с колле­
кторами, а затем приваривать плиты к трубам. После сварки можно в
котле произвести отжиг конструкции для снижения возникающих при
сварке напряжений.
В заключение приводим некоторые соображения по внедрению сек­
ционного огнекамерного пароперегревателя и его конструктивному
выполнению.
1. Секционные огнекамерные пароперегреватели можно рекомен­
довать к внедрению, ограничив постановку их на нескольких судах
впредь до проведения испытаний и проверки работы в эксплуатацион­
ных условиях. На опытных пароперегревателях можно применять как
приваренные стальные плиты, так и обливку труб чугуном, или съемные
чугунные плиты, устанавливаемые на болтах.
2. Одновременно с проверкой на нескольких судах секционных
пароперегревателей в эксплуатационных условиях, на остальных судах
следует продолжать устанавливать ранее принятый тип пароперегре­
вателя, но с разборными фланцами.
.
3- Пароперегреватель, спроектированный пароходством Волготанкер
(рис. 14),также может быть рекомендован,как опытный, с тем, чтобы окон­
чательно вопрос о его внедрении был решен после проведения испытаний.
26

III. ОБЩИЕ ВЫВОДЫ
1. Результаты эксплуатации огнекамерного пароперегревателя ’
снабженного защитным экраном из чугунных плит, показали, что при
различных режимах нагрузки котла он работает надежно и обеспечи­
вает устойчивую температуру перегретого пара в нужных пределах,
а потому может быть рекомендован для широкого внедрения на судах
речного флота.
2. Установка конвективного пароперегревателя дополнительно к
огнекамерному увеличивает кпд котла на 1,5 —2,5% и повышает на­
дежность работы огнекамерного пароперегревателя, так как соли
отлагаются в пределах поверхности нагрева конвективного паропере­
гревателя и не доходят до труб огнекамерного. Однако конвективный
пароперегреватель целесообразно ставить в тех случаях, когда:
а) этим не нарушаются условия тяги в дымовой трубе и нормаль­
ная работа котла, а в дымнике имеется достаточно места для установки
пароперегревателя;
б) перепад между температурой отходящих газов и температурой
насыщенного пара при разрешенном котельном давлении достаточно
велик (выше 150—180°С).
3. Во всех случаях оборудования котла пароперегревателем жела­
тельна установка сепаратора.
4. Так как огнекамерный пароперегреватель предполагается вне­
дрять на судах, оборудованных в большинстве случаев машинами
старой постройки, предназначенными для работы насыщенным паром,
внедрение пароперегревателя должно сопровождаться соответствую­
щими изменениями конструкции сальников, главным образом ЦВД
(замена мягких сальников металлическими). Температура перегрева
пара, которая может быть допущена при модернизации машин, по­
строенных для работы насыщенным паром, а также низший предел
температуры перегрева, при которой необходимо производить пере­
делку сальников, должны быть установлены дополнительными иссле­
дованиями и наблюдениями за работой машин после перевода их на
работу перегретым паром. Ориентировочно допустимую температуру
перегрева пара перед ЦВД следует принять 280°—320° С.
5. В случае необходимости температура перегрева пара на выходе
из пароперегревателя может быть поднята до 300—320° С за счет:
а) .уменьшения степени экранирования защитными плитками труб
пароперегревателя;
б) увеличения поверхности нагрева пароперегревателя путем рас­
пространения труб змеевиков на потолок огневой камеры (рис. 17).
6. Снижение температуры перегрева пара может быть легко до­
стигнуто путем:
а) увеличения степени экранирования пароперегревателя защит­
ными плитами;
б) покрытия плит жаростойкой обмазкой.
7. Помимо повышения кпд силовой установки, пароперегреватель
в огневой камере защищает заднюю его стенку и связи (а при раз­
витом пароперегревателе и потолок) от непосредственного воздействия
пламени, что весьма важно для котлов, имеющих большой возраст
службы.
8. Пароперегреватели конструции ЦНИИРФа особенно целесооб­
разно устанавливать на буксирных судах транзитного флота, длительно
работающих с постоянной нагрузкой. Установка пароперегревателей
на пассажирских и рейдовых судах — менее целесообразна, хотя и
27

может дать известный эффект при переводе дутья на перегретый парх
что снижает расход пара на продувку.
9. Для широкого внедрения огнекамерных пароперегревателей на
судах речного флота необходимо:
а) продолжить изготовление и установку на судах змеевиковых
пароперегревателей, улучшив их конструкцию в соответствии с выше­
приведенными предложениями;
Рис. 17. а—конструкция пароперегревателя системы Волго­
танкера; пароперегреватель ЦНИИРФа; в—пароперегрева­
тель конструкции инж. Рождественского — ЦНИИРФ; г—паро­
перегреватель для огневых камер с недостаточной площадью
задней стенки.
б) установить несколько опытных секционных пароперегревателей
с прямыми трубами и проверить работу этого типа пароперегревателя
в длительных эксплуатационных условиях;
в) в ЦНИИРФе и пароходствах провести наблюдение, испытание и
анализ работы установленных на судах пароперегревателей;
г) на основе собранных материалов разработать типовой проект и
расчет пароперегревателя для огнетрубных котлов с учетом сорта
топлива и характеристики котла.
IV. УКАЗАНИЯ ПО МОНТАЖУ И ЭКСПЛУАТАЦИИ
ОГНЕКАМЕРНОГО ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЯ ЦНИИРФа.
Настоящие указания разработаны на основе обобщения опыта
раооты пароперегревателей в пароходствах и ЦНИИРФе с использо-
28

раннем инструкций, составленных ранее ЦНИИРФом, Г.іавюгофлотом
и управлением Донского пароходства.
§ 1. Для отливки плит экрана должен применяться чугун, способ­
ный хорошо переносить высокую температуру, для чего может быть
рекомендован чугун следующего состава:1 углерода 2/6; кремния 1,6/6 ;
марганца 0,15%; фосфора и серы - в норме; алюминия 20-2О/6;
удельный вес 5,6 — 6.
Такой чугун при нагревании не „растет44 даже при повторных на­
гревах; температура его плавления за счет тепла, выделяемого при
раскислении (при соединении с алюминием), повышается с нормальной
1250°С до 1320°С, а начало его разложения наступает при ( = 1250 С.
По жаростойкости этот сплав мало отличается от хромоникелевой
стали и даже нихрома.
§ 2. Отливка деталей из алюминиевого чугуна производится так же,
как из серого чугуна. Содержание углерода в чугуне не должно
превышать 3%. Чугун плавится в вагранке, а алюминий расплавляется
в тигле, причем алюминий перегревается до 700—820 С, выдержи­
вается в течение 30 мин. и затем вливается в общий ковш . После
тщательного перемешивания содержимого в ковше производится от­
ливка деталей. Для предохранения алюминия от окисления, расплав­
ление его следует вести под слоем древесного угля толщиной 70—
100 мм. Измерение температуры расплавления, а также перегрева
производится термопарой.
§ 3. Для данного сплава можно применять алюминий низких сортов
с высоким содержанием железа. Материалом для изготовления алю­
миниевого чугуна служит машинный тонкостенный чугунный лом,
позволяющий получить наименьшее процентное содержание углерода и
кремния, для чего рекомендуется вводить в шихту 10% стали и лит­
никового чугуна с содержанием кремния 1,9—1,93%.
§ 4. Секции пароперегревателя оснащаются плитами до установки
их в огневую камеру котла. Верхняя часть змеевиков на 200—300 мм
не покрывается плитами. Для надлежащей передачи тепла необходимо
обеспечить плотное прилегание плит к трубам, для чего плиты сле­
дует устанавливать на замазке и сильно притягивать болтами к по­
верхности труб. Не следует допускать постановку плит без замазки,
а также слабое прижатие их к трубам, во избежание понижения
перегрева пара и пережога плит.
§ 5. Для постановки плит рекомендуется следующий состав за­
мазки:
Жела- Допу-
тельно стимо
Карборундовый порошок............................................................................. 50%
60%
Жидкое стекло.................................................................................................. 17%
20%
Окись железа...................................................................................................... 16%
20%
I лицерин................................................................................
9%
_
Касторовое масло2....................................................................
8И
__
100%
100%
Карборунд должен быть применен в виде тонкого порошка. За­
мазка замешивается как густое, однородное тесто и наносится на
плитки слоем толщиной 3—5 мм, после чего плитки плотно прижп-
См. работу инж. С. П . Черепахина. Материалы конференции инженерно*
1948И|ЧеСКНХ работников 1 лавцентрофлота в г. Куйбышеве . Изд . МРФ, Москва,
2 Может быть заменено натуральной олифой.
29

маются к трѵбкам болтами. Толщина замазки должна быть минималь­
ной несмотря на ее достаточную теплопроводность. Следует иметь
в виду, что постановка плит является наиболее ответственной частью
работ'по монтажу пароперегревателя.
§ 6. Крепление двух верхних рядов плиток пароперегревателя
необходимо выполнить на болтах, гайки которых должны быть обра­
щены в сторону топки, благодаря чему эти плиты могут быть легко
сняты, если потребуется повысить температуру перегрева пара. Осталь­
ные ряды плиток, расположенные в зоне более высоких температур
и не подлежащие снятию при регулировке температуры пара, должны
крепиться на шпильках с гайками, обращенными к задней стенке
огневой камеры.
§ 7. При очень высокой температуре перегрева, плиты следует
покрыть жаростойкой обмазкой следующего состава: портландцемент
14%; шамотная пыль (фракция менее 0,3 мм) 6%; шамот (25—6 мм)
30%; шамот (6—0,3 мм) 50%. Во избежание трещин и выпадания об­
мазка плит должна медленно подсушиваться.
Не следует забывать, что температура перегретого пара должна
определяться при полном давлении пара в котле, а эффективность
пароперегревателя должна оцениваться по степени его перегрева, а
не по абсолютному значению температуры перегретого пара.
§ 8. При изготовлении змеевиков огнекамерного пароперегревателя
необходимо соблюдать параллельность труб змеевиков, в целях обес­
печения плотного прилегания их к углублениям в плитах.
§ 9. Оснащение плитами секционного пароперегревателя, имеющего
прямые трубы (рис. 15), должно производиться в точном соответствии
с вышеприведенными указаниями об оснащении плитами пароперегре­
вателя из змеевиков.
§ 10. Для обливки секционного пароперегревателя должен приме­
няться чугун того же состава, что и для отливки плит (см. § 1).
Обливать чугуном следует уже сваренную секцию. Перед обливкой,
для обеспечения плотного прилегания чугуна к трубам, поверхность
последних необходимо очистить до металла. Обливку секции следует
производить на 100—150 мм выше верхней кромки жаровой трубы.
Остальную часть пароперегревателя надо прикрыть плитами для возмож­
ности последующей регулировки температуры перегретого пара (см. §7).
§ И. Если для защиты пароперегревателя применяются не чугун­
ные, а стальные плиты, приваренные к его трубам, то для этой цели
следует употреблять сталь, близкую по качеству к материалу труб.
Сварку необходимо вести обратноступенчатым швом во избежание
коробления труб. Для обеспечения хорошей проводимости тепла к
трубам, сварной шов должен быть достаточно плотным. При установке
экрана из стальных плит, так же, как и при обливке чугуном, поверх­
ность пароперегревателя следует покрывать плитами на 100—150 мм
выше верхней кромки жаровой трубы. Дополнительную регулировку
температуры перегрева пара с целью ее снижения, можно произво­
дить также с помощью обмазки плит пароперегревателя жаростойкой
обмазкой (см. § 7). Для удержания обмазки на плитах к последним
должны быть приварены крючки из проволоки толщиной 3—4 мм, или
наварены ребра из полосового железа. Уменьшение перегрева пара
быть Достигнуто также путем приварки дополнительных плит
&\оМг?еРХНеИ части пароперегревателя, выше жаровой трубы.
псѵшрггг, °ДВеСКу змеевиков или секций пароперегревателя следует
стрнкр лять непосредственно на крючках, приваренных к задней
стенке или к потолку огневой камеры.
30

§ 13. Трубки для вывода змеевиков (или подводящих и отводящих
труб секционного пароперегревателя) устанавливаются на месте связен
и крепятся к днищу котла и огневой камере на сварке. Для умень­
шения числа связных трубок можно выводить трубы от двух змееви­
ков через одну связную трубку (например, в пролетных котлах).
В этом случае необходимо несколько увеличить диаметр связных
трубок и проверить возможность заведения из огневой камеры двух
змеевиков через одну связную трубку.
§ 14. При монтаже огнекамерного пароперегревателя следует стре­
миться установить его как можно ближе к задней стенке огневой
камеры для удобства вальцовки дымогарных труб. Расстояние от на­
ружной кромки плит до задней стенки огневой камеры должно быть
не более 120 — 140 мм.
§ 15. Места выхода огнекамерного пароперегревателя из котла,
во избежание подсоса воздуха и ухудшения тяги должны быть тща­
тельно уплотнены путем забивания связных трубок асбестом или жаро­
стойкой обмазкой. Место выхода конвективного пароперегревателя из
дымника должно быть также тщательно уплотнено.
§ 16. Для замены элементов огнекамерного пароперегревателя при
эксплуатации судна или заглушки отдельных змеевиков в случае выхода
их из строя, а также для разборки пароперегревателя при ремонте
в огневой камере, необходимо крепить выводы от змеевиков с по­
мощью фланцевого соединения согласно рис. 11 .
§ 17. При изготовлении пароперегревателя, на общих трубопрово­
дах должны быть устроены карманы для установки термометров, вхо­
дящие внутрь трубы не более чем на полдиаметра. Карманы термо­
метров должны быть залиты цилиндровым маслом или засыпаны
мелкими металлическими опилками.
§ 18. Для обеспечения безопасной работы пароперегревателя при
остановленной главной машине, а также для уменьшения потери на
дренаж, вспомогательные механизмы, мазутные форсунки, паровое
дутье или сифон должны быть переведены на перегретый пар.
§ 19. При растопке котла пароперегреватель должен обязательно
дренироваться. После включения парового дутья или сифона (рабо­
тающих перегретым паром) дренаж за борт может быть закрыт, так-
как проток пара на дутье и сифон будет достаточным для охлаждения
пароперегревателя. Температура перегретого пара в указанных слу­
чаях должна быть не выше 320—350°С. При повышении температуры
перегретого пара выше указанной, следует увеличить проток пара
через пароперегреватель путем открытия дренажа за борт. Если вспо­
могательные механизмы, дутье и форсунки не переведены на перегре­
тый пар, пароперегреватель должен при растопке постоянно дрениро­
ваться за борт. Открытие дренажного вентиля производится по пока­
заниям термометра.
§ 20. Во время работы котла под нагрузкой пароперегреватель
должен быть всегда включен и температура перегретого пара в тече-
ниео длительного промежутка времени не должна превышать 320—
330 С. Если перегретый пар будет постоянно иметь высокую темпе­
ратуру (выше 330°С или более допустимой по условиям работы глав­
ной машины), то снижение ее должно быть произведено, как указано
в§7.
§ 21. Для осмотра, очистки от нагара поверхности нагрева и для
ремонта огнекамерного пароперегревателя должны быть использованы
промежутки времени, когда котел потушен. При осмотре следует
обращать внимание на:
31

а) состояние всех оголенных участков змеевиков;
б) крепление и состояние чугунных плиток экрана;
в) обмазку между плитами и трубами;
г) обмазку на плитках:
д) состояние подвесных крючков и правильную подвеску змееви­
ков;в) уплотнение в месте выхода змеевиков из котла через связные
трубки.
§ 22. Очистка наружных поверхностей пароперегревателя в усло­
виях эксплуатации от сажи и уноса должна производиться во время
стоянки судна с притушенными огнями, либо металлическими скреб­
ками, либо обдувкой паром через длинную трубку со шлангом, вво­
димую в жаровую трубу через топочные дверки. Внутренние поверх­
ности труб пароперегревателя должны очищаться от накипи не реже
одного раза в год химическим способом. Показателем загрязнения
внутренней поверхности трубок является снижение температуры пере­
гретого пара при чистых наружных поверхностях пароперегревателя
и нормальной форсировке топки.
§ 23. При постановке судна на зимний отстой конденсат из трубок
и коллекторов пароперегревателя должен быть удален через краны
дренажа, после чего, для дальнейшего осушения змеевиков, следует
прогревать их небольшим огнем на колосниковой решетке.

Инж. Н. Л. РОЖДЕСТВЕНСКИЙ
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ
СУДОВОГО СЕКЦИОННОГО ВОДОТРУБНОГО КОТЛА
ПОВЫШЕННОГО ДАВЛЕНИЯ
В послевоенные годы ЦНИИРФом была проведена большая иссле­
довательская работа по созданию новых и модернизации существующих
паросиловых установок, в результате которой были получены данные,
характеризующие особенности различных типов паросиловых устано­
вок. Кроме того, ЦНИИРФом совместно с ЦТКБ и ЦПКБ было разра­
ботано несколько проектов новых типов паровых котлов.
Настоящая работа посвящена результатам исследования нового
оригинального секционного котла повышенного давления, изготовлен­
ного по заданию МРФ и испытанного на стенде в лаборатории
ЦНИИРФа.
1. ОПИСАНИЕ КОНСТРУКЦИИ
Секционный котел относится к типу судовых водотрубных котлов
повышенного давления с естественной циркуляцией.
В продольном разрезе (рис. 1) топка котла имеет форму трапеции.
Фронт и боковые стенки топки экранированы; степень экранирования
В конце топки расположен котельный пучок, первые две секции
которого являются по существу задним экраном. Характерной особен­
ностью секционного котла данной конструкции, отличающей его от
обычных горизонтальных водотрубных секционных котлов, является
расположение труб секций котельного пучка под углом в 60° к гори­
зонту. Верхняя образующая единственного барабана котла находится
на высоте 0,5 м над верхней границей топки. Таким образом, высота
котла, зависящая только от высоты топки, сравнительно невелика что
особенно ценно для судов речного флота. Первоначально котел*был
оборудован механической топкой инерционного типа, транспортером
для подачи угля в кормушку топки и скребковым механизмом шлако-
удаления. Затем, ввиду неудовлетворительной работы инерционной
топки, под котлом была установлена топка с ручным обслуживанием
•обычного типа. Поперечный сварной барабан с наружным диаметром
4= 1000 мм расположен со стороны фронта и состоит из сваренной
продольным швом цилиндрической части длиной 760 мм и двух при-
3 ЦНИИ РФ. вып . XVIII
оЗ

валенных к ней сферических днищ. В левом днище устроен лаз раз­
меном 320 X 425 мм Толщина стенки цилиндрическом части барабана
= 98 мм а толщина днищ 8Д = 32 мм. Внутри барабана располо­
жена перфорированная труба для отбора пара и воронка верхнего
продувания. Трубная часть и барабан изображены на рис. 2.
Испарительный котельный пучок состоит из 74 прямых труб, дли­
ной 1850 мм и диаметром 44,5/37,5 мм, объединенных в 6 секции
цилиндрическими коллекторами 2 и 3 диаметром 108 мм. Примене-
ние прямых водогрейных труб, объединенных в
также одной из характерных особенностей котла.
секции, является
Передние четыре
особенностей котла.
Рис. 1. Общий вид котла НТО производитель­
ностью Q = 1800 кг/час.
/—водоподогреватель; 2—пароперегреватель; 3— шла мос бор-
ник; 4—сборный коллектор; 5—распределительный коллектор
пароперегревателя.
По АВ
Трибная заъ- Трудная заг­
лушкам лушка М2
ряда водогрейных труб котельного пучка расположены в шахматном,
а два последних в коридорном порядке. Коллекторы секций котель­
ного пучка, за исключением двух передних (считая от фронта котла),
имеют резьбовые лючки, позволяющие производить смену, заглушку
и механическую очистку труб от накипи. Наивысшая точка входа
верхних соединительных труб в барабан расположена на 30 мм выше
наинизшего допустимого уровня воды. Часть пара, образующегося в
испарительных поверхностях нагрева, поступает в барабан по двум
пароотводящим трубам /. Между верхними и нижними соединитель­
ными трубами расположены рециркуляционные трубы, которые ниж­
ними концами приварены к шламосборникам.
1^о7<гЬ1^ боковой экран состоит из восьми труб диаметром
44,5/37,5 мм. Фронтовой экран состоит из 13 труб. К экранным трубам
приварены стальные плавники 4t увеличивающие радиационную по-
34

верхность экранов и одновременно поддерживающие изоляцию, нахо
дящуюся между ними и наружными щитами обшивки кот
Установка термопар Зля замера тем­
ператур стенок труб 6-ой секции
1Ч11852
Левая
сторона
15 1312109 76 *3 1
Рис. 2.
Водогрейные трубы 1 и 2-й секции конвективного пучка и экранов
привареныжк коллекторам. Трубы остальных секций развальцованы.1
1 Подробное описание циркуляционного контура приведено ниже.
3*
35

Между 2-й и 3-й секциями котельного пучка поставлена газона­
правляющая перегородка высотой в 1 м. Благодаря этому пламя и
продукты горения, омывая два первых ряда труб, направляются вверх,
огибают перегородку и затем, двигаясь вдоль остальных труб вниз,
омывают расположенные между ними змеевики пароперегревателя.
Поверхность нагрева пароперегревателя (рис. 3) состоит из два­
дцати параллельно включенных змеевиков, выполненных из труб диа­
метром 19/14 мм. Змеевики пароперегревателя объединяются правым
распределительным и левым сборным коллекторами прямоугольного
сечения. В пароперегревателе осуществлен принцип противоточного
движения пара по отношению к газам. Пароперегреватель включен
по схеме „П“.
Концы труб пароперегревателя в коллекторах развальцованы. Про­
тив каждой трубы в коллекторах имеются отверстия, заглушенные
резьбовыми пробками. Через эти отверстия производится развальцовка
Рис. з.
труб пароперегревателя и установка заглушки в случае выхода из
строя какого-либо змеевика. Пароперегреватель вынимается в левую
сторону.
Дымовые газы при выходе из пароперегревателя совершают по­
ворот на 150°, попадают в дымник, а затем омывают поверхность на­
грева стального ребристого экономайзера, включенного на схеме
противотока.
Водяной экономайзер (рис. 4) состоит из 84 последовательно вклю­
ченных ребристых труб. В горизонтальном ряду расположено семь
ребристых элементов, в вертикальном двенадцать. Внутренний диаметр
труб экономайзера и котельного пучка принят одинаковым и рав­
ным 37,5, что позволяет для внутренней очистки труб пользоваться
одним и тем же инструментом. Каждая смежная пара труб экономай­
зера соединяется одна с другой при помощи литых стальных калачей,
укрепляемых 8 шпильками к прямоугольным фланцам.
Питательная вода поступает в верхнюю часть экономайзера, про­
ходит последовательно по всем трубам верхнего ряда, затем посту­
пает в нижележащий ряд и т. д . Для ремонта элементы экономай­
зера так же, как и змеевики пароперегревателя вынимаются в левую
сторону от котла. Трубки котельного пучка при замене вставляются
сверху.
к
36

Пароохладитель у котла отсутствует. На барабане когда у
регулятор питания системы Ганнемана. Управляемый им регулиру
клапан установлен на обратном трубопроводе от питательной ги
рали к запасной цистерне.
г
Регулятор питания работает по принципу сброса излишнеи пита­
тельной воды. Поплавок, расположенный в барабане котла, при повы­
шении уровня воды поднимается и при помощи тяг регулятора пере­
дает импульс к клапану регулятора питания. Последний приоткры­
вается и перепускает воду из питательной магистрали в обратный
трубопровод и по нему в запасную цистерну. Котел имеет четыре
Рис. 4.
точки продувки: продувка шламосборников, нижние и верхние про­
дувания барабана котла.
К каркасу котла, выполненному из швеллеров, на болтах крепятся
металлические стальные щиты наружной обшивки. Для того чтобы
облегчить доступ к змеевикам пароперегревателя и калачам водяного
экономайзера, предусмотрена съемная конструкция щитов обшивки.
Крепление их производится при помощи клиновых защелок. Таким же
образом крепятся и верхние щиты самого котла.
Съемные щиты пароперегревателя защищены от воздействия пла­
мени только листами асбестового картона. Щиты обшивки котла сна­
ружи покрыты изоляцией из асбестовых матов, заполненных стекло­
ватой. Барабан, опускные и рециркуляционные трубы изолированы
асбеститом.
37

Топка котла футерована шамотным кирпичом. Кладка топки вы­
полнена без крепления к листам обшивки котла. Между щитами
обшивки и экранными трубами толщина кладки незначительна — х/8
кирпича. Обмуровка боковых стен топки, не защищенных экранными
трубами, имеет толщину х/2 кирпича.
Котел устанавливается на четырех лапах, которые крепятся к фун­
даменту. Для того чтобы не препятствовать температурным деформа­
циям котла, происходящим при растопке или перемене режима, только
одна передняя лапа крепится к фундаменту намертво, остальные же
три лапы обладают свободой перемещения в следующих направлениях:
передняя правая — в поперечном направлении, задняя левая - в про­
дольном и задняя правая — в поперечном и продольном направле­
ниях.
Основные характеристики котла:
1. Давление пара: проектное 1.......................................... Рпр
=
ати
40
разрешенное рабочее.......................................... р
=
30 ати
2. Температура перегретого пара
................................. fnn
= 425°С
3. Паропроизводительность: нормальная..................... D
= 1800 кг/час
максимальная...................... Z)max = 2250 кг/час
4. Температура питательной воды................................. /пв = 50эС
5. Род топлива — каменный уголь.
6. Расход топлива при нормальной нагрузке
при С” = 6000 ккал/кг и = 74%............................... В
=
270 кг/час
7. Активная площадь колосниковой решетки .
... R
= 2,00 м2
8. Объем топки (активный) при ручном обслужива­
нии .........................................................................................Ѵт
= 2,55 м8
9. Поверхность нагрева котла:
испарительнаяповерхность состороны: воды........................25 м2
газов..................... 33 м2
10. Поверхность нагрева пароперегревателя со стороны:
пара................................................................................................ 12 м2
газов............................ .........................................................15 м2
11. Поверхность нагреваэкономайзера состороны: воды . . 12 м8
12.
газов.. 116м2
13. Объем водяного пространства котла при рабочем уровне
(уровень воды на 20 мм выше центра барабана) без
экономайзера.................................... . ............................. 0,9 м3
14. Объем водяного пространства экономайзера
......
0,14 м3
15. Паровой объем котла..................................................................0,45 м8
16. Объем парового пространства пароперегревателя
....
0,06 м*
17. Напряжение парового объема котла..................................... 264 м8/м8
18. Средняя скорость газов:
а) в испарительном пучке ... ...............................................9,1 м/сек.
б) в месте расположения змеевиков пароперегревателя . 9,65 м/сек.
в) в экономайзере.......................................................................... 4,6 м/сек.
19. Общее сопротивление котла (проектное).....................h = 27 мм вод. ст .
20. С учетом перегрузки котла на 25% тяговые устройства
должны обеспечить разрежение.............................................. 50 мм вод. ст .
21. Весовые характеристики:
а) вес воды в котле.................................................................... 1050 кг
а) вес котла с топкой ручного обслуживания..................... 12500 кг
22. Габариты котла:
высота (до верхней части экономайзера) ........ 3,25м
высота с ручной топкой............................................................ 3,00м
длина котла с ручной топкой ................................................ 3,6 м
ширина........................................................................................... 1,6 м
Секционный котел был рассчитан на нормальную производительность 1800 кг/час
при давлении пара 40 ати, температуре перегретого пара 425° С и температуре пи­
тельной воды 90° С. В связи с тем, что в опытном образце котла стенки барабана
оыли тоньше, чем требовалось по расчету Речным Регистром СССР, давление было
понижено до 30 аги.
J
1
38

23. Габаритный объем котла с ручной топкой.. .. .. .. .. .. . .. .. .. .V - 17,3 м’
24. Относительные показатели котла:
а) производительность на единицу веса:
—
= 0,141 кг пара/кг веса котла
б) паропроизводительность на 1 м3 габаритного объема
2=КМ =Ю4.0кгпара.
25. Наинизший рабочий уровень расположен на 30 мм ниже
оси барабана котла.
26. Рабочий уровень расположен на 20 мм выше оси оара-
' бана.
II. РЕЗУЛЬТАТЫ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ
Большинство опытов производилось с ручной топкой, в которой
•сжигался рядовой уголь Воркутского месторождения ПЖ с содержа­
нием мелочи 50—60% (d<C6 мм), Ар=10—13%, И^р = 4—8,0% и
•Qp = 6200—6500 ккал/кг.
Испытания производились при комбинированной тяге, создаваемой
•с помощью вентилятора, подававшего воздух в заднюю часть зольника,
и парового сифона, установленного в дымовой трубе. Разрежение
в дымовой трубе, регулировавшееся в зависимости от форсировки
топки, поддерживалось на уровне Лдт = 30—45 мм вод. ст . В золь­
нике вентилятор создавал подпор до Л3==40—50 мм вод. ст . Перегре­
тый пар, производимый котлом, расходовался на работу паромоторной
установки или выпускался в атмосферу.
Насыщенный пар в количестве 120—180 кг/час расходовался на
работу питательных насосов, на термопару с отсосом газа и прибор
Альнера. Обслуживал котел во время опытов кочегар не выше сред­
ней квалификации.
Испытания котла производились в соответствии с разработанной
ЦНИИРФом методикой балансовых испытаний секционного котла и ме­
тодикой испытания секционного котла на резко переменных режимах.
Паропроизводительность котла определялась одновременно двумя
способами: замером питательной воды мерными баками и с помощью
паромерной шайбы, установленной на главном паропроводе перегре­
того пара. Для определения расхода насыщенного пара на насосы,
•отработавший пар конденсировался
и конденсат замерялся. Расход
пара на прибор Альнера и отсосную термопару определялся расчетом.
Температура газов замерялась в верхней части пучка труб с помощью
платиновой термопары с отсосом газа и одной защитой, а также
перед и за экономайзером.
Для определения присоса воздуха по газовому тракту газ одно­
временно забирался в аспираторы из трех точек: из верхней части
пучка труб, из точки, расположенной перед экономайзером, и из ды­
мовой трубы. Газ подвергался анализу с помощью прибора ВТИ.
После каждого опыта отбиралась и взвешивалась средняя проба про­
вала и шлака. Унос в дымовую трубу определялся с помощью прибора
Альнера. Продолжительность одного опыта была 7,5—8,0 часов. Опыт
начинался и заканчивался через 40—50 минут после чистки топки при
одних и тех же параметрах и форсировке топки. Всего было прове­
дено 24 опыта, в том числе 8 опытов на инерционной топке и 3 опыта
на резко переменных режимах.
С целью получения зависимости характеристик котла от нагрузки,
котел испытывался при различных форсировках топки (630—1100 тыс.
39

Таблица
Результаты испытаний (1951 г.) судового секционного котла с топкой
ручного обслуживания
Наименование объектов измерения,
их обозначения и единицы измерения
Дата, номера и названия опытов
2
7
/
І
Ѵ
No
2
б
а
л
а
н
с
3
1
/
Ѵ
No
6
б
а
л
а
н
с
2
1
/
Ѵ
І
No
9
б
а
л
а
н
с
2
7
/
Ѵ
І
No
1
0
б
а
л
а
н
с
1
0
/
Ѵ
І
І
No
1
1
б
а
л
а
н
с
2
3
/
Ѵ
І
І
No
1
2
б
а
л
а
н
с
Продолжительность опыта по топливу час 7,4 7,17 7,33 8,05
7,0 8,12
Содержание влаги в топливе \ И
5,8 6,2 3,7
4,7
8,4 7,8
Содержание золы в топливе, %
.....
9,8 13,0 12,0 13,2 11,4 13,5
Теплотворность топлива, ккал/кг....
Среднечасовой расход топлива с чисткой
6630 6350 6620 6450 6300 6200
топки, кг/час................ •.. .. . .. .. .. .. .. . .. .. .. .. .. .
Видимое тепловое напряжение решетки,
234
205 235 271 286 325
кг/м12 час . ....................................................
Видимое тепловое напряжение решетки,
123 108,0 123,7 142,5 150,5 171,5
тыс. ккал/ма час R = 2,0 м2.................
Видимое тепловое напряжение топочного
816,0 685,0 820,0 920,0 950,0 1065,0
объема, тыс. ккал/м3 час Ѵт =2,55 м® .
Температура питательной воды при входе
669 511 611 685 710 794
в котел, °C............................ ... ....................
Среднечасовая паропроизводительность
17
49
42
47
47
46
котла общая по бакам, кг/час .....
Паропроизводительность, пересчитанная
1470 1215 1410 1640 1706 1950
на t пит. воды = 90° С, кг/час................. 1620 1270 1510 1750 1800 2045
Давление в котле, рк ата
Температура пара на выходе из паропере-
15,7 24,0 19,0 21,2 21,6 24,6
гревателя /°пв С
Температура воды на выходе из эконо-
430 423 435 445 439 445
майзера /°ЭК’С............................................ 187,0 198,0 195,7 200,0 197,0 198
Состав газов за котлом при ( СО^%
9,9 9,7
8,9 10,1 10,7 11,9
непрерывном заборе пробы [
8,15 6,85
газа в аспиратор с последу* { О2%
9,3 9,4 10,35 8,63
ющим дожиганием прибором і
ВТ И с чисткой2.................... [ СО%
Коэффициент избытка воздуха (в дымо-
0,38 0,43 0,2 0,55 0,6
1,37
вой трубе) .................................................... 1,83 1,78 2,86
—
1,64 1,54
Температура газов за котлом, °C
.
.
.
.
197 177 216 220 235 272
Температура газов перед экономайзером, °C
Температура газов в пучке, измеренная
охлаждаемой платиновой термопарой с
480 467 453 470 494 558
отсосом газа, °C........................................
—
—
793
——
910 980
Разрежение в дымовой трубе, мм вод. ст.
Разрежение в верхней части топки,.
24Д 25,2 37,5 36,7 45,0 45,75
мм вод. ст........................................................
Подпор под колосниковой решеткой, мм
6,9 8,7
—*
9,15
вод. ст..............................................................
9,5 21,8 32,4 34,3 31,5 32,0
1 ~голь Ворку тского месторождения шахта Кг 18 О = 85,5 И, Н* = 5,3%, Sr = 0,9е/»,.
Nr О’ = 8,3%, выход летучих Ѵг == 30.0%.
3 Забор газа производился из дымохода за экономайзером.
40

ккал/м3 час). Котел испытывался на повышенном (25—30 ати) и низком
(16—18 ати) давлениях.
Результаты некоторых характерных восьмичасовых балансовых
испытаний котла с топкой ручного обслуживания (усредненные за
весь опыт) приведены в табл. 1 .
Во время опыта 23/ѴІІ (рис. 5) были достигнуты максимальная из
всех испытаний форсировка топки и паросъем с 1 м2 поверхности
нагрева котла при оборудовании последнего ручной топкой. В неко­
торые часы после чистки топки паросъем достигал 2400—2500 кг/час*
т. е . на 10—12% выше расчетной пиковой нагрузки.
Рис. 5.
паросъем кг/час (D);
температура перегретого пара (/пп);
—
—
—
котельное давление, ати (рк).
Температура перегретого пара в большинстве опытов держалась,
устойчиво в пределах 425—450dC (при расчетной температуре /Пп =
425° С). При дальнейшем повышении температуры пара (например,
после интенсивной шуровки слоя топлива) приходилось прибегать
к регулировке режима работы котла путем временного увеличения
расхода перегретого пара в атмосферу.
Темп роста температуры перегрева, вызываемого увеличением фор­
сировки топки, опережает темп роста котельного давления и паро-
производит5льности. Поэтому работа пароперегревателя при предель­
ной, с точки зрения прочности и безопасности, температуре замедляет
скорость увеличения форсировки топки, паропроизводительности котча
и подъема давления.
іч’«И*
ftftIt‘

Это свойство особенно ярко проявилось при испытании котла на
антраците, когда во избежание достижения предельно допустимого
предела перегрева приходилось уменьшать разрежение и увеличивать
расход пара в атмосферу, вследствие чего замедлялся подъем давле­
ния после чистки. Для поддержания температуры перегрева на рас­
четном уровне целесообразно пропускать весь пар через пароперегре­
ватель и установить в барабане котла пароохладитель, способный
-обеспечить
паром со сниженной температурой перегрева работу вспо­
могательных механизмов. С точки зрения устойчивости температуры
перегретого пара расположение пароперегревателя в зоне смешанной
передачи тепла радиацией и конвекцией является целесообразным.
На устойчивость температуры перегрева влияет правильное веде­
ние режима топки. Например, во время опыта 23/ѴП £рис. 5), когда
котел обслуживал кочегар высокой квалификации, температура пара
колебалась незначительно (+ 10° С) и потому прибегать к регулировке
расхода и разрежения не приходилось.
Колебания давления при работе котла были более значительны: от
1 до + 2,5 атм, что объясняется:
а) малой аккумулирующей способностью и большой чувствитель­
ностью котла к изменению режима горения и расхода и
б) недостаточно квалифицированным обслуживанием котла.
Максимальные колебания паропроизводительности составляли
+ 100 кг/час за 10—15 мин., минимальные — 30—50 кг/час. Оценивая
степень этих колебаний, необходимо связывать их с колебаниями
котельного давления.
Питательная вода подогревалась в экономайзере до 184—200° С,
и несмотря на питание экономайзера водой, подогретой до темпера­
туры ниже расчетной, экономайзер приближался к кипящему типу.
Во время опытов при высоком давлении и температуре питатель­
ной воды перед экономайзером 46—51° разница между температурой
насыщенного пара и температурой воды после экономайзера состав­
ляла 22—24° С. При этом гидравлических ударов в экономайзере не
наблюдалось.
При испытании котла на низком давлении недогрев воды в эконо­
майзере сокращался до 12—16° С, несмотря на то, что перед эконо­
майзером умышленно поддерживалась более низкая температура пита­
тельной воды. При этом все же в экономайзере происходило паро­
образование и возникали гидравлические удары.
Температура отходящих газов при нагрузке котла (0,75—1,0) DH
находилась в пределах £Ог=190—235° С. Во время опыта с большой
форсировкой топки, при —о-^ = 1065,0 тыс. ккал/м2 час fOr достигала
272° С.
R
^Следует ожидать, что при питании котла водой, подогретой до
»0 С, температура отходящих газов возрастает на 15—20° С и несколько
превысит расчетную. Изменение температуры отходящих газов в зави­
симости от форсировки изображено на рис. 5. При нормальной нагрузке
Гдоэк = 494°С температура газов перед экономайзером была несколько
ииже расчетной (£ДОэк = 530о С), а при нагрузке 1,15 Z),, на 30° выше ее.
Температура газов в верхней части пучка в среднем за опыт, при
ч7ГХВКаХ 950—1065 тыс. ккал/м2 час, находилась в пределах
980 С, возрастая в отдельные моменты сразу пос^е шуровки
топки до 1150-1200° С.
9—
ер Ж а н и е ^О2 в среднем за опыт колебалось в пределах
о. В большинстве опытов было отмечено присутствие СО в раз­
42

мере 0,2—0,6%, а при наивысшей форсировке топки оно возросло до
I, 4%. Присосы воздуха, вследствие создаваемого сифоном разреже­
ния, привели к увеличению коэффициента избытка воздуха. При
обслуживании котла опытным кочегаром, коэффициент избытка воз­
духа а за котлом равнялся 1,54—1,64.
Потеря напора в газовом тракте котла от верхней части котель­
ного пучка до выхода в дымовую трубу зависит от форсировки топки,
составляя в большинстве опытов 20—25, а при максимальной форси­
ровке 35 мм вод. ст.
На величину подпора в зольнике, кроме толщины слоя и степени
зашлаковки решетки, оказывало влияние создаваемое сифоном разре­
жение: чем оно выше, тем меньше подпор.
На рис. 6 нанесены результаты подсчета кпд котла по прямому
т)пб и обратному 7]Об балансу в зависимости от форсировки топки. На
рис. 7 изображена зависимость потерь q2 и q3 от форсировки. При
всех опытах кпд по прямому балансу был несколько ниже, чем по
обратному и при форсировках (0,75 — 1,0) DH он составлял 69—73%,
а при тех же нагрузках кпд по обратному балансу был 72—75%.
Расхождение между кривыми кпд по прямому и обратному балансу
вызвано не полным учетом уноса и отчасти несколько заниженным
значением qh.
Потеря с отходящими газами была мала и устойчива ^ = 10,5—
II, 5% (см. табл. 2).
■Питание котла водой, имеющей температуру 90° С, повидимому уве­
личит потерю с отходящими газами на 1 —1,5%. Но сокращение про­
сосов через кожух и уменьшение благодаря этому коэффициента
избытка воздуха будет способствовать снижению q2. Таким образом,
при увеличении температуры питательной воды потеря с отходящими
газами составит 12—13%, т. е . будет соответствовать расчетной.
Потеря с химическим недожогом при опытах с форсировкой топки
ВQ”
-^—£ = 550—700 т ккал/м3 час колебалась в пределах 2—3%.
Увеличение форсировки топки (до 800 т ккал/м8 час) повысило q3 до
6,3%. Следовательно, при сжигании рядовых углей воркутского место­
рождения форсировка топочного объема секционного котла 700 т
ккал/м8 час является предельной, и превышение ее приведет к зна­
чительному падению кпд котла.
Кроме недостаточного топочного объема, большой химический
недожог объясняется относительно коротким, длиной около 1,5—1,7 м,
участком газового тракта с высокими температурами газов, на кото­
ром возможно их догорание. В дальнейшем, при движении в газоходе
экономайзера, догорание практически невозможно из-за низких темпе­
ратур (400—230° С).
Потери <7з и q2 в значительной степени определяются конструкцией
и компоновкой котла. Потеря q4t главным образом, зависит от квали­
фикации кочегара и типа колосниковой решетки. На величину g<
большое влияние оказывает чистка топки — количество выгребаемых
со шлаком очаговых остатков.
Потеря с уносом qj также мало изменялась и, несмотря на боль­
шое содержание мелочи и сильное разрежение, создаваемое сифоном,
составляла 1,0—1,2%. В большинстве опытов ^4 = 8—11%, но при пра­
вильном обслуживании топки она может быть снижена до 7—8%.
Потеря в окружающую среду в связи с плохим состоянием изо­
ляции котла и недостаточной форсировкой была принята 95—4,0—5,0%.
43

Пользуясь графиком (рис. 7), можно составить следующий ориен­
тировочный баланс потерь для секционного котла при нормальной
форсировке и топке ручного обслуживания: <72=11- 12%; ^8—2—3%;
7 8°/в; qb—3,0—3,5%; £^=23,0—26,5%. Следовательно, кпдкотла
П^РУТЙ Т0пке можно ожидать в пределах 73,5-77,0%. При меха -
и скои топке кпд котла должен повыситься ’до 76—78%.
44

Таблица 2
Тепловой баланс секционного котла
Виды потерь и использования
тепла
Дата опытов и месторождение угля
27/ІѴ,
воркут-
ский
31/Ѵ,
воркут-
ский
21/ѴІ.
воркут-
ский
27/ѴІ,
воркут*
ский
10/ѴІІ,
воркут-
ский
Тепло, полезно использованное,
<7. °/о.............................................
72,5
68,0
67,2
69,5
і
69,2
Потери с отходящими газами,
<72 0/0.............................................
10,8
8,6
12,75
11,3
11.1
Потери от химической неполно-
J
ты горения, q3 °/0.........................
2,2
2,2
1,22
3.0
3,37
Потери от механической непол­
ноты сгорания, %.............6,2
15,65
11,25
8,1
12,1
В том числе:
потерисошлаком74шН. . .
3,2
11,8
8.0
4,9
9,1
потери с провалом q^n Н . . .
1,7
2,54
1.9
1.7
1.41
потери с теплотой шлака,74^*ш% 0,2
0,5
0,3
0,4
0,36
потери с уносом в атмосферу,
9?°/о•
....................................
1.1
0,8
1,05
1.1
1,23
Потери во внешнюю среду, q$ Н
4,45
5,0
4.4
4,1
4,0
Сумма учтенных потерь £7% • 22,15
29,95
28,12
25,0
29,07
1
кпд по обратному балансу,
Іобр 54 ... ........'.................. '•
76,35
68,55
70,38
73,5
69,4
Аккумулирующая способность секционного котла и анализ испы­
таний котла на резко переменных режимах
Водотрубный секционный котел удобно компонуется с различными
системами механических топок (топка ПМЗ, топка с шурующей план­
кой); поэтому возможно и желательно, в случае установки котла на
судно, механизировать процесс сжигания топлива. Но так как меха­
45

нические топки еще не проверены в эксплуатационных условиях, то
в секционных котлах, намеченных к внедрению в первую очередь,
могут быть установлены временно топки ручного обслуживания. При
этом необходимо определить, как повлияет на работу судна установка
секционных водотрубных котлов, оборудованных топками ручного
обслуживания. С этой целью ниже приводится оценка аккумулирую­
щей способности котла, произведенная на основании данных его испы­
таний на переменных нагрузках.
Для хорошей работы на переменных нагрузках котлы должны
обладать гибкостью в управлении: быстро увеличивать и уменьшать
паропроизводительность в зависимости от расхода пара на машину.
Эластичность регулирования зависит от аккумулирующей способности
котла, тепловой инерции топки.
Аккумулирующая способность и тепловая инерция топки помогают
преодолевать пиковые нагрузки и являются резервом для временного
увеличения паропроизводительности котла. Огнетрубные котлы, обла­
дающие большой аккумулирующей способностью, дают возможность
машине в течение 10—12 минут работать при нагрузке, превышаю­
щей на 20—25% паспортную. Но, с другой стороны, большая акку­
мулирующая способность удлиняет время, необходимое для поднятия
пара в котле.
Исследуемый секционный котел, благодаря сильно экранированной
топке, малому водяному объему и малой тепловой инерции кирпич­
ной кладки, обладает весьма большой гибкостью в регулировке
и чувствительностью к изменению нагрузки.
Предположим, что регулятор питания отключен или допускает
колебание уровня воды в барабане от наивысшего до наинизшего
рабочего уровня и подсчитаем аккумулирующую способность секцион­
ного котла.
Добавочное количество пара, получаемое в котле за счет пониже­
ния давления от 31 до 26 ата при неизменном режиме топки, подсчи­
танное по формуле проф. Л. В. Арнольда Ор = 21,0 кг (или 1,17%
от DH).
Количество дополнительно получаемого пара за счет аккумуляции
питанием, при уменьшении объема воды на 0,053 м3 (регулятор пита­
ния отключен) £>ѵ = 2,0 кг (0,11% от DH).
Суммарное количество сухого насыщенного пара, которое может
быть получено за счет использования аккумуляции котла давлением
ипитаниемДD=DP+DV=21 +2=23,0 кг,или 1,27% от DH.
Ввиду столь малой аккумулирующей способности, являющейся
существенным недостатком секционного котла, регулирование его
может быть обеспечено только путем воздействия на тягодутьевые
средства. В связи с этим эксплуатация секционного котла на судне
потребует от обслуживающего персонала большей внимательности
и навыков, а также четкой связи с машинным отделением.
Величина аккумулирующей способности котла имеет большое зна­
чение для уменьшения падения давления при чистке топки с ручным
обслуживанием, в особенности при однотопочных котлах. В период
чистки топки, полезное тепловыделение слоя падает почти до нуля
и парообразование происходит за счет аккумулирующей способности
котла и тепловой инерции кладки топки. Испытания показали, что
тепловой инерции котла недостаточно даже для поддержания во время
чистки топки расхода пара 10—15% от DH.
ппиг РИ усгановке На сУДие двух секционных котлов, влияние чистки
го из них в определенной степени будет компенсироваться повы-
46

шенной форсировкой другого, благодаря чему производительность,
котельной установки в целом будет близка к нормальной.
Во время испытаний было произведено 12 резких остановок котла
с 12 последующими пусками. Периоды „стоп*1 и „полный ход имели
различную продолжительность (тг = 4—26 мин., тпх = 5—15 мин.) и чере­
довались в различной последовательности. Испытания начинались после
устойчивого достижения котлом паропроизводительности (0,8 1,0) D».
Давление перед опытом снижалось до 20—22 ати для того, чтобы
при прекращении расхода пара оно могло достигнуть наивысшего
предела. Несмотря на то, что одновременно с закрытием главного'
стопорного вентиля после пароперегревателя останавливался вентиля­
тор, выключался сифон и иногда прикрывался регистр в дымовой
трубе, давление в течение 5—8 мин. возрастало на 5—9 атм, после
чего постепенно снижалось (при тг=20—25 мин.).
Работа питательных насосов, потребляющих насыщенный пар,
задерживала возрастание рк, но снизить верхний предел его более
чем на 5—6 атм. не удавалось. Расход пара на механизмы, работаю­
щие на судне во время маневров составляет 180—200 кг/час. Этот
расход, как показали испытания, достаточен для предотвращения воз­
растания давления.
Во время испытания на переменных режимах наблюдалось резкое
снижение давления при включении дутьевых средств и открытии
после режима „стоп* главного стопорного клапана, который откры­
вался на такую же величину, как перед режимом
„стоп".
При этом
за 3—5 мин. давление падало до уровня, соответствующего началу
периода „стоп* и затем вновь возрастало или оставалось на том же
уровне. Даже после длительного периода „стоп* удавалось избежать
резкого падения давления благодаря заброске свежего топлива (см.
рис. 8).
Проведенные испытания показали, что во время режима
„стоп“
температура перегретого пара не увеличивалась, а даже падала на
50—120° С в зависимости от продолжительности тс. С момента начала
расхода перегретого пара его температура восстанавливалась через
5—8 мин. Следовательно режим „стопи даже при протечке 50—
100 кг/час безопасен для змеевиков пароперегревателя. Прекращение
дутья и выключение сифона также снижало температуру газов перед
экономайзером на 150—250° С и отходящих газов на 100—120° С. При
этом температура подогрева воды в экономайзере падала на 30—50° С.
111. ЦИРКУЛЯЦИОННЫЙ КОНТУР КОТЛА И РЕЗУЛЬТАТЫ ЕГО
ИССЛЕДОВАНИЯ
Общий циркуляционный контур секционного котла состоит из
следующих трех отдельных контуров, связанных между собою по
подводу питательной воды и отводу пароводяной смеси (рис. 2):
1) циркуляционного контура основного котельного пучка;
2) циркуляционного контура боковых экранов;
3) циркуляционного контура фронтового экрана.
Контур основного котельного пучка (рис. 2) состоит из бара­
бана 5, двух опускных необогреваемых труб б, нижних коллекторов
секций котельного пучка 3, шести секций основного пучка 2, верх­
них коллекторов секций 2, двух верхних соединительных труб 7,
двух нижних соединительных труб 8 и двух обогреваемых рецирку­
ляционных труб 9, ■
иу.
47

Циркуляционный контур боковых экранов включает барабан 5
две опускные трубы 6, нижние коллекторы секции 5, две нижние
соединительные трубы S, рециркуляционные трубы 9, два шламо-
о
трубы правого и левого
сборника 10, топочные панели
боковых
Рципк-vnaTT АВе веРхние соединительные трубы.
< контѵоом
КОНТУР Фронтового экрана, кроме звеньев общих
панелейУР// две TnJfiJKpaH°B’ включает передние части топочных
верхний коллектор ЭкранаTM*TM" коллектоР /3> тРУбы экРана 14 и
48

Барабан котла, опускные рециркуляционные, верхние и нижние
'соединительные трубы
являются общими для всех трех контуров.
Опускные и рециркуляционные трубы, барабан и шламосборники
расположены снаружи котельного кожуха и не обогреваются. Осталь­
ные звенья контуров (кроме задних участков топочных панелей и
нижних соединительных труб), непосредственно омываются горячими
газами или находятся в зонах высоких температур.
Можно установить два варианта циркуляции в котле:
Первый вариант. В первом варианте предполагается, что
количество воды, опускающееся по опускным трубам, полностью
обеспечивает работу котельного пучка. Снабжение водой секций
.котельного
пучка и экранов происходит следующим образом. Вода
из котельного барабана по двум опускным трубам поступает к ниж­
ним коллекторам котельного пучка. Часть воды проходит через
трубы котельного пучка, а оставшееся количество поступает через
шламосборники по топочным панелям к экранным трубам. В верхних
^соединительных трубах происходит частичное выделение пара и
разделение потока воды по двум направлениям: к барабану и к ре­
циркуляционным трубам. Вода, поступающая по рециркуляционным
трубам, суммируется с остатком воды после котельного пучка и рас­
ходуется на питание экранов.
Второй вариант. Во втором варианте предполагается, что
воды, поступающей по опускным трубам, нехватает для нормальной
работы котельного пучка и недостаток ее компенсируется водой,
опускающейся по рециркуляционным трубам. Боковые и фронтовые
экраны будут снабжаться только водой, опускающейся по рецирку­
ляционным трубам.
Отношение сечений водоподводящих и отводящих звеньев контура
к сечению испарительных труб:
/—=0,314 ~=0’232
•'ИСП
J исп
Подсчет показывает, что сечение верхних соединительных труб
ікотла, в которые поступает пароводяная смесь из секций котельного
пучка и топочных экранов, недостаточно. Для создания благоприятных
условий отводов пароводяной смеси обычно принимается ~^- = 0,3.
J исп
Следовательно, в данном случае движение пароводяной смеси будет
испытывать большое сопротивление на выходе в паровой объем.
По подводу воды все контуры котла находятся в лучших условиях/
'Сечения
подводящих труб превосходят обычно применяемые на
практике.
Ряд конструктивных особенностей котла не позволяет с достаточ­
ной точностью расчетным путем установить величину и направление
скорости, а также количество воды и пароводяной смеси, движу­
щейся в различных звеньях. К числу этих особенностей относятся:
а) наличие горизонтальных верхних и нижних коллекторов секций
испарительного пучка;
б) большое число общих звеньев контура циркуляции экранов и
основного котельного пучка;
в) малый уклон к горизонту (а = 9°) топочных панелей;
г) неопределенность тепловосприятий;
д) неравномерность распределения смеси между секциями;
е) малая высота котла, при которой резко возрастает роль местных
■сопротивлений и др.
4 ЦНИИРФ, вып. XVIII
.,
Ч/

Ввиду этого оказалось необходимым провести экспериментальное
исследование циркуляции секционного котла.
Методика исследования циркуляции. Нормальная циркуляция
воды в котле обеспечивает сохранение на всей внутренней поверх­
ности труб непрерывной водяной пленки, без которой невозможен
надежный и непрерывный отвод тепла от поверхности нагрева. Нару­
шение циркуляции приводит к созданию режимов застоя, опрокиды­
ванию циркуляции, расслоению пароводяной смеси и другим явлениям,
при которых температура стенок труб может недопустимо повыситься.
Вследствие повышения ^ст создаются
/—труба; 2—накидная гайка; 3— втулка; 4—тру­
ба ЦКТИ; 5 — медная прокладка
=2 мм;
6 — штуцер.
благоприятные условия для паровой
коррозии и может произойти дефор­
мация или разрыв трубы.
Исследование циркуляции воды
в судовом секционном котле повы­
шенного давления производится впер­
вые, поэтому автором использована
современная методика исследования
циркуляции в стационарных котло­
агрегатах, в которую внесен ряд до­
полнений, учитывающих как характер­
ные черты циркуляционного контура,
котла (места установки приборов),
так и особенности условий работы
котлов на речном судне.
Приборы. Для измерения скоро­
стей воды в опускной и рециркуля­
ционной трубах и в топочной пане­
ли применена измерительная трубка
ЦКТИ (рис. 9).
С помощью импульсной проводки
из медных труб d = 8 мм приборы
соединяются с дифманометрами вы­
сокого давления, которые заполняются
жидкостями, имеющими удельный вес,
незначительно превышающий вес воды
(дихлорэтан Тд=1,25 кг/м8, нитробензол 7Н = 1,2 кг/м3, четырех­
хлористый углерод ycci4 = 1,59 кг/м8) подкрашенными Суданом No 3.
Ввиду симметричности циркуляционного контура достаточно было
разместить трубки с одной стороны котла. Статические перепады
давления измерялись между точками: 7—7 между нижним и верхним
коллекторами последней секции; 8—8 между верхней соединительной
трубой и топочной панелью перед фронтовым экраном; 9— 9 между
нижними коллекторами первой и шестой секций.
Для замера температур стенок труб заднего (шестого) ряда,,
в котором возможен застой, было установлено 15 термопар, зачека-
ненных в стенки труб на расстоянии 90—100 мм от верхнего кол­
лектора. Кроме того, через верхние резьбовые пробки было установ­
лено еще 5 термопар в гильзах. Режимные показатели работы котла
во время испытания определялись в соответствии с методикой
балансовых испытаний.
Испытания циркуляции на стационарных режимах охватывали
диапазон нагрузок котла от 600 до 2200 кг)час при давлении пара
в котле 25 30 ати. Некоторые опыты проводились при пониженном
давлении 17-20 ати. Всего было проведено 17 опытов. Температура
50

воды на выходе из водяного экономайзера равнялась 180—220° С;
недогрев воды в барабане составлял 0,5—0,6 ккал/кг. На каждом
режиме опыт длился 2—2,5 часа.
Широкий диапазон нагрузок позволил получить зависимости ско­
ростей воды в различных звеньях контура и статических перепадов
давления от степени форсировки топки. Кривые изменения скоростей
и перепадов за опыт изображены на рис. 10. Зависимость средних
Рис. іо.
а) расход пара (D кг/час), изменение давления (рк ата):
-------------
D кг/час,
—
—-------- рк ата,
б) скорости циркуляции воды в водоподводящих трубах;
-----------------
скорость в опускной трубе;
......
скорость в топочных панелях перед боковым экраном;
-----
• • ------ скорость в топочных панелях перед фронтовым экраном;
----------------- скорость
в рециркуляционных трубах;
в) статические перепады давления в различных звеньях контура;
---------- ——
перепад давления между верхней соединительной
трубой и топочной панелью;
----------------- перепад
давления между нижним и верхним коллекторами
6-й секции котельного пучка;
г) температуры газов;
температура в пучке;-------------- температура до экономайзера; ...................температура после
экономайзера.
скоростей движения воды в опускной и рециркуляционной трубах и
топочных панелях, а также статических перепадов от нагрузки котла
изображена на рис. И и 12.
Кривые показывают, что скорости воды в подводящих, а следо­
вательно и подъемных, трубах и перепады давлений слабо изме­
няются при изменении нагрузки. Скорости циркуляции воды в экранах
и котельном пучке, подсчитанные на основании опытных панны*
приведены в табл. 2.
‘’
4*
51

<
.
м
/
с
е
к
52

При стационарных режимах не происходило недопустимого увели­
чения температуры стенок заднего ряда труб или среды в предыдущих
рядах. Температура стенок труб превышала температуру насыщения
при данном давлении на 15—20° С.
Рис. 12. а) перепад давления между нижнйми коллекторами первой и
шестой секций котельного пучка; б) перепад давления между верхней
соединительной трубой и топочной панелью; в) перепад давлений между
нижним и верхним коллекторами шестой секции котельного пучка.
Результаты расчета тепловосприятий, выполненного на основании
данных о количествах тепла, передаваемого в топке и в различных
участках котельного пучка, приведены в табл. 3 .
Таблица 3
Тепловосприятия секций котельного пучка и экранов
1
-
я
с
е
к
ц
и
я
к
к
а
л
/
с
е
к
.
2
-
я
с
е
к
ц
и
я
к
к
а
л
/
с
е
к
.
і
j
_
_
_
_
_
_
_
_
_
3
-
я
с
е
к
ц
и
я
к
к
а
л
/
с
е
к
.
4
-
я
с
е
к
ц
и
я
к
к
а
л
/
с
е
к
.
5
-
я
с
е
к
ц
и
я
к
к
а
л
/
с
е
и
.
_
_
_
_
_
_
_
і
б
-
я
с
е
к
ц
и
я
к
к
а
л
/
с
е
к
.
Ф
р
о
н
т
о
в
о
й
э
к
р
а
н
к
к
а
л
/
с
е
к
.
Б
о
к
о
в
о
й
э
к
р
а
н
о
д
и
н
/
д
в
а
к
к
а
л
/
с
е
к
.
•
45,7
22,9
16,7
15,5
13,3
13,4
31,9
28,0
56,0
Результаты расчета циркуляции приведены в табл. 4.
Наибольшее расхождение между опытными и расчетными данными
(табл. 5 и 6) относится к боковым экранам. Это несовпадение при­
водящее к невязке в расходах по рециркуляционной трубе, топочным
53

Таблица 4
Наименование элементов
Полез­
ный
напор,
кг/м3
Расход
воды,
кг/сек.
Скорость
циркуля­
ции,
м/сек.
Расход
пара,
кг/сек.
Крат­
ность
цирку­
ляции
поверхности нагрева
1-й ряд котельного пучка ....
172
5,73
0,525
0,1055
54,3
2-й ряд пучка .
164
3,46
0,292
0,0517
66,8
3.4,5и6ряды
168
1 1,13
0,102
0,0326
34,6
Боковые экраны
Фронтовой экран
один
два
259
187
£94
”5,88
1.9
0,402
0,16
0,0655
0,1313
0,0746
44,9
25,5
панелям и в целом по котлу объясняется недостаточно точной рас­
четной оценкой сопротивления верхних соединительных труб при
движении в них двухфазной жидкости и трудностью разбивки его
между отдельными испарительными элементами. Сопротивление про­
ходу смеси из боковых экранов в расчете повидимому несколько
занижено, а расход воды по экрану получился благодаря этому
завышенным.
Таблица 5
Наименование элементов
поверхности нагрева
__________ _
_ ____________ ____________
По опытным
данным
По расчетным данным
w0
м/сек
G
кг/сек k
w0
м/сек
G
кг/сек
G"
кг/сек k
Котельный пучок (средние данные
по всему пучку) SF = 0,0820 м3 . 0,197 13,26 46,2 0,205 13,73 0,2875 48,0
Боковые экраны (2) S F = 0,0178 м2 0,234 3,43 26,4 0,530 7,76 0,13 59,6
Фронтовой экран F = 0,0144 м3 . . 0,177 2,09 28,0 0,164 1,9 0,0746 25,5
Таблица 6
Наименование
водоподводящих труб
No
при­
бора
По опытным данным
По расчету
W
м/сек
G кг/сек
G т/час
W
м/сек
G кг/сек
G т/час
Опускные трубы (по
одной)........................
1
0,625
58
0,620
5,75
20,92
20,7
Рециркуляционные тру-
359
498
бы (по одной) . .
6
0,620
12,80 1 0,806
17,950
Топочная панель перед
боковым экраном . .
2
0,580
2,76
9,95
1 0,815
3,88^
13,995
Топочная панель после
1,045
3,77
1
0,95
3,42
бокового экрана . . .
О
3
0,220
0,199
оцеломпокотлу...
—
—
67,44
—
77,3
54

По фронтовому экрану в целом и по котельному пучку получается
достаточно хорошее совпадение расчетных и опытных Дан«ы^-
Замеренная величина полезного напора меньше средней расчетной
для четырех последних секций величины на 12%,'что можно счит ть
допустимым.
о_о
Перепад давлений, измеряемый с помощью дифманометра
занимает промежуточное положение между полезными напорами
фронтового и бокового экранов. Для получения полезного напора
фронтового экрана необходимо к замеренному перепаду прибавить
сопротивление при движении воды от бокового до фронтового экрана
и вычесть сопротивление выхода смеси из коллектора экрана в верх­
нюю соединительную трубу.
Произведя необходимые расчеты, получим полезный напор по
замерам
(А /Эфэ)по замеру === 187,4 КГ/м2,
отличается от расчетного на 4,0%.
Определить по замеренному напору полезный напор средних труб
бокового экрана значительно труднее. Он должен быть больше
замеренного А Ре-8, что также увязывается с расчетным полезным
шпором АРбэ.
Таблица 7
(Z) = 1800 кг/час)
Результаты проверки невозможности застоя и опрокидывания
циркуляции в контурах секционного котла
Обогреваемые звенья
циркуляционных контуров
Коэффициент
запаса по застою
Коэффициент
запаса по опро­
кидыванию
циркуляции
1- й ряд котельного пучка
.. ..
2-й ряд
„
„
.
.
.
.
6-й ряд
„
.....................
Боковой экран .................................
Фронтовой экран .............................
і
0,448
0,585
0,950
0,625
0,850
0,384
0,596
0,830
0,556
0,660
Приведя замеренный перепад АР9_9 к точкам а и b (рис. 12), по­
лучим перепад давления между точками а и b (ЬРа-ъ)з = 35,7 кг/ма,
хорошо совпадающий с расчетными данными (А Ра — Ь)р = 31,0 кг/м2.
Проведенный анализ показывает, что вследствие недостаточности се­
чения, наличия выступающих концов экранных труб и коллекторов
внутри верхних соединительных труб, сопротивление отводящей системы
весьма велико и значительно превосходит сопротивления водоподво­
дящих звеньев контуров.
Проверка невозможности застоя и опрокидывания в контурах сек­
ционного котла (см. табл. 7) показывает, что первые секции котель­
ного пучка и боковые экраны работают в областях, далеких от застоя
и опрокидывания циркуляции. Для фронтового экрана коэффициент
запаса по застою приближается к предельно-допустимой „Нормами рас­
чета циркуляции" величине. В некоторых трубах 3, 4, 5 и 6-й секций
возможно появление застоя воды. Обращая внимание на возмож­
ность застоя воды, необходимо отметить особенности застоя в кптлр
данного типа.
55

Пароводяная смесь выводится под рабочий уровень воды в барабане..
Трубы секций прямые, не имеют горизонтальных участков и равно­
мерно обогреваются. Поэтому следует ожидать, что если в какой-либо
наименее обогреваемой трубе задних секций образуется свободный
уровень, то температура стенки трубы из-за стекания по ней воды из-
верхней’соединительной трубы не достигнет опасного предела. Отсут­
ствие недопустимого повышения температуры стенок труб шестой
секции подтверждается замерами температур стенок.
Застой может быть устранен посредством уменьшения сопротивле­
ния верхних соединительных труб. Для этого их диаметр должен быть
увеличен и должны быть удалены концы экранных трубок и коллек­
торов секций, выступающие внутрь соединительных труб.
При проверке на отсутствие кавитации воды при входе воды из<
барабана в опускные трубы приняты наивысшие замеренные скорости
воды, которые оказались весьма близкими к расчетным.
Наименьшая допустимая высота от наинизшего уровня воды в бара­
бане до верхней кромки входного отверстия опускной трубы по усло­
вию отсутствия кавитации определяется по формуле:
w_„a
Л=1’5^
где: wonKC = 0,64 м/сек., Л= 1,5— 0,0315 м, т. е . менее 0,215 м —
высоты до уровня воды в секционнОіМ котле.
Таким образом, проверка показала, что в секционном котле обес­
печено снабжение водой котельного пучка без кавитации при входе.
Опасность расслоения пароводяной смеси в секционном котле может
возникнуть только на слабо наклонных (а = 9°) участках топочных
панелей между фронтовым и боковым экранами. Как показали испы­
тания и расчеты, по топочным панелям движется поступающая из ре­
циркуляционных труб вода, недогрев которой до кипения близок
к нулю (вследствие малой высоты котла). За боковым экраном вода!
движется в панели с небольшой скоростью w = 0,2—0,25 м/сек.
Основываясь на последних испытаниях ЦКТИ, которые доказали,,
что наличие даже весьма малых углов а = 30'—1° наклона оказывает
большое влияние на начало расслоения пароводяной смеси и учитывая'
малую длину участка (/=1 м) топочной панели, по которому вода'
движется со скоростью w = 0,2 м/сек, можно считать, что опасного
расслоения потока смеси, способного вызвать недопустимое повышение
температуры стенки панели, не произойдет.
Исследование циркуляции воды на нестационарных режимах.
Во время маневров паросиловая установка судна эксплуатируется на.;
нестационарных режимах, при которых протекание внутрикотловых
процессов существенно отличается от течения их при стационарных
режимах. Многие из этих процессов еще мало изучены. В частности,,
почти совершенно не исследованы вопросы циркуляции воды в котлах
морского и речного флота.
При нестационарных режимах, создаваемых резкими изменениями;
расхода пара или форсировки топки, может произойти ухудшение цир­
куляции и авария котла. Поэтому изучение циркуляции воды в сек­
ционном котле на этих режимах имеет важное значение для оценки
его эксплуатационной надежности. Степень нестационарности процесса
генерации пара характеризуется скоростью изменения давления^.
Наибольшие скорости изменения давления наблюдаются в однобара-
оанных, экранированных котлах, обладающих малой аккумулирующей.
56

способностью. К этому типу относится и секционный котел. Вследствие
уменьшения теплоты жидкости при падении давления недогрев воды
в водоподводящих трубах котла уменьшается и в них может начаться
парообразование, по причине которого увеличивается их сопротивле­
ние и ухудшается снабжение подъемных труб водой.
В секционном котле все водоподводящие трубы не обогреваются,
но, несмотря на это, при большой скорости падения давления в рецир­
куляционных трубах, по которым движется вода с Д/б = О, может
образоваться пар. Ухудшение циркуляции вследствие увеличения со­
противления водоподводящей системы труб только отчасти компенси­
руется увеличением доли сечения занятого паром в подъемных трубах.
Таким образом, при некоторых условиях падение давления в котле
может служить причиной перегрева металла и разрыва трубки котла.
Резкое увеличение давления увеличивает высоту экономайзерного
участка подъемных труб и потому ослабляет циркуляцию. С другой
стороны, количество тепла, передающегося в подъемных трубах одному
килограмму воды, увеличивается при замедленном движении смеси.
Поэтому происходит так называемое саморегулирование естественной
циркуляции. Влияние резкого увеличения давления на циркуляцию
воды в наибольшей степени сказывается в наименее обогреваемых 5—6
секциях котельного пучка. Степень ослабления циркуляции при неста­
ро*
ционарных режимах зависит от скорости
абсолютного значения
изменения давления Др, от величины начальной и конечной нагрузок
котла и от числа и частоты повторения изменения нагрузки.
В судовом котле падение давления будет наблюдаться при резком
увеличении потребления пара машиной (на 40—60%) или при отклю­
чении параллельно работающего котла.
Отметим, что в рассматриваемых условиях степень нестационарно-
сти процесса при росте котельного давления значительно меньше, чем
при его падении. Форсировка топок котлов, работающих на твердом
топливе, не может подвергаться столь быстрым изменениям, как рас­
ход пара, благодаря инерции слоя топлива (по тепловыделению) и
благодаря регулированию форсировки для предотвращения пережога
труб пароперегревателя.
Каждый тип котла имеет определенную возможную скорость изме­
нения давления, зависящую от изменения расхода пара, от аккумули­
рующей способности котла, от недогрева воды перед барабаном, ко­
тельного давления и веса металла труб и барабанов.
Возможная скорость изменения давления в котле может быть опре­
делена по формуле, выведенной к. т. н. Л . С. Шумской 1
где: QIICI, ккал/сек — количество тепла, передаваемого испарительным
частям котла.
др__
^исп (
Д/'
7-7*
)1•G' --
7-
^о*
“7
у/ г-у ду" ді"\
\у—7" др "* дрj1+к1Г ді1 ді
г.1
у17—-у V <>/> 7fyj]\+C«GJ£
Quell--ВQp• “Л --(Qnn4“Qsk)
Qhch = 361 — (51,5 + 85) = 224,5 ккал/сек.
G' и G" кг/сек. — расход
питательной воды и пара.
G' = 0,612 кг/сек.
3 Л. С. Шумская . „Котлотурбостроение", No 4,1950 г.
57

ѴГ=1,35 м8— полный внутренний объем трубной системы и ба­
рабана;
И'= 0,9 м8 —объем воды в котле;
д/яаГ —ij ккал/кг — нехватка теплосодержания питательной, воды до
теплосодержания воды при температуре насыще­
ния;
іі = 220 ккал/кг — теплосодержание воды за экономайзером.
А і = 239,6 — 220= 19,6 ккал/кг;
Ом кг — активный вес металла кипятильных труб и барабана.
Рис. 13.
----------------- значения
прир—30ата, t =425°С;
-----
------- значения
прир=20ата, t =425еС;
---------------- средние
значения в пределах изменения давления от 20 до 30 ата,
t=425°C;
•
точки по данным опыта.
Ввиду того, что отдача тепла металлом барабана происходит в те­
чение заметного промежутка времени (t= 100—120 сек.), учитывается
только 30% веса барабана.
Ом=Стр+0,3G6 =1,863+0,337=2,2 т
С= 0,11 ккал/кг град. — теплоемкость стали
7и7"кг/м3—удельный весводы и параприрк =30ата;
7 = 823,6 кг/м8; 7" = 12,93 кг/м8.
На рис. 13 изображены возможные скорости изменения давления
(линия а) при мгновенном изменении расхода пара и форсировки топки
для двух значений начальной нагрузки котла}
D=0,50£)НОрм и D=1,00DH0PM
По этим графикам можно определить расчетную скорость падения
давления в зависимости от мгновенного увеличения расхода пара.
Нарушение циркуляции при резком сбросе начинается с водопод­
водящих труб.
58

Определим предельную допустимую скорость изменения давления,
при которой в водоподводящих трубах еще не начнется парообразо­
вание, по предложенной к. т. н. Д. Ф . Петерсоном формуле :
дрI
\Н
-J-l14-а
= -7-ѵ)
dt\1а)L*
Аі6•w
4q
I
...
— ат м/сек,
/ѵ-
rfr'-v
др
др
где: Н и I— высота и длина труб;
q ккал/м сек.—теп л ова я
нагрузка внутренней поверхности
нагрева;
А/б ккал/кг— недогрев воды в барабане.
а=2.
Расчет допустимой скорости падения давления для различных уча­
стков водоподводящей системы котла приведен в табл. 8, из которой
видно, что наименьшую скорость падения давления допускают рецир­
куляционные трубы, для которых (^)доп == 0,0384 ат/сек.
Таблица 8
Наименование участков
дрід- .
атм/сек.
Опускная труба от барабана до 1-го кол­
лектора ..........................................................
Нижняя соединительная труба.................
Рециркуляционная труба .............................
0,0685
0,0508
0,0384
По изображенному на рис. 13 графику, этой скорости соответствует,
возможное в судовых условиях, увеличение расхода с D^ = 1800 кг/час
до Z>2 = 2550 кг/час. Поэтому необходимо исследовать, какое влияние
оно окажет на циркуляцию воды в котле.
Допустимую скорость увеличения давления найдем по предложен­
ной к. т . н. Д. Ф. Петерсоном формуле:2
дт\1dJ
.
.
ді'
dТ др
Для наименее обогреваемой, шестой, секции котельного пучка
^■=0,025 атм/сек.
Чтобы получить величину скорости подъема давления, равной
0,025 атм/сек, необходимо при D = const мгновенно увеличить форси­
ровку топки, как это следует из графика на рис. 13, на 32,0%. В усло­
виях эксплуатации такого рода изменение режима будет происходить
значительно реже, чем например, резкое увеличение расхода пара, так
как вахтенный механик принужден будет снизить форсировку топки
во избежание пережога труб пароперегревателя.
1 „Котлотурбостроеііие" No 3, 1951 г.
3 Там же.
59

Приведенные расчеты подтверждают необходимость исследования
циркуляции на нестационарном режиме, в особенности при падении
давления пара в котле.
Во время испытаний сброс давления создавался:
а) мгновенным увеличением расхода пара в атмосферу при почти
постоянной форсировке топки и
б) резким уменьшением форсировки топки посредством выключе­
ния вентилятора и сифона при D — const.
Схематически представленный на рис. 14 нестационарный режим
сброса давления (а), при В = const, будет иметь место при внезапном
увеличении расхода пара на главные машины.
г?-конец сброса давления
Рис. 14.
Здесь:
—
постоянный начальный расход пара, соответствующий
форсировке топки 1 В;
—
расход пара 'при увеличении открытия вентиля; вели­
чина £>2 менялась от l,4Dj до (2,5-5 -3) Z>i;
*
D3 — расход пара при уменьшенном открытии стопорного вен­
тиля в конце сброса, изменявшийся от
=
до О3=
= 0,1 DH = 180 кг/час.
Рі — начальное давление пара в барабане котла перед сбросом
30 ати;
р2 — давление в конце сброса
—
18—20 ати;
Д^мин—период сброса;
^р — абсолютная величина сброса давления;
—
средняя скорость сброса давления.
Схема маневровых режимов (в) приведена на рис. 15. Как показали
испытания котла (см. выше стр. 48), при режиме
„стоп“ начинается
резкое возрастание давления, при режиме „полный ход14 — его падение.
Периоды „стоп*4 и „полный ход“ и режимы сброса давления не­
однократно повторялись и имели различную продолжительность. Ис­
пытания производились при сжигании рядовых спекающихся углей
Опыты производились при начальных форсировках тонки:
= (0.3 ~~ 1.25) или Р, = (0.3 н- 1.25) D„
60

Рис. 16.
Воркутского и Кузнецкого ^место­
рождений. Сбросы давления^созда-
вались путем увеличения расхода
.пара
в атмосферу. При этом мак­
симальная скорость падения давле­
ния достигала 0,15 ат/сек. При по­
стоянном расходе пара и выключен­
ных тягодутьевых средствах сбросы
давления происходили с меньшей
скоростью, около 0,03 ат/сек.
Перед началом сброса давления
устанавливалась нагрузка 0,7—
2,4 т/час, что соответствует
=
= (0,39—1,3) Днорм. Расход увели­
чивался до 2,5—3,2 т/час. DMax =
= (Г, 3-^ -3,5) Dj.
В большинстве опытов давление
снижалось с 31 до 20 -ь 21 ата.
Как показали опыты, скорость
движения воды в опускных трубах,
при скоростях падения давления
0,05—0,15 ат/сек, к концу режима
несколько понижалась (на 10—30%).
Скорости в топочных панелях сни­
жались несколько меньше. Наи­
большее снижение скорости проис­
ходило в рециркуляционных тру­
бах. К концу сброса давления ста­
тические перепады давления воз­
растали на 50—200 кг/м2.
Таким образом, во всех водо­
подводящих звеньях наблюдалось
замедление движения воды. Ско­
рость падения давления 0,053 ат/сек.
еще не вызывала недопустимого
ослабления циркуляции. При^І =
= 0,136 ат/сек. было зафиксиро­
вано резкое падение скорости в
рециркуляционных трубах (с 0,5 до
0,15м/сек.).
Наиболее сильное влияние на
изменение скоростей оказало паде­
ние давления с последующим умень­
шением форсировки топки. На этом
режиме наибольшее падение ско­
рости вплоть до нуля наблюда­
лось в топочных панелях за боко­
вым экраном и в рециркуляцион­
ных трубах. При выключении вен­
тилятора скорости циркуляции па­
дали весьма быстро, обычно через
1—2 мин.
Как видно из рис. 16, на кото­
ром изображены изменения темпе­
г
ч
а
61

ратуры труб заднего ряда, температура стенок труо при нестационар­
ных режимах оставалась на нормальном уровне, близком к темпе*
ратѵре насыщения. С целью получения более четкой картины, часть
опытов проводилась при скоростях падения давления, превышающих
возможные во время эксплуатации котла на судне.
На рис. 13 нанесены два вида зависимостей от расхода: линии а,
построенные для случая мгновенного изменения давления на 1 атм.,
и линии Ь, построенные по средним величинам для случая изменения
давления на 10 атм.
Принимая наивысшее возможное в эксплуатационных условиях
увеличение расхода от 1800 до 2700 кг/час, находим, что в этом слу­
чае скорость падения давления будет 3 атм/мин. Если начальный рас­
ход меньше нормального, то увеличение расхода до 2,7 т/час вызовет
падение давления с большей скоростью. Такой режим менее вероятен
и более кратковременен чем предыдущий. Но, как показали испытания,
даже и при подобном режиме в секционном котле не происходило
опасного расстройства циркуляции.
Таким образом, можно сделать выводы о надежности циркуляции
при нестационарных режимах падения давления ~ = 0,5—0,6 ат/сек>
возможных в действительных эксплуатационных условиях.
IV. ОЦЕНКА КОНСТРУКЦИИ КОТЛА С ТОЧКИ ЗРЕНИЯ
ТРЕБОВАНИЙ К КАЧЕСТВУ ПИТАТЕЛЬНОЙ И КОТЛОВОЙ ВОДЫ
И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРОСЕПАРАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
Для определения метода водообработки целесообразно произвести
оценку конструкции котла по следующим показателям:
а) возможность механической очистки внутренних поверхностей
нагрева от накипи;
б) усиленные отложения шлама и достаточность точек продувок
для его удаления;
в) наличие узлов, опасных с точки зрения коррозии;
г) сепарирующие свойства котла.
Значение этих показателей выясняется из нижеследующего.
а) Благодаря прямым трубам и наличию большего числа лючков,,
можно легко контролировать внутреннюю поверхность любой части
поверхности нагрева котла и очищать ее от накипи механическим
способом, что является одним из преимуществ котла данной кон­
струкции.
б) Трубы котельного пучка и топочных экранов расположены
почти вертикально (а = 60—90°). Они не имеют горизонтальных или
слабонаклоненных участков, где могло бы происходить отложение
шлама.
шлама в котле служат два шламосборника, рас­
при входе воды в топочные панели размерами Ншл =
шл = 171/151. Скорость движения воды в шламосборнике
меньше скорости движения воды в рециркуляционной
Для отделения
положенных
=350мм;d
в2,5разаі
трубе, т. е . равна 0,2 м/сек.
Ввиду сравнительно большой скорости и малого времени нахож­
дения воды в шламосборниках, будет происходить незначительное
тделение шлама, главным образом крупных частиц. Малые скорости
Циркуляции (0,1
-0,3 м/сек) в трубной системе котла наблюдались
6?

нижних коллекторах четырех задних секций, нижних соединитель­
ных трубах и на участках топочных панелей перед фронтовым экраном,,
что позволит предположить отложение шлама на этих участках.
Осаждение шлама на интенсивно обогреваемых участках топочных
панелей может привести к образованию вторичной накипи и вслед­
ствие этого к повышению температуры стенок панелей.
Опасность отложения шлама в некоторых слабонаклонных звеньях
контура котла и трудность удаления уже осевшего шлама требует
тщательного соблюдения режима продувок. При применении вне-
котловой водообработки и отсутствии попадания забортной воды
в конденсат шламосодержание котловой воды будет незначительно,
вследствие чего в вышеуказанных местах котла шлам не должен
отлагаться.
в) Наиболее опасны с точки зрения возникновения интенсивной
коррозии внутренние поверхности элементов экономайзера и питатель­
ная магистраль, идущая от экономайзера к барабану котла. Общее
направление движения воды в экономайзере — сверху вниз. Пузырьки
же пара и воздуха под действием подъемных сил будут стремиться
двигаться в противоположном направлении. В этом случае смывание
пузырьков со стенок труб ухудшается и коррозия усиливается. На­
правление движения воды сверху вниз приводит при перерывах пита­
ния или при малой подаче воды, к застою пара в горизонтальных
трубах экономайзера. Этот пар при последующем увеличении питания
конденсируется, вследствие чего в экономайзере и питательной маги­
страли возникают сильные гидравлические удары. Поэтому принятая
схема движения воды в экономайзере неправильна: воду следует
подавать в нижние элементы экономайзера.
г) Барабан секционного котла не имеет паросепарационных уст­
ройств. Питательная вода подводится под уровень воды в барабане .
Пароводяная смесь в количестве 40—45 т/час подается по двум верх­
ним соединительным трубам.
Как показали испытания циркуляции и расчеты, около 60% пара
поступает в верхнюю часть барабана по пароотводящим трубам.
Благодаря значительной длине пути и двум поворотам, капельки
влаги, транспортируемые паром по пароотводным трубам, будут от­
деляться и влажность поступающего в барабан пара уменьшится.
Выход пароводяной смеси на высоте рабочего уровня воды также
будет благоприятно влиять на снижение влажности пара. Таким обра­
зом, способ подвода пароводяной смеси и пара в барабан правилен;
он обеспечивает хорошие условия для естественной сепарации воды
в барабане данного размера.
Определение паросепарационных характеристик котла и
рекомендации по выбору предварительного водного режима
Перед испытанием котел был подвергнут выщелачиванию и про­
мывке. Перед началом длительного непрерывного опыта содержание
солей в котловой воде было доведено до 1000—1100 мг/л. Во время
опыта котел работал в течение 52 часов на заданном режиме
£>=1,5—1,8 т/час, рк = 24— 30 ати и /І1П = 400—425° С.
Как показали анализы, катионитовые фильтры работали хорошо и
снижали жесткость до 0—0,05° Н. Содержание кислорода в воде
после деаэратора в начале испытания было 0,12—0,13 мг/л, т. е. выше
нормального. К концу опыта деаэрация улучшилась и количество
кислорода упало до 0,05 мг/л и ниже. Перед деаэратором содержание'
63

кислорода в воде составляло 10-12,0 мг/л. Деаэрация производилась
по принципу перегрева воды без смешения с паром в колонке деаэра­
тора Перед колонкой деаэратора поддерживалась температура воды
105—110° С, а за охладителем 50—65° С.
Одной из целей проведения 52-часового опыта было определение
паросепарационной характеристики котла и чувствительности его
к изменению уровня, нагрузки и солесодержания котловой воды.
Поэтому состав котловой воды изменялся в широких пределах: соле-
содержание от 2120 до 450 мг/л, щелочность — от 46 до 14° Н.
С целью определения влияния отдельных факторов на качество
пара, пробы пара забирались при различных уровнях воды в стекле,
нагрузке котла (от 1,0 до 2,6 т/час) и солесодержании котловой воды.
Чтобы исключить влияние вспенивания котловой воды и оценить
отдельно влияние факторов уровня и нагрузки на качество пара, пробы
пара отбирались при солесодержании котловой воды 1000—1500 мг/л.
На основании данных испытаний было установлено, что изменение
уровня воды в барабане и нагрузки в возможных при нормальной
эксплуатации пределах (h от 4 до 12 см, D от 1,0 до 2,6 т/час), не
оказывает заметного влияния на качество пара, вследствие чего можно
считать, что критическая нагрузка парового объема для секционного
котла превышает реально достижимую на стационарных режимах.
Отмечено незначительное ухудшение качества пара при повышении
общего солесодержания котловой воды до 2120 мг/л. Ввиду того,
что изменение уровня и нагрузки не влияло на качество пара, можно
полагать, что при солесодержании котловой воды SK. в . = 2000 мг/л
начинается слабый пенный унос и SK. в. = 2000 мг/л близка к крити­
ческой величине солесодержания котловой воды для данного типа
секционного котла.
На основании данных анализа пара при солесодержании ниже
критического (т. е. при отсутствии уноса с пеной), определено, что
влажность пара, вырабатываемого котлом, АГ = 0,8-*-1,0%.
Полученная допустимая величина влажности и солесодержания пара
в конце опыта 5П = 3,2 мг/л показывает, что примененный метод
вывода в барабан пароводяной смеси и пара эффективно влияет на
улучшение естественной сепарации влаги в котле.
На основании проведенных испытаний можно дать следующие
предварительные рекомендации по типу водообработки и качеству
котловой и питательной воды в период опытной эксплуатации.
Для обеспечения безнакипного режима работы котла при р = 30 ати
должен быть применен внекотловой способ обработки питательной
воды в кварцевых и Na-катионитовых фильтрах . Остаточная жест­
кость питательной воды после фильтров должна быть в пределах
0,05—0,1° Н, но не выше 0,15°. Питательную воду, состоящую из
смеси конденсата и умягченной в катионитовых фильтрах воды,
с целью удаления растворенных в воде О2 и свободной СО2 необ­
ходимо подвергнуть дегазации. Содержание О2 после деаэратора не
должно превосходить 0,05—0,03 мг/л.
При температуре воды, соответствующей р = 28—30 ати проис­
ходит значительное расщепление соды, образовавшейся в результате
обменной реакции между катионитом и солями карбонатной жесткости
Са (НСО3)2 и Mg (НСО3)2. Поэтому для превращения солей жесткости
в шлам, в котле необходимо поддерживать фосфатный режим путем
ЛчеДноп тРинатРийФ0СФата (Na3PO4 • 12Н2О) или динатрийфосфата
(Ма2пРО4 • 12Н3О). Сухой остаток котловой воды в начальный период
опытной эксплуатации не должен превышать 2000 мг/л.
€4

Как показали испытания, щелочность котловой воды в пределах
о 25—30° Н не приводит к заметному ухудшению качества пара.
Поэтому при эксплуатации секционного котла щелочность котловой
воды необходимо поддерживать в пределах 25—30° Н. При высокой
карбонатной жесткости исходной воды после катионитовых фильтров
щелочность умягченной воды быстро возрастает; в этом случае для
секционного котла величина продувки будет определяться щелоч­
ностью котловой воды. Продувку следует производить при достиже­
нии щелочности котловой воды‘30° Н. Весьма желательны организация
непрерывной подачи фосфатов и продувка котла. Периодичность и
малый срок работы котла в лаборатории и особенно питание освет­
ленной городской водопроводной водой, не содержащей масла, не
дали возможности определить места и скорость отложения шлама и
накипи для эксплуатационных условий. Поэтому вышеизложенные
рекомендации должны быть проверены при более длительной эксплу­
атации котла на судне.
V. ОЦЕНКА КОТЛА
В исследуемом котле применена новая, оригинальная компоновка
поверхностей нагрева, еще не проверенная в судовых условиях.
В результате наладки и испытаний были получены экспериментальные
и эксплуатационные данные, характеризующие эффективность работы
котла и удобство его обслуживания.
Основываясь на этих данных и на опыте эксплуатации котла на
стенде ЦНИИРФа в течение 700 часов, а также на критическом
анализе конструкции котла и некоторых расчетных предпосылках,
можно дать его оценку и установить, какие мероприятия должны
быть проведены для повышения эффективности и улучшения конструк­
ции котла.
Параметры пара. Проведенные испытания показали, что опытный
котел обеспечивает расчетные параметры пара и паропроизводитель­
ность. Что касается вопроса об унификации котла для различных
Рк, /пп и о повышении его среднечасовой паропроизводительности, то
в этом отношении встречаются некоторые затруднения.
Например, при понижении давления теплота жидкости уменьшается
(при снижении давления с 40 до 12 ати /'уменьшается на 32%). Сле­
довательно, поверхность экономайзера, рассчитанная на і' ккал/кг
при рк = 40 ати, становится при р = 12 ати не только излишней, но и
вредной, так как приводит к парообразованию в экономайзере и
вследствие этого к появлению в нем сильных гидравлических ударов.
Сокращение поверхности экономайзера до пределов, обеспечивающих
-е го
работу на режиме без парообразования так же как сокращение
поверхности пароперегревателя*, значительно увеличит потери с от­
ходящими газами. Кроме того, при уменьшении поверхности эконо­
майзера, экранные и испарительные поверхности котла, вследствие
роста скрытой теплоты парообразования должны быть увеличены для
обеспечения той же паропроизводительности.
Для эффективной работы секционного котла на пониженных пара­
метрах необходимы, кроме предусмотренного проектом уменьше-
ния Нт, изменение конструкции котла и частичная перекомпоновка
его поверхностей нагрева.
Габаритные размеры. Малые габариты являются одним из наи­
более важных преимуществ секционного котла. Паропроизводитель­
ность на единицу его габаритного объема при ручной топке 104 кг
•5 ЦНІЛІ.ІРФ, ВЫП. XVIII

пара/м8 т. е . более чем в два раза выше паропроизводительности’
котла КВ-5 -М. Особенно мала ширина котла, позволшощая легко
разместить в миделевом сечении серийного буксира БОР-450 два
котла.
„
.
На рис. 17 изображены три котла: секционный водотрубный
0=1800 кг/час; огнетрубный двухтопочный оборотный, 0=1930 кг/час
и пролетный двухтопочный 0 = 2050 кг/час. Из рисунка видно, что
секционный котёл занимает значительно меньше места. На боковой
проекции он почти точно вписывается в контур огнетрубного котла;
той же производительности. Вид в плане и с фронта наглядно пока-
Рис. 17.
7—водотрубный секционный котел повышенного давления; 2—огнетрубный оборотный двух*-
топочный котел; 3—огнетрубный пролетный двухтопочный котел; 4—огнетрубный оборотный'
двухтопочный котел судов финской постройки; 5—огнетрубный оборотный трехбарабанный
котел.
зывает, что при установке секционного котла вместо оборотного'
огнетрубного никаких существенных переделок в котельном отделе­
нии не потребуется и с обеих сторон еще остается свободное про­
странство.
Устанавливая вместо оборотного огнетрубного секционный котел,
следует предусмотреть пространство для выемки змеевиков паро­
перегревателя, секций экономайзера и труб основного испарительного
пучка. При недостаточности пространства для выемки, необходимо
в бортовых бункерных ямах и кожухе котельного помещения преду­
смотреть съемные щиты.
Следует иметь также в виду, что у огнетрубного котла газы вы­
ходят через дымник, расположенный с фронта котла, в секционном же.
котле дымовые газы удаляются из задней части котла. В связи с этим.
66

при замене огнетрубного котла потребуется несколько переделать
дымоходы от котла или переместить дымовую трубу. Эти переделки,
выполняемые при капитальном ремонте судна, не встретят больших
затруднений, в особенности на буксирных пароходах. В котельном
кожухе над котлом необходимо также предусмотреть щит на болтах
на случай замены труб испарительного пучка. Разместить секцион­
ный котел, высота которого на 0,7 м больше высоты пролетного
котла без сухопарника, значительно труднее. Поэтому для установки
секционного котла необходимо увеличить высоту котельного помеще­
ния. По длине секционный котел почти в два раза меньше пролетного
и при замене в котельном отделении образуется дополнительное
Рис. 18.
—
-
--
КВ-5;
------------ водотрубный
секционный котел пдвышенного^давления.
пространство. При оборудовании котла механической топкой оно
может быть использовано для установки транспортера и размещения
механизмов, необходимых при модернизации паросиловой установки.
На рис. 18 изображено сравнительное расположение в корпусе
серийного судна двух секционных котлов и котла КВ-5, имеющего
паропроизводительнисть Z) = 4,2 т/час при параметрах пара: р =
—
15 кг/см2 и Аіп = 290н-320о С. Как видно из рис. 18, установка двух
секционных котлов дает возможность выиграть значительное про­
странство котельного помещения. При установке двух секционных
котлов в корпусах серийных 400-сильных буксиров, можно сократить
высоту котельного помещения и улучшить обзор на корму из штур­
вальной рубки.
Вес котла, оборудованного ручной топкой, с водой равен 12,5 т.
Паропроизводительность его на килограмм веса (в переводе на нор­
мальный пар) -7?- = 0,178 кг пара.
67

Ввиду того, что секционный котел производит пар более высокого
давления т. е* предназначен для снабжения паровых машин с мень­
шими удельными расходами, вес секционного котла на 1 иле на
Ю—15% меньше веса на 1 иле котла КВ-5.
Компоновка. Котел имеет развитую радиационную поверхность
(ф = 0 5). Значительное экранирование топки соответствует современ­
ной тенденции котлостроения. Размещение котельного пучка и эконо­
майзера в задней части котла позволило уменьшить ширину и высоту
котла, но несколько увеличило его длину. Как показали опыты,
объем топки целесообразно увеличить, так как вследствие высокого
напряжения топочного объема при повышенных форсировках резко
возрастает потеря д3.
Расположение труб испарительного пучка в шахматном порядке,
наличие за двумя первыми рядами газонаправляюіЦей перегородки и
размещение змеевиков пароперегревателя между трубами испаритель­
ного пучка улучшают условия омывания труб газами, значительно
повышают скорости газов и благодаря этому улучшают теплопередачу
от газов к стенкам труб. Отрицательной стороной такой компоновки
является существенное увеличение сопротивления котла движению
газов, вызывающее потери тяги.
Большие скорости движения газов в пространстве между трубами
пучка и пароперегревателя, достигающие по расчету 10 м/сек. в не­
которой мере обеспечивают самообдувку, благодаря чему при нор­
мальной нагрузке уменьшается занос пароперегревателя летучей золой
и коксом.
Пароперегреватель котла обладает большой поверхностью нагрева
(На /Нк около 45%). Как показали испытания, работа пароперегре­
вателя на предельной по расчету температуре перегретого пара
понижает маневренные качества котла.
Для поддержания перегрева пара на заданном уровне (£пп =
= 400—425° С) при форсировке топки, обеспечивающей нормальный
паросъем, и для безопасной работы пароперегревателя, необходимо:
1) сократить поверхность нагрева пароперегревателя; 2) опустить
змеевики пароперегревателя в низ котельного пучка; 3) установить
в барабане котла пароохладитель и пропускать через пароперегрева­
тель все количество пара, вырабатываемое котлом.
Недостатком конструкции перегревателя является двухстороннее
расположение коллекторов и неудовлетворительная система крепления
змеевиков. Щиты перегревателя с внутренней стороны недостаточно
защищены от действия пламени, сильно раскаляются и деформируются.
В судовых условиях можно подогревать воду за счет использо­
вания тепла отработавшего во вспомогательных механизмах пара
до ГПв= 100-120° С. Но ввиду того, что в экономайзере, который,
как известно, позволяет сократить поверхность нагрева собственно
котла, более выгодно в теплотехническом отношении вести подогрев
воды, чем в котле, установка экономайзера на секционном котле
вполне целесообразна.
Как показал расчет, установка воздухоподогревателя при данной
поверхности нагрева котла не сможет обеспечить достаточно полного
использования тепла газов за секциями котельного пучка. Установку
воздухоподогревателя возможно осуществить в сочетании с эконо­
майзером.
Экономайзер секционного котла рассчитан на рк = 40 ати при
*пв==90°С. Поэтому при р — 30 ати поверхность его должна быть
уменьшена.
68

Экономайзер позволяет значительно снизить температуру отходя­
щих газов, которая во время испытаний колебалась в пределах
170—200° С при температуре питательной воды 25—50 С. Экономай­
зер плотно закрыт щитами коробчатого сечения. Значительных при­
сосов воздуха во время опытов не было. Сопротивление по газовой
стороне при нормальной форсировке сравнительно велико (15—18 мм).
Существенным недостатком данной конструкции экономайзера
является большой занос его поверхностей сажей и золой при продол­
жительной работе котла на малых нагрузках и низкой температуре
питательной воды. В этом случае сопротивление экономайзера на­
столько возрастало, что мощности сифона становилось недостаточно
для его преодоления и горение в топке сильно ухудшилось. Увели­
чение форсировки становилось возможным только после интенсивной
обдувки поверхностей экономайзера. При нормальной нагрузке и
/пв = 50—60° С занос уменьшается. Зола отлагалась на ребрах, главным
образом, в застойных зонах. При непрерывной работе котла под
нагрузкой D = (0,8—1,0) £>„ в течение 60 часов без обдувки на рядо­
вом воркутском угле значительного увеличения сопротивления эконо­
майзера не было зафиксировано.
Ввиду большого сопротивления проходу газов (25—35 мм вод. ст.),
котел может эффективно работать только с применением комбиниро­
ванной тяги.
Технология изготовления. Одним из основных достоинств данного
типа по сравнению с другими секционными котлами является про­
стота его конструкции и легкость изготовления.
Котел имеет только один сварной барабан, изготовление которого
не вызывает особых затруднений, так как в нем отсутствует одна из
самых трудоемких и ответственных частей — трубная доска. Кол­
лекторы секций котла изготовлены из обычных цельнотянутых труб;
их изготовление не требует дорогостоящего оборудования и сложной
технологии и вес их значительно меньше веса коллекторов секцион­
ных котлов Бабкок и Вилькокс. Изготовление пароперегревателя
также не вызывает затруднений. Более сложно изготовление эконо­
майзера, калачи которого требуют стальных отливок и более трудо­
емкой механической обработки.
Основная поверхность нагрева котла образована прямыми цельнотя­
нутыми стальными трубами и только шесть опускных и соединительных
необогреваемых труб, работающих в благоприятных температурных
условиях, изогнуты. Все части котла, за исключением пароперегрева­
теля, могут быть изготовлены из обычной углеродистой стали.
Таким образом, серийное производство таких котлов может быть
быстро и легко налажено. Изготовление секций, коллекторов, бара­
банов, калачей экономайзера целесообразно организовать на более
оснащенных и приспособленных к серийному производству заводах,
сборка же котла и монтаж трубопроводов и котельной арматуры
могут быть налажены на менее оснащенных предприятиях МРФ,
обладающих кадрами дипломированных сварщиков.
•
Экономические показатели котла приведены выше.
Ввиду того, что достигнуть необходимой форсировки секционного
котла можно только применяя искусственное дутье и тягу, следует
при оценке экономичности его работы учесть расход пара на дутьевые
средства в количестве 5—6% паропроизводительности котла. Влияние
расхода пара на собственные нужды на кпд брутто котла будет
зависеть от типа привода питательных насосов тягодутьевых соелств
и других механизмов котельного отделения
69

Эксплуатационные показатели. В процессе испытаний и эксплу­
атации в течение 700 часов было установлено, что вследствие сильного
экранирования топки, увеличения радиационной поверхности труб
путем приварки к ним плавников, малого водяного объема и малой
тепловой инерции топки, котел оказался весьма чувствительным
к переменам расхода пара.
Период растопки котла и поднятия пара до нормы обычно занимал
2—2,5 часа. Для охлаждения пароперегревателя при растопке доста­
точно незначительно приоткрыть клапан дренажа. Благодаря быстрому
подъему давления питательные насосы могут быть пущены до полного
испарения воды в экономайзере, которое нежелательно, так как
нагрев трубок может привести к нарушению плотности соеди­
нений.
За период чистки топки паропроизводительность котла практически
падала до (0,1ч-0,15) DH. Поэтому котлы данной конструкции,
оборудованные ручными топками, целесообразно устанавливать на
судах попарно. В дальнейшем, после оборудования котлов механи­
ческими топками, котлы могут быть установлены и по одному.
С целью сокращения времени заброски и шуровки топлива дверцы
топок должны открываться внутрь и быть оборудованы рычажным
проводом от педали.
Котел рассчитан на производство в основном перегретого пара
425°. Ввиду того, что некоторые вспомогательные механизмы речных
судов в большинстве рассчитаны на потребление насыщенного пара
или перегретого с температурой перегрева 300—320° С, их потреб­
ность в насыщенном, или слабоперегретом паре на стоянке судна не
будет удовлетворена. Во время хода судна от котла можно отбирать
лишь незначительное количество (100—150 кт/час) насыщенного пара,
так как в противном случае возрастет перегрев. В дальнейшем необ­
ходимо предусмотреть установку на котле пароохладителя.
К дефектам котла следует отнести недостаточность и плохое
крепление футеровки, плохую защиту щитов пароперегревателя от
действия высокой температуры, а также непрочность изоляции котла,
состоящей из асбестовых матов, наполненных стекловатой. Футеровку
и изоляцию необходимо увеличить и улучшить крепление.
Установленные на развальцовке трубы 3, 4, 5 и 6-й секций могут
быть сравнительно легко заменены; смена же приваренных к кол­
лекторам отдельных труб второй секции без вырезки труб первой
секции невозможна, в связи с чем можно рекомендовать ставить их
также на развальцовке.
Для предотвращения заноса пароперегревателя и экономайзера
необходимо установить три сажеобдувочных аппарата: один — перед
пароперегревателем, второй и третий — перед и за экономай­
зером.
Надежность работы. Наименее надежным местом в конструкции
секционного котла являются пробки, установленные на резьбе на
коллекторах котла. Другим опасным местом являются змеевики паро­
перегревателя, работающие в весьма тяжелых температурных усло­
виях, которые могут особенно ухудшаться в том случае, если при
работе котла будут происходить броски, повышающие влажность
пара и вызывающие вследствие этого большие загрязнения накипью
змеевиков пароперегревателя.
Для облегчения обслуживания котла необходимо установить регу­
лятор питания.
*
70

выводы
На основании проведенных испытаний секционного котла и опыта
,ег0 эксплуатации в лаборатории ЦНИИРФа, можно сделать следую­
щие выводы:
1. Секционный котел обладает малыми габаритами и простотой конст­
рукции. Изготовление его может быть организовано на заводах МРФ .
2. Секционный котел легко компонуется с различными системами
механических топок.
3. Объем топки недостаточен .
4. Наличие резьбовых заглушек на трубах позволяет производить
механическую очистку труб от накипи, но одновременно несколько
понижает надежность эксплуатации и усложняет изготовление.
5. Котел обладает малой аккумулирующей способностью, вслед­
ствие чего регулирование его на переменных режимах осложняется.
6. С целью устранения значительного падения паропроизводитель­
ности котла во время чистки топки, при установке на судне только
одного котла, оборудованного ручной топкой, необходимо увеличить
ширину котла на 0,25—0,35 м и сделать в фронтоне две дверцы,
а в зольнике установить продольную разделительную перегородку.
В случае установки на судне двух секционных котлов, оборудованных
механической топкой, а также при сжигании в топке жидкого топ­
лива, вредное влияние малой аккумулирующей способности не будет
иметь существенного значения.
7. Ввиду большого сопротивления котла по газовой стороне, при­
менение искусственной тяги обязательно.
8. В связи с тем, что в некоторых трубах последних секций
котельного пучка возможно образование застоя циркуляции, при
проектировании опытных образцов, предназначенных к установке на
суда необходимо:
а) увеличить сечение верхних соединительных труб;
б) применить иной способ соединения боковых экранов и коллек­
торов с верхними соединительными трубами, при котором экранные
трубы и коллекторы секции не должны выступать внутрь верхних
соединительных труб.
9. Наиболее опасными нестационарными режимами для секционного
котла, которые могут возникнуть во время эксплуатации на судне,
являются режимы сброса давления (при резком увеличении расхода
пара котлом). При скорости падения давления 0,05—0,06 ат/сек.,
циркуляция воды в секционном котле остается надежной.
10. Изменение уровня воды в барабане и нагрузки в возможных
при нормальной эксплуатации на стационарных режимах пределах
не оказывает заметного влияния на качество пара.
11. Примененный в секционном котле способ вывода смеси и пара
в барабан улучшает естественную сепарацию пара, благодаря чему обе­
спечивается удовлетворительное качество пара, вырабатываемое котлом.
12. Для уменьшения коррозии стальных труб экономайзера и
устранения гидравлических ударов, направление движения воды
в экономайзере должно быть изменено с противоточного по отноше­
нию к дымовым газам, на прямоточное.
13. Секционный котел по своим габаритным размерам является
одним из наиболее подходящих для замены устаревших огнетрубных
котлов. В этом случае при сохранении основной схемы секционного
жатла потребуется перекомпоновка его поверхностей нагрева.

Инж.В. В. ВЕРЕТЕННИКОВ'
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ ТОПКИ С ШУРУЮЩЕЙ
ПЛАНКОЙ ДЛЯ СУДОВОГО ОГНЕТРУБНОГО КОТЛА
Выявленные опытом работы нескольких отечественных установок11
преимущества топок с шурующей планкой (полная механизация то­
почного процесса, пригодность топки почти для любых марок угля,,
кроме антрацита и др.), побудили Министерство речного флота при­
нять в 1948 г. решение об изготовлении опытной топки с шурующей
планкой системы Васильева для судового огнетрубного котла.
Топка была спроектирована ЦПКБ МРФ, изготовлена на Невском
судоремонтно - судостроительном заводе и с июня 1951 г. по июнь>
1952 г. прошла первоочередные испытания в котельной лаборатории
ЦНИИРФа. Целью этих испытаний было доведение топки до работо­
способного состояния и выявление ее основных техно-экономических
характеристик. Результаты этих испытаний составляют содержание
настоящей работы. Особое внимание уделено конструктивным вопро­
сам, поскольку они явились определяющими при достижении надеж­
ной работы топки.
Конструкция топки. Общий вид опытной судовой топки системы
Васильева представлен на рис. 112***. Топка предназначена для оборот­
ного котла с диаметром жаровой трубы 900 мм. Сварной каркас 7,8
образующий основную конструкцию топки, лежит на нижней поверх­
ности жаровой трубы и выступает из котла, образуя предтопок 2.
На верхней поверхности каркаса укреплены подколосниковые балки,
на которых свободно уложены в 5 рядов колосники 3. Площадь
колосниковой решетки 2,4 • 0,76= 1,82 м8. Колосники выполнены по
двум вариантам: вариант I показан на рис. 1, вариант II — на рис . 2.
Оба варианта являются беспровальными: первый имеет короткие
дутьевые щели, изогнутые в продольной плоскости, а второй — длин­
ные щели, изогнутые в поперечной плоскости.
Первоочередные испытания проводились с колосниками варианта П.
1 Тонки ПШР завода „Комега", пароход „Дмитрий Пожарский*, топка Ю. Г. Ва­
сильева на Кунцевской фабрике.
2 Здесь приводится описание конструкции топки в том виде, как она была*
спроектирована и смонтирована. В процессе проведения испытаний ЦНИИРФом быж
внесен рлд конструктивных изменений, описанных ниже.
0 Обозначения позиций см. на рис. 1 .
72

Р
и
с
.
13

Передняя часть решетки образована мертвой доской 4, а на задней
части установлена шлаковая балка 5. Под колосниками находится
воздушный короб 6, герметично отделенный стальным листом от ниже-
расположенного канала шлакоудаления 7. Воздух подводится непо­
средственно в среднюю зону и из нее через шиберы, управляемые
рычагами с фронта топки, поступает в переднюю и заднюю зоны,
занимающие по одному ряду колосников. По бокам решетки находятся
Рис. 2.
глухие продольные балки 10, имеющие пазы для направления шурую­
щей планки 11, лежащей на балках 10, поверхность которых (как и
мертвой доски) на 5 мм выше поверхности колосников. Снизу шу­
рующая планка имеет продольные выступы, входящие в пазы балок
10 и ограничивающие поперечное смещение шурующей планки. К вы­
ступам крепятся ползуны, не допускающие подъема шурующей
планки, приводимой в движе­
ние складными штангами си­
стемы Васильева, показанными
на рис. 3.
Штанги при выходе из топки
направляются прижимными ро­
ликами 13, установленными в
коромысле 14 и прижимаемыми
к штангам пружинами 15. Да­
лее складные штанги входят в
направляющие трубы 16. Меж­
ду топочным пространством и
предтопком расположен топ­
ливный шибер(регулятор слоя)
17, приводимый в движение
с помощью червячной переда­
чи 18. Над предтопком распо­
ложен загрузочный бункер 19,
Рис-
при выходе из которого име­
ется секторный затвор 20. На
передней стенке (фронтовой раме предтопка) расположена дверца 12
для ручного обслуживания топки, являющаяся также и лазом.
Складные штанги приводятся в движение звездочками от электро-
или гидропривода через цепную передачу. Позади решетки, в нижней
части огневой камеры расположена чугунная шлаковая камера 21,
прикрепленная к каркасу. По имеющимся в нижней части каркаса
направляющим из шлаковой камеры до фронта топки и обратно пере­
мещается скребок шлакоудаления 22, приводимый в движение такими
же складными штангами, как и шурующая планка. Каждая складная
штанга скребка направляется одним жестко укрепленным роликом.
Штанги скребка, совершенно аналогично штангам шурующей планки,
приводятся от электро- или гидропривода и убираются по выходе из
топки в направляющие трубы. С правой стороны к топке присоединен
дутьевой вентилятор Сирокко No 4, подающий воздух через переход­
74

ный патрубок в воздушный короб. От переходного патрубка ответ­
вляется трубка для подачи вторичного воздуха через сопло 23.
Решетка имеет два варианта привода — электрический и гидравли­
ческий. Электропривод состоит из реверсивного мотора мощностью
2,5 квт, червячного редуктора, аварийной муфты, механизма управле­
ния и промежуточного редуктора. В промежуточном редукторе нахо­
дятся пара цилиндрических зубчатых колес и механизм включения
привода на скребок шлакоудаления или шурующую планку. Механизм
управления имеет указатель положения планки (или скребка) и кон­
цевые выключатели. Управление электроприводом — кнопочное. Гидро­
привод состоит из прямодействующего парового масляного насоса,
гидравлического цилиндра, мультипликатора и трубопровода. В муль­
типликаторе находятся реечно-зубчатая передача, пара цилиндриче­
ских зубчатых колес и механизм включения привода на скребок шла­
коудаления или шурующую планку.
Испытательная установка. Первоочередные испытания топки про­
водились на стенде в паросиловой лаборатории ЦНИИРФа. Стенд
представляет собой водотрубный котел треугольного типа поверх­
ностью нагрева 70 м2 постройки завода „Ленинская Кузницаи, обору­
дованный рамой для установки механических решеток, предназначен­
ных для огнетрубных котлов, а также всеми приборами, необходимыми
для нормальных теплотехнических испытаний и специальных измере­
ний. Испытания показали, что если бы опытная топка была установ­
лена сразу в огнетрубный котел, то, вследствие ограниченности в этом
случае доступа к топке, многие работы по доведению ее до работо­
способного состояния и первичной наладке не могли бы быть выпол­
нены.
1-я серия опытов имела целью доведение топки до действующего
состояния и выявление предварительных характеристик огневого про­
цесса, ее можно условно разделить на 4 этапа:
1) пробные пуски, выявление и устранение конструктивных недо­
статков, определявших первоначальную неработоспособность топки;
2) тепловые испытания и испытания механизма шлакоудаления;
3) испытания гидропривода и
4) испытания работы шурующей планки без верхних направляю­
щих*
После пробных пусков и частично позднее, во время тепловых
испытаний, была изменена конструкция следующих узлов топки: на­
правляющих шурующей планки, прижимных роликов, бункера и при­
вода механизма управления и кроме того устранен ряд мелких недо­
статков конструкции и изготовления отдельных деталей.
Описанная выше конструкция направляющих в виде пазов в колос­
никовой решетке, по которым ходят ползуны, укрепленные к нижней
поверхности шурующей планки, оказалась совершенно непригодной.
После 3—6 ходов шурующей планки пазы плотно забивались углем
и планка останавливалась. Кроме того, для бесперебойного движения
планки, даже по чистой решетке, требовалась повышенная точность
изготовления и монтажа направляющих, которую трудно было бы
сохранить в тяжелых условиях работы топки. Вместо описанных не­
удачно выполненных направляющих можно предложить три варианта:
1) в виде полос из жароупорной стали, приваренных к стенкам жа­
ровой трубы; 2) с воздушным охлаждением, в виде пустотелых балок
по бокам решетки, омываемых воздухом, проходящим через них из
дутьевого короба в слой, и 3) с водяным охлаждением. Из этих трех
вариантов первые два не были ранее проверены в эксплуатации и трудно
75

осуществимы на данной установке. Поэтому была выбрана конструк­
ция с водяным охлаждением, показанная на рис. 4, которая оказалась
вполне удачной; на ней были проведены все опыты 1-й серии.
Прижимные ролики, показанные на рис. 3, не обеспечивали на­
дежной работы складных штанг шурующей планки: при отжиме одного
Рис. 4.
из роликов, другой заклинивал штангу, так как шкворень, в конце
которого находился шарнир коромысла, перекашивался и заедал в
своей направляющей. При слабой подтяжке пружин происходило не­
допустимое проскакивание зуб­
Рис. 5.
цов звездочек через пальцы
складных штанг; сильная затяжка
пружин вызывала чрезмерно ту­
гой ход штанг.
Прижимные ролики были пе­
ределаны согласно рис. 5; в этой
конструкции оба ролика отжи­
мались в одном направлении, а
движение коромысла ограничи­
валось с обеих сторон регули­
руемыми упорами, благодаря
чему зубцы звездочек не могли
проскакивать по штангам и
устранялся чрезмерно тугой ход
штанг при сильно затянутых
пружинах. После переделки при­
жимные ролики работали хо­
рошо.
бункера (рис. 1) применение угле-
Из-за неудобного расположения
подающего транспортера затруднительно, а загружать высоко уста­
новленный бункер вручную трудно. Кроме того, емкость его была
недостаточна и в узкой горловине часто застревал уголь.
76

Показанный на рис. 6, б новый бункер допускал применение транс­
портера и имел достаточную емкость, но для сохранения секторного
затвора, его горловина была оставлена узкой, вследствие чего в 1-й
серии опытов приходилось, как и раньше, систематически проталки­
вать застревавший уголь вручную, с помощью шеста.
В связи с недостатками привода механизма управления, заключав­
шимися в том, что он обслуживал только планку и при работе скребка,
Рис. 6.
а) первоначальная конструкция;
/—секторный затвор; 2— зависание угля в горловине; 3—регулятор слоя;
б) после первой переделки;
/—спекание угля; <5—транспортер; 6— зависание угля в предтопке;
в) после второй переделки;
7—лист Д; 8— транспортер; 9—уровень слоя после ходов планки.
вследствие бездействия концевых выключателей могла произойти
серьезная поломка, его устройство было изменено, в результате чего
обеспечивалось действие указателя положения и концевых выключа­
телей как при работе шурующей планки, так и скребка шлакоуда­
ления.
Тепловые испытания 1-й серии состояли из нескольких коротких
пробных опытов и трех более длительных, балансовых. Все опыты
имели характер наладочных, поскольку при переходе от одного
77

опыта к другому менялся режим работы шурующей планки ,с целью
улучшения огневых характеристик (см. таблицу на стр . 87). Поэтому
наиболее интересно рассмотреть результаты последнего опыта:
1) решетка с шурующей планкой действительно обеспечивает ме­
ханизацию топочного процесса при сжигании рядового спекающегося
угля — в течение всех опытов ни разу не требовалось никакого руч­
ного вмешательства;
2) работа опытной решетки доказала пригодность элементов системы
Васильева — складных штанг и беспровальных колосников для сжи­
гания воркутского угля1;
3) величину видимого теплового напряжения площади решетки
В'* он
•
—- ± = 835 т ккал/м2 час следует считать удовлетворительной, имея
R
в виду, что в дальнейшем она будет несколько увеличена;
4) достигнутое значение а =1,31 можно считать хорошим;
5) полученную величину потери с химическим недожогом #3 =
= 2,1% можно считать удовлетворительной. Предусмотренное проек­
том вторичное дутье оказалось неэффективным вследствие недостаточ­
ной скорости струи и неудачного места ввода. В целях устранения
потери с химическим недожогом необходимо разработать более эффек­
тивную конструкцию вторичного дутья;
6) отсутствие потерь с провалом является ценной особенностью
испытанного колосникового полотна;
7) потери со шлаком ^“л=10,5% недопустимо высоки, однако
посредством надлежащего выбора профиля шурующей планки (умень­
шение переднего угла до 35—45°) и системы ее ходов можно добиться
значительного снижения потерь со шлаком;
8) потери с уносом, определявшиеся недостаточно точно (по оста­
точному члену), повидимому, были невысоки;
9) для уверенного достижения оптимальных показателей необхо­
дима более длительная наладочная работа с проведением многих опы­
тов при различных вариантах схем движения шурующей планки;
10) попытки работать (во время пробных опытов) с ходами посто­
янной длины не увенчались успехом, что подтверждает целесообраз­
ность применения разработанных в ЦКТИ ступенчатых (или зигзаго­
образных) схем, при которых, однако, в целях упрощения обслужи­
вания (особенно при необходимости в судовых установках обслужи­
вания одим кочегаром нескольких топок) требуется автоматизация
или полуавтоматизация управления механизмами решетки;
11) конструкция некоторых узлов опытной решетки нуждается в
существенной переработке.
Механизм шлакоудаления испытывался в течение всего времени
работы топки, кроме последнего опыта. На основании наблюдения за
его работой можно сделать следующие выводы:
1. Удаление шлака, получающегося при сжигании воркутского угля
в топке с шурующей планкой из малогабаритной шлаковой камеры, •
с помощью разработанного ЦПКБ клинового скребка возможно.
2. При этом над скребком иногда образуются своды из крупных
слипшихся глыб шлака, для разрушения которых требуется ручное
пптш Топки системы Ю. Г. Васильева ранее работали только на низкокалорийном
гины«СКл нттм\ А 0М угле и смесях последнего с антрацитом. Позже М. Н . Мудыо -
Васильеп г і/ЫЛИ пР°®едеиь| пробные испытания сжигания в топке системы-
нами «Л 3 На *'Унчевской фабрике) воркутского угля, подтвердившие полученные
нами положительные выводы.
78

вмешательство. При достаточно больших размерах и правильном рас­
положении окна в заднем днище огнетрубного котла, ручное вмеша­
тельство может быть осуществлено с помощью короткого ломика или
специального гребка.
3. При каждом ходе скребок захватывает в среднем очень неболь­
шое количество шлака. Для обеспечения удаления шлака, при полной
производительности топки, работающей на воркутском угле с золь­
ностью около 15%, требуется включать скребок через 1,5—2 часа и
делать им каждый раз по 15—25 двойных ходов (полной длины).
4. Наивыгоднейшая схема работы скребка такова: скребок сначала
делает ход до своего крайнего положения в шлаковой камере, затем
отходит к фронту топки на 300—500 мм и делает 3—5 коротких ходов
от крайнего положения в шлаковой камере на 300—500 мм к фронту,
после чего скребок возвращается в исходное положение. Такая серия
ходов повторяется до тех пор, пока не будет удалено необходимое
количество шлака. Для лучшего выгорания шлака и во избежание
прохода лишнего воздуха следует выгребать шлак из шлаковой камеры
не начисто, а оставлять в ней кучу шлака приблизительно на 1/3—
высоты от дна камеры до колосниковой решетки.
5. Вследствие неравномерности процесса образования глыб шлака
и их неоднородности, режим работы скребка шлакоудаления не может
быть точно определен заранее. Следует, путем наблюдения за запол­
нением шлаковой камеры, устанавливать необходимое число коротких
и длинных ходов скребка.
6. При существующей конструкции, во время переключения при­
вода (как электрического, так и гидравлического) со скребка на планку
и наоборот, необходимо заново регулировать работу концевых выклю­
чателей, что отнимает много времени.
7. При работе скребка, особенно в положениях, удаленных от
фронта (когда складные штанги выпущены на значительную длину)
нередко замечалось заедание скребка, который возобновлял движение
только после 3—6 повторных включений мотора взад и вперед. При­
чиной заеданий, а в дальнейшем и поломки скребка, были неточности
изготовления и мелкие конструктивные дефекты, к числу которых
следует отнести: а) узкие опорные плоскости складных штанг, вызы­
вавшие спадание штанг и перекосы скребка; б) скосы спереди по
бокам скребка, причинявшие защемление твердых кусков в направ­
ляющих; в) отсутствие зольного листа, вследствие чего между скреб­
ком и опорной дугой защемлялись твердые куски.
8. Вся конструкция механизма шлакоудаления в целом сложна,
громоздка, неудобна в обслуживании, нуждается в повышенной точ­
ности изготовления и требует на преодоление вредных сопротивлений
(подъем штанг и трения) в несколько раз больше расхода энергии,
чем на выгреб шлака.
Последний опыт проводился с ручным шлакоудалением. Он показал,
что удаление шлака вручную с помощью специального скребка воз­
можно, но требует большой затраты времени и прикрытия дутья. По­
этому ручное удаление шлака из топки испытанной конструкции мо­
жет применяться только кратковременно, в случае аварии с механизмом
шлакоудаления.
Гидропривод, как показали испытания, оказался совершенно нера­
ботоспособным вследствие недостаточной мощности: при повышении
давления масла до 20 кг/см2 (вместо расчетного 8 кг/см2) только
иногда наблюдалось небольшое страгивание планки п исключительно
ио направлению вглубь топки. Кроме того, выявился ряд конструк­

тивных недостатков, частично устраненный в процессе испытаний.
1) недостаточная жесткость рамы и крепления цилиндра к раме; 2) не-
возможность переключения рычага вручную вследствие неуравнове­
шенности золотника; 3) необходимость непрерывной работы насоса,
обслуживающего гидропривод, с полной мощностью для преодоления
в паузах между работой гидропривода (т. е . приблизительно 85%
времени) бесполезного сопротивления пружины перепускного клапана.
По сравнению с электроприводом, гидропривод более громоздок и
сложен в изготовлении.
В завершение опытов 1-й серии была испытана работа шурующей
планки без верхних направляющих, что представляло большой инте­
рес, так как положительные результаты позволили бы существенно
упростить конструкцию топки, особенно для огнетрубного котла1.
Широко распространенное ранее мнение о ненужности верхних на­
правляющих было основано на теоретическом анализе работы шурую­
щей планки, который показывал, что постоянно действующие силы
прижимают планку к решетке. Однако во время проведенных нами
трех опытов с холодным слоем и трех с горящим было выявлено, что
неизбежно, иногда через 10 мин.,
а иногда через несколько часов
работы, возникают силы, вызываемые действием клинообразных ку­
сочков угля и шлака, немного приподнимающие передний край планки,
после чего планка начинает ходить по слою угля; затем приподнятие
прогрессирует за счет появления момента „складывающего" штангу и
происходит перекос и заедание планки. Таким образом, эти опыты
подтвердили необходимость устройства верхних направляющих шу­
рующей планки.
1- я серия опытов доказала возможность применения в судовых
огнетрубных котлах топки с шурующей планкой системы Васильева
для сжигания воркутского угля и ее результаты были использованы
ЦПКБ при разработке проекта топки для судов с огнетрубными котлами.
2-я серия опытов имела целью: 1) дальнейшее повышение эксплуа­
тационной надежности опытного образца топки; 2) улучшение кпд и
повышение нагрузки; 3) испытание механизма шлакоудаления после
внесения мелких конструктивных улучшений и 4) предварительное
изучение некоторых вопросов работы судовой топки с шурующей
планкой (роль свода для зажигания свежего топлива и работа на малой
нагрузке).
Перед проведением опытов 2-й серии были выполнены следующие
работы:
1. Внесены конструктивные улучшения в односкребковый механизм
шлакоудаления (усилено крепление шлаковой камеры, расширены и
снабжены закраинами опорные плоскости складных штанг, изготовлен
новый скребок с отъемными стальными лапами и рассекателем в виде
ножа в диаметральной плоскости топки, сделан зольный лист и до­
бавлены бурты на ведущих звездочках для опоры складных штанг)
и произведена его обкатка и переборка, причем были устранены излиш­
ние зазоры между прижимными роликами и складными штангами и
запилены заходы в стыках тракта складных штанг шлакоудаления и
на концевых звеньях последних.
2. Промежуточный редуктор был переделан согласно схемам (рис. 7),
с целью обеспечить возможность совместной работы шурующей планки
и скребка шлакоудаления.
В водотрубном котле для верхнего направления используются охлаждаемые
топочные панели.
80

3. Направляющие шурующей планки, удаленные для проведения
последних опытов 1-й серии, были восстановлены, но не в виде охлаж­
даемой трубы, приваренной к неохлаждаемому угольнику, а во избе­
жание коробления последнего, из охлаждаемых водой угольников.
4. Шурующая планка была заменена новой с передним углом 35
(вместо 54° в 1-й серии опытов) и высотой (как и прежде) 35 мм.
В процессе проведения
опытов 2-й серии внесен
еще ряд описываемых ниже
конструктивных изменений.
Всего во 2-й серии было
проведено 8 опытов, из них
4 наладочных и 4 балансо­
вых длительностью 5,5—7,5
часов.
Выявленные еще при
опытах первой серии недо­
статки бункера и предтопка
подтверждались и первыми
опытами второй серии: ^за­
висавший в узкой горловине
«бункера уголь требовалось
проталкивать вручную после
каждой серии ходов планки;
2) прижимные ролики ра­
ботали в неблагоприятных
условиях — в забитом углем
предтопке, причем доступ
к ним в случае неполадок
(проскоки складных штанг
через зубцы звездочек) был
возможен только после вы­
греба всего угля из пред­
топка; 3) вследствие боль­
шого объема предтопка и
спрессовывания в нем угля
планкой, в нем набиралось
до 400 кг угля и были осно­
вания полагать, что после
длительной работы топки
спрессовывание угля в пред­
топке привело бы к недо­
ходу планки до нормального
исходного положения.
С целью устранения
этих дефектов, в течение
следующие изменения. Бункер был переделан как показано на рис. 6, в.
При этом транспортер был подвинут ближе к котлу и
удалить секторный затвор, который был мало полезен, так как объем
топлива в бункере над секторным затвором весьма мал по сравнению
с объемом, заполняющим предтопок.
После переделки бункера застревание угля в горловине прекрати­
лось, но иногда все же происходило зависание в предтопке (рис. 6 б)
по следующей причине. При большой высоте слоя угля на передней
стенке бункера (во избежание оголения топливного шибера при кру-
35 мм.
3
9)
ОІ
Si
tl
?!
£
Рис. 7.
а) до переделки;
I
Ǥ1
^1
1—скребок включен, планка выключена; 2—скребок и планка
выключены; 3—скребок выключен, планка включена;
б) после переделки;
Ч—планка включена; 2—планка выключена; 3—скребок выклю­
чен; 4—скребок включен .
опытов 2-й серии были произведены
пришлось
6 ЦНИИРФ. вып . XV1U
81

том ѵгле естественного откоса мелкого угля), шурующая планка прес­
совала уголь в передней части предтопка и образовывала „нору“ у
топливного шибера, выходя из которой она почти не подавала угля
на решетку. Образованию „норы“ способствовало также спекание угля
на фронтовой стенке топливного шибера, который нагревался до вы­
сокой температуры.
После устройства листа А, образование „норы прекратилось, так
как уровень топлива на передней стенке понизился. Для того чтобы
устранить явление спрессовывания, с одной стороны, и оголения топ­
ливного шибера, с другой, был подобран наивыгоднейший уровень
топлива в бункере, для поддержания которого, посредством наблюде­
ния через специальные окна в бункере, транспортер включался на
определенное время (3—5 минут) после каждой серии ходов планки.
После выполнения этих переделок никакого спрессовывания угля в
предтопке не наблюдалось, даже после длительной работы, и количе­
ство угля, которое необходимо было выгребать при остановке топки
или при переходе на ручное обслуживание, уменьшилось примерно
до 200 кг.
Для отделения прижимных роликов от угля, заполняющего пред-
топок, и обеспечения свободного доступа к ним, в предтопке были
устроены перегородки, с помощью которых ролики были выделены в.
особые карманы; в наружных боковых стенках карманов были вырезаны
большие окна. Сняв крышки, закрывавшие эти окна, можно было сво­
бодно регулировать и исправлять ролики, не выгребая угля из предтопка..
Испытания подтвердили выявленные в 1-й серии опытов конструк­
тивные недостатки механизма шлакоудаления: 1) сложность устройства^
необходимость изготовления и сборки деталей с повышенной точно­
стью, легко нарушаемой в тяжелых, грубых условиях работы топки
и 2) неудобство обслуживания и затрата лишнего времени на управ­
ление скребком.
Несмотря на переборку и доводку, в различных местах неодно­
кратно наблюдались заедания скребка. Для выяснения места заедания
и устранения его, каждый раз приходилось останавливать топку и за­
трачивать много труда.
Для облегчения обслуживания топки была введена система со­
вместной работы шурующей планки и скребка по схеме, показанной
на рис. 8. В первое время работы по этой системе возникли следую­
щие затруднения:
1. Концевое положение скребка в глубине шлаковой камеры соот­
ветствовало такому положению планки, при котором она отстояла на
300 мм от конца решетки; это положение не фиксировалось концевым
выключателем, так как последний действовал только в положении
планки на конце решетки. Поэтому при небольшой неточности управ­
ления скребок мог упереться в заднюю стенку шлаковой камеры и
вызвать поломку механизма или недостаточно зайти в шлаковую ка­
меру, т. е . захватить мало шлака.
2. Мотор оказался недостаточно мощным; он перегревался, и иногда,,
при неблагоприятном скоплении шлаковых глыб, останавливался.
3. Вследствие того, что при системе совместного движения планки
и скребка длина хода последнего уменьшилась на 300 мм, в перед­
ней части канала шлакоудаления скоплялся и спрессовывался шлак.
Для устранения первого недостатка упоры, действующие на кон­
цевые выключатели, были сделаны регулируемыми, что позволило»
точно ограничивать не только исходное, но и конечное положение,
скребка и планки при их совместной работе.
82

Для преодоления повышенных сопротивлений при одновременном
движении планки и скребка мотор был заменен более мощным (4,5 квт
вместо 2,5 квт); при этом он был соединен с редуктором не через
соосную муфту, а с помощью клиноременной передачи. Благодаря
этому была сохранена прежняя скорость планки при более быстро-
р
Колосниковая решетка
, Шурующая планка
Шлаковая
камера
Скребок шлакоудаления_______________________ f
J
Схема совместного движения скребка шлакоудаления и шурующей планки
•
Лх"
, Скребок
і варианты схемы движения шурующей планки
Рис. 8 . Схема движения шурующей планки.
ходном моторе и в передачу был введен эластичный элемент, до не­
которой степени предохраняющій"! механизмы от поломок при заеда­
ниях. После установки более мощного мотора перегрев его прекра­
тился, а остановки стали очень редкими.
Для устранения скопления шлака в передней части канала шлако­
удаления был изготовлен специальный гребок, вполне оправдавший
свое назначение. Вообще можно избежать скоплений шлака, увеличив
6*
83

ход скребка, например посредством увеличения диаметра ведущей
звездочки. Опыт совместной работы скребка и планки, проведенный
после устранения указанных недостатков, показал значительное сокра­
щение времени на управление механизмами.
После долгих наблюдений за работой скребка шлакоудаления
выяснилось, что поставленный перед 2-й серией опытов рассекатель
оказывает, хотя и мало заметное, но все же скорее вредное, чем по­
лезное действие: он способствует упиранию скребка в большие скоп­
ления шлака и препятствует переваливанию последнего через гребень
скребка при захвате шлака из камеры.
Для ликвидации возникающих иногда зависаний шлака над скреб­
ком был изготовлен короткий ломик — кочерга, вполне оправдавший
свое назначение.
Как и прежде, во 2-й серии опытов иногда происходили проскоки
складных штанг по зубцам звездочек. Это явление возникало при
любых, иногда даже незначительных, препятствиях движению планки
или скребка и приводило к перекосам и заеданиям, не всегда легко
устранимым.
Особенно вредны были проскоки штанг шлакоудаления, так как
их ролики закреплены жестко и поэтому каждый проскок сопровож­
дался большими перенапряжениями и смятием деталей.
После проведения 2-й серии опытов были разобраны механизмы
движения планки и скребка, при этом было обнаружено 19 сильно
деформированных роликов и пальцев в складных штангах.
Сравнительно быстрый выход из строя ряда пальцев и роликов,
участившиеся проскоки складных штанг через зубцы звездочек и об­
щая неравномерность движения складных штанг, сопровождавшегося
толчками и ударами, заставили проанализировать кинематику зацепле­
ния штанг со звездочками.
Наблюдения и графический анализ показали, что зацепление испыг
тайной топки имеет следующие недостатки:
1. Профиль и шаг звездочек приняты по правилам конструиро­
вания звездочек для роликовых цепей, в то время, как складные
штанги, по кинематике, являются цевочными рейками.
2. Число зубцов звездочек (шесть) мало.
3. Близость криволинейного участка тракта складных штанг к месту
их зацепления с звездочками вызывает недопустимые вертикальные
колебания звеньев штанг при входе их в зацепление.
4. Рис . 9, изображающий момент зацепления, показывает, что
ролик, входящий в зацепление, с очень большой силой отжимается
вверх и достаточно приподняться ему на 6—8 мм, чтобы произошел
проскок через зуб. Приподнятие на 6—8 мм вполне возможно, когда
к неточностям изготовления и упругим деформациям системы добав­
ляются небольшие износы роликов, пальцев и зубцов звездочек. Кроме
того, различие в шаге штанги (80 мм) и звездочки (у которой шагу
по хорде 80 мм соответствует шаг по окружности 83,7 мм) вызывает
значительную неравномерность зацепления.
Можно сформулировать следующие правила для проектирования
передачи со складными штангами:
1. Звездочки складных штанг должны конструироваться по типу
колес для цевочных реек, т. е . должны иметь шаг по окружности
(а не по хорде), равный шагу штанги, профиль их следует очерчивать
по эвольвенте, а не по способам, принятым для цепных звездочек, и
84

для повышения продолжительности зацепления можно наружный диа­
метр звездочек делать больше диаметра начальной окружности не на
0,8 А а на (1,0н- l,5)rf.
2. Число зубцов звездочек должно быть 8—10, минимум о.
3. Между зацеплением и началом криволинейного участка тракта
складной штанги должен быть прямолинейный участок, равный длине
большего звена штанги.
Результаты тепловых испытаний, приведенные в таблице, подтвер­
дили, что выбором более выгодных элементов профиля (в частности
уменьшением переднего угла) и схемы движения шурующей планки
удалось, по сравнению с опытами 1-й серии, добиться значительного
снижения некоторых потерь, при одновременном повышении форси­
ровки. Полученные выводы таковы:
Рис. 9. Зацепление складной штанги и звездочки .
/—зазор между роликом и штангой 2—4 мм; 2—зазор, вызывающий удар зубца в ролик; 5—сила, отжи­
мающая штангу вверх; 4—сила передвижения штанги.
1. Величины нагрузки
-^ = 943—1180 т ккал/м2 час вполне доста­
точны для обеспечения полной паропроизводительности котла при
замене ручных решеток механическими с шурующей планкой.
2. Коэффициент избытка воздуха а <1,36 не превышал вполне
допустимых пределов.
3. Потери с химическим недожогоім в опытах IV и V были недо­
пустимо высоки, <78=4—8%, в опытах VI и VII вполне удовлетвори­
тельны, <7з = 1,0—1,9%.
4. Потери со шлаком в опытах VI и VII удовлетворительные,
=
= 3,8—4,1%, а в опытах IV и V очень хорошие:
= 0,8—1,8%.
5. Потери с провалом попрежнему практически отсутствовали.
6. Потери с уносом— -*3% оказались вполне удовлетворительными,
если учесть значительную форсировку и большое содержание мелочи
в сжигавшемся угле.
1 d— диаметр ролика штанги.
85

7. Потеря с просыпом у ведущих звездочек складных штанг шу­
рующей планки, замеренная в одном опыте, недопустимо велика —
около 9%. В тепловом балансе потеря с просыпом не учитывалась
ввиду того, что, во-первых, изменением конструкции узла ведущей
звездочки просып легко может быть сведен до 1—2%, а во-вторых,
в небольшой топке не представляет особых затруднений возвращать
в топку весь просыпающийся под ведущими звездочками уголъ.
Полученные результаты в целом достаточно удовлетворительны и
показывают, что: а) уменьшение переднего угла шурующей планки
привело к значительному снижению потерь со шлаком; б) необходимо
разработать рациональную конструкцию вторичного дутья, чтобы, со­
хранив высокие напряжения и низкие потери со шлаком, полученные
в опытах IV и V, значительно снизить потери с химическим недо­
жогом; в) без вторичного дутья оптимальные показатели будут подоб­
ными полученным в опытах VI и VII.
Кроме того, еще не исчерпаны полностью возможности улучшения
процесса горения за счет выбора наивыгоднейших элементов профиля
и схемы ходов шурующей планки, а также конструкции колосников
и введения зонного распределения воздуха, которое как и в 1-й серии
опытов, было неработоспособным вследствие неплотности зонных ши­
беров.
Во 2-й серии проводились следующие специальные опыты:
1. Опыты по выяснению роли переднего свода для зажигания све­
жего топлива. В высоких топках современных береговых котлов
верхнее воспламенение свежего топлива происходит в основном за
счет излучения пламени, и передний свод очень мало или совсем не
способствует ускорению зажигания. Топки огнетрубных котлов очень
низки, наибольшая высота над слоем около 400 мм, средняя 250 мм
и они сплошь окружены „холодными" стенками; поэтому существо­
вало сомнение в удовлетворительности в этом случае верхнего зажи­
гания и в необходимости устройства в жаровой трубе переднего
свода.
Для выяснения этого вопроса были проделаны следующие опыты:
а) Передний свод был прогрет до температуры, соответствующей
установившемуся режиму работы котла на полной нагрузке топки, по
показаниям термопары, заделанной в середину толщины свода. При
форсированном горении на решетке передняя половина ее была соот­
ветствующими ходами планки сначала оголена от угля, а затем запол­
нена сразу свежим углем слоем нормальной толщины. Несмотря на
то, что температура свода, вследствие значительной тепловой аккуму­
ляции кладки, не понижалась, уголь под сводом не воспламенялся до
тех пор, пока фронт пламени, медленно передвигаясь от горевшего
угля по поверхности свежего, не достиг участка слоя, расположен­
ного под сводом, после чего распространение горения продолжалось
с той же скоростью по направлению к топливному шиберу.
б) При непрогретом своде горение на решетке было форсировано
и после 1—2 нормальных серий ходов планки получалось такое же
хорошее воспламенение, как и при прогретом своде, при установив­
шейся работе котла, несмотря на то, что температура свода за это
время заметно не повысилась.
Эти два опыта (повторявшиеся по несколько раз) убедительно по­
казывают, что даже при малой толщине пламени, соответствующей
низкой топке огнетрубного котла, воспламенение происходит в основ­
ном от соседних раскаленных частиц слоя и излучения пламени,
а передний свод играет второстепенную роль и, по крайней мере для
86

СОоог*
С^^'оо'ю
ТГ r-< CN иГ)
IIII
sssS
X
X
X
=:
<d
и
X
X
X
соX
оX
х
2
X
га
X
°е(
гаО
sS
XСи
хх
24
с■в______
гч СЧ
X
X
х
а
X
X
га
О
=;
х
х
X
X
X
*
га
X
х
оX
о<_>
х
CQ
со га* *лѵог* оооч о
сч сога*»л ко г»ооо\о»—*
т-t
'Ч'-Ч«-ЧѴ"Ч«-ЧѴ -4,_4СЧ<-Ц
87

воркутского и близких к нему углей, можно не опасаться затрудне­
ний с воспламенением при установке решетки в огнетрубном котле.
2. Опыты по работе топки на малой нагрузке. Весьма важный для
судовых установок вопрос возможности работы топки на малой на­
грузке был предварительно проверен на следующем специальном
опыте. После того, как решетка проработала на нагрузке, близкой
к полной, в течение 4 часов, период между сериями ходов был уве­
личен с 10 до 20 мин., а вместо серии ходов по рис. 8 (IV) стала
применяться серия ходов по рис. 8 (VI). Одновременно была умень­
шена подача воздуха прикрытием шиберов дутья и тяги. Подача воз­
духа регулировалась по показаниям прибора ВТИ так, чтобы сохра­
нялось удовлетворительное значение избытка воздуха в течение всего*
периода между сериями ходов. Топка вполне удовлетворительно про - -
работала при указанном режиме в течение 4 часов. Судя по показа­
ниям дифманометра паромерной шайбы, нагрузка при этом составляла
около 25% от полной.
Проведенные первоочередные испытания опытной топки с шурую­
щей планкой системы Васильева подтвердили целесообразность при­
менения ее для сжигания воркутского угля в судовых котлах и дали
необходимые исходные данные для проектирования первых судовых
топок.
Важнейшие затруднения в получении надежной работы топки но­
сили не теплотехнический, а механический, конструктивный характер.
Поэтому следует в дальнейшем при проектировании судовых топок
обратить особое внимание на обеспечение механической работоспо­
собности и надежности топки. Что касается механизма шлакоудаления,
то для первых топок может быть принята конструкция, подобная
испытанной (с некоторыми улучшениями), при условии обеспечения
тщательности изготовления и монтажа, но одновременно должны про­
водиться работы по созданию более удачной конструкции.
Продолжающиеся испытания должны дать материал для дальней­
шего развития конструкций судовых топок надежных в эксплуатации*
пригодных для широкого внедрения в установки речного флота..

Инж. С. К. БРЫКОВ
ВЫБОР ТИПА РЕШЕТКИ ДЛЯ МЕХАНИЗИРОВАННОГО
МОЩНОГО СУДОВОГО ГАЗОГЕНЕРАТОРА
Современные судовые и стационарные газогенераторы, работающие
по прямому процессу с производительностью газа выше 600 нм3/час,
как правило, имеют механические решетки. Опытные данные показы­
вают, что механические решетки значительно улучшают производст­
венные показатели работы генератора, повышают качество вырабаты­
ваемого газа и облегчают труд обслуживающего персонала.
Независимо от вида газифицируемого топлива и режима работы
газогенератора, механические решетки должны удовлетворять сле­
дующим основным требованиям:
1) равномерно распределять паровоздушную смесь по всему сече­
нию слоя топлива;
2) поддерживать нижнюю часть топлива в состоянии непрерывного
и медленного движения;
3) оказывать наименьшее сопротивление проходу паровоздушной
смеси;
4) производить равномерное рыхление и удаление шлака.
Кроме того, паровоздушные каналы решетки при ее вращении
в слое топлива не должны засоряться и забиваться угольной мелочью
и шлаком.
В зависимости от способа удаления шлака из газогенератора,
механические решетки могут быть разделены на две основные группы:
1) решетки, у которых шлакоудаление производится самими колосни­
ками и 2) центральные решетки, имеющие диаметр, равный 0,2 диа­
метра генератора.
Для удаления шлака — диаметр решетки первой группы почти
равен диаметру газогенератора. Сама решетка имеет эксцентриситет
и непосредственно крепится к поддону зольной чаши. Поддон приво­
дится во вращение передачей, состоящей из червяка и зубчатого
колеса.
Опыт эксплуатации показал, что отверстия для прохода паровоз­
душной смеси в решетках этой группы забиваются угольной и шла­
ковой мелочью, что вызывает неравномерное распределение паровоз­
душной смеси по сечению газогенератора, повышение сопротивления
и снижение калорийности газа. Очистка засоренных отверстий при
работающем газогенераторе невозможна и осуществима только после
удаления топлива из газогенератора. Для дробления и удаления шлака
конус колосниковой решетки смещен по отношению к оси газогене­
ратора на 90—100 мм, а в отдельных случаях—до 150 мм.
8*

Шлак удаляется следующим образом. При вращении чаши, лежа­
щий на ней слой шлака захватывается действием силы трения и, вра­
щаясь, увлекает за собой вышележащий слой. Одновременно с уда­
лением шлака происходит опускание всего слоя топлива, находящегося
в генераторе. Благодаря эксцентриситету решетки происходит неко­
торое сдавливание шлака, лежащего по краям генератора. При этом
крупные куски разбиваются решеткой и поступают в нижнюю часть
поддона. Движение шлака в генераторе происходит по спирали от
центра к периферии и далее — под фартук, погруженный в водяной
затвор. При вращении чаши шлак на своем пути встречает наклонно
установленный нож, с помощью которого он выбрасывается в спе­
циально установленный желоб. Нож может быть установлен на раз­
ной высоте при помощи ручного механизма, состоящего из штока
с ленточной нарезкой и гайки.
К наиболее существенным недостаткам механических решеток
первой группы следует отнести:
а) Большой диаметр решетки, способствующей образованию пери­
ферийного низкокалорийного газа. Попытки создания комбинирован­
ной решетки, в которой часть паровоздушной смеси подводилась бы
в центре через отверстия в чугунном чепце, не дали положительных
результатов.
б) Эксцентриситет в связи с большим весом решетки создает зна­
чительные боковые инерционные силы, причиняющие быстрый износ
наиболее ответственных деталей привода.
в) Осмотр и замена колосников при эксплуатации генератора пред­
ставляют большие затруднения.
Перечисленные недостатки ограничили применение механических
решеток первой группы на транспортных генераторах.
В решетках второй группы шлак и угольная мелочь удаляются
имеющимися на поддоне ребрами-фрезами, которые подрезают шлак
во время вращения чаши, способствуя этим равномерному опусканию
всего слоя топлива и выталкиванию шлака к периферии чаши и ножу.
Благодаря отсутствию эксцентриситета зольная чаша обладает боль­
шой устойчивостью и опорные поверхности менее подвержены износу.
Благодаря центральному подводу паровоздушной смеси, опасность
образования периферийного газа уменьшается. Учитывая, что чем
меньше диаметр газогенератора, тем больше сказывается отрицатель­
ное влияние периферийного газа, следует признать центральную
решетку более пригодной для судовых газогенераторов, чем решетку
первой группы. Этим и объясняется, что за последнее время в судо­
вых газогенераторах стали применять только центральные решетки,
отличающиеся между собой конструктивной формой колосников и
способом их крепления, а также решетки с винтообразными поверх­
ностями.
Ввиду того, что конструкция решетки почти не поддается анали­
тическому расчету, автором в 1951 г. были испытаны в ЦНИИРФе
три типа колосников, отражающие основные конструктивные формы
ранее проверенных в эксплуатации решеток. В них учтены особен­
ности эксплуатации газогенераторов в судовых условиях, кроме того
предусмотрена возможность производить разборку и сборку их без
демонтажа газогенератора и его отдельных узлов. Смена любой детали
может быть произведена непосредственно внутри газогенератора.
Отдельные детали колосников не превышают 45 кг, благодаря чему
их сборку может производить один человек.
90

Весь набор колосников не требует механической обработки и может
быть легко изготовлен на любом судоремонтном заводе, на котором
производится чугунное литье. Эти преимущества являются основными
достоинствами разработанных типов колосников.
Описание разработанных ЦНИИРФом решеток
Разработанные в ЦНИИРФе три типа колосников отличаются один
от другого проходными сечениями для паровоздушной смеси и неко­
торыми конструктивными деталями.
Наиболее распространенной на существующих газоходах является
решетка первого типа, состоящая из трех разъемных колосников,
соединенных между собой с помощью особых замков без резьбовых
соединений. Каждый колосник имеет две стойки с заплечиками, захо­
дящими в другой колосник, при повороте колосника заплечики попа­
дают под выступ соединенного с ним колосника. Такой способ крепле­
ния прост и надежен в эксплуатации. Кроме того, он не требует резь­
бовых соединений, которые при наличии высоких температур в газо­
генераторе пригорают и создают большие затруднения при разборке
колосников.
Имеющиеся на поверхности второго колосника зубцы служат для
рыхления шлака и оживления всего слоя топлива, лежащего над колос­
никами. Все колосники изготовляются из обыкновенного серого чугуна
марки С4-15-32.
Решетка второго типа по принципу поступления паровоздушной
смеси в генератор относится к центральным решеткам. Она состоит
из набора отдельных колосников, между которыми имеются кольце­
вые отверстия для прохода паровоздушной смеси. В зависимости от
числа промежуточных колосников изменяется и общая площадь про­
ходного сечения. Однако с увеличением их увеличивается и общая
высота решетки и высота газогенератора.
Решетка сбалчивается болтом» проходящим через весь набор
колосников, и для удобства монтажа и демонтажа гайка расположена
в верхней части. Для предохранения от обгорания резьбы, верхняя
часть колосников закрыта чепцом, который по бокам шплинтуется
тремя шплинтами. Для удаления шлака и оживления всего слоя,
находящегося выше решетки на колоснике, служат винтообразные
ребра, которые при вращении решетки оттесняют шлак к периферии.
Весь набор колосников в собранном виде устанавливается на высту­
пающую часть чаши и крепится таким же замком, как и решетки
первого типа.
Решетка третьего типа, являющаяся упрощенной разновидностью
решетки первого типа, состоит из трех отдельных колосников, соеди­
ненных между собой замком конструкции колосников первого типа.
Отличительной особенностью этой решетки является конструктивная
простота. Поверхности колосников гладкие.
Колосники всех трех типов спроектированы и изготовлены приме­
нительно к 300-сильному газогенератору, установленному в лаборато­
рии ЦНИИРФа.
Методика испытаний
Для оценки и выбора наилучшего типа колосниковой решетки при
испытаниях было обращено особое внимание на устойчивость про­
цесса газификации, на получение максимально допустимой произво­
дительности генератора по топливу, на качество газа и на сопротив­

ление, создаваемое каждой решеткой. Все опыты производились на
300-сильном газогенераторе, работающем по прямому процессу, с внут­
ренним диаметром 1200 мм.
В соответствии с поставленной задачей, испытания каждой решетки
проводились при одинаковых условиях работы генератора и одном
и том же сорте топлива — антраците . Каждый тип решетки испыты­
вался на трех режимах: при производительности 50%, 100% и макси­
мально допустимой. Продолжительность каждого режима составляла
6 часов, считая от начала устойчивой работы газогенератора.
При каждом режиме и типе решетки, помимо общих наблюдений
за газогенератором и его отдельными узлами, производились следую­
щие замеры: расход топлива, определяемый путем взвешивания каждой
загружаемой порции топлива в генератор; состав газа и его калорий­
ность при выходе и по высоте слоя топлива, температуры паровоз­
душной смеси, газа и охлаждающей воды крышки газогенератора;
сопротивление колосниковой решетки и всей газогенераторной уста­
новки.
Отбор генераторного газа по высоте слоя топлива производился
специальной штангой, состоящей из наружного кожуха и двух внут­
ренних трубок, служащих — одна для отбора газа, а другая для под­
вода охлаждающей воды к наконечнику штанги. Таким образом, при
отборе газа в зоне, где имеется свободный кислород, была исключена
возможность догорания газа.
Антрацит АС, на котором производились испытания, имел следую­
щую характеристику:
влага
зола
сера летучая
углерод
водород
кислород и азот
Wp= 3,7%
Лр= 5,80/0
S= 0,5%
С = 86,0%
Нр= І.бо/о
p + Np)= 2,4%
Низшая теплотворная способность рабочего топлива составляет
Q?=7230 ккал.
Для оценки работы колосников в холодном состоянии были про­
ведены испытания без загруженного в генератор топлива. Каждая
колосниковая решетка испытывалась на трех режимах, причем сопро­
тивления замерялись непосредственно после решетки.
Таким образом, были сняты полные сравнительные характеристики
для всех решеток при прочих равных условиях.
Результаты испытаний
До начала режимных испытаний, для предварительной оценки
решеток, были определены весовые и гидродинамические характери­
стики. При этом вес колосниковой решетки типа 1 определился
в216,6кг,типа11—142кгитипа111—213кг.
Для установления сравнительных гидравлических сопротивлений
решеток были проведены испытания без загруженного в генератор
топлива. Каждая решетка испытывалась при трех положениях откры­
тия запорного вентиля. Результаты этих испытаний приведены в табл. 1
и на рис. 1. Каждая кривая иллюстирует относительное сопротивле­
ние каждой решетки в зависимости от величины открытия вентиля»
при прочих равных условиях.
92

Наименьшим сопротивлением проходу воздуха, а следовательно,
наибольшим проходным сечением обладает тип II решетки.
Таблица 1
Результаты сравнительных испытаний трех типов
решеток при незагруженном генераторе
Величина открытия
вентиля в мм
! Сопротивление решеток
в мм вод. ст.
I
II
III
30
19 11035
54
50
30
75
84
86
53
125
/О2050toSO60ТО6090lOO
Рис. 1. Кривая сопротивления трех типов решеток при отсут­
ствии топлива в газогенераторе в зависимости от величины
открытия вентиля.
93

Указанные характеристики в сочетании с весовыми достаточно
убедительно показывают, что наиболее рациональной является кон­
струкция решетки типа II. Необходимо оговориться, что приведенные
данные еще не характеризуют распределение воздуха по сечению
газогенератора, оказывающее наибольшее влияние на равномерность
процесса газификации и качество вырабатываемого газа.
При наличии в генераторе топлива поступление воздуха имеет
своеобразный режим движения, отличный от движения при отсутст­
вии в нем топлива. Куски топлива и шлака, лежащие непосредст­
венно у проходных сечений решетки, создают извилистые каналы
неправильной формы и переменного сечения, многократно соединен­
ные между собой. Кроме того, часть проходных сечений решетки
забивается" шлаковой и угольной мелочью. Эти причины создают
дополнительные сопротивления проходу воздуха и изменяют его направ­
ление при выходе из решетки.
Для получения ясного представления об изменении сопротивлений
каждая решетка испытывалась на трех режимах. Полученные в резуль­
тате испытаний усредненные значения сопротивлений решеток в зави­
симости от производительности генератора представлены в табл. 2
и на рис. 2, из которых видно, что сопротивление решетки по срав­
нению с общим сопротивлением газогенератора составляет в сред­
нем 40%.
Таблица 2
Усредненные значения сопротивлений решеток в зависимости
от производительности генератора по топливу
Тип решетки
Производи­
тельность
газогенератора,
кг/час
Сопротивление
решеток,
мм вод. ст.
Сопротивление
газогенератора,
мм вод. ст.
I
1
60
42,0
90
100
67,0
194
155
124,0
315
60
34,5
118
II
ПО
45,0
180
180
89,0
345
III
1
44
35,2
111
77
63,5
161
Из приведенных данных видно, что наилучшие показатели работы
газогенератора получились с решеткой типа II и наихудшие с решет­
кой типа III. Решетка типа I по своим показателям занимает проме­
жуточное положение между типами II и III. Этот вывод справедлив
для всех трех режимов работы газогенератора.
При работе генератора мощностью до 110 кг/час топлива отбор
газа производился одним газососом и при дальнейшем повышении
производительности подключался второй газосос, который вместе
огДеРВЬІМ’ в зависимости от сопротивления установки, обеспечивал до
о00 нм’/час газа.
При испытаниях первой решетки была достигнута максимальная
производительность по топливу 155 кг/час. При этом сопротивление
решетки достигало 124 мм вод. ст. Дальнейшая форсировка генера­
тора была невозможна из-за недостаточной мощности насосов и боль­
шого сопротивления газогенератора.
94

Испытания показали, что при сопротивлении колосниковой решетки
129 мм вод. ст . подъем воды в генераторе из водяного затвора дости­
гал нижних шуровочных лючков, расположенных на уровне колосни­
ковой решетки. Попадание воды на раскаленный слой шлака неиз­
бежно приводило к интенсивному парообразованию в генераторе
и резкому снижению температуры слоя топлива. Поэтому предельной
форсировкой для первого типа колосников следует считать 155 кг/час.
вмц. 8од,6/тгол8а
1
«7-
уh
F/
/
_ і___ ___
/
1
L/
1
Г" ///
А
f
I
!
/Ь
ЮО
гоо
Рис. 2. Кривая сопротивления решетки в зависимости от производительности
генератора в кг/час топлива.
При испытаниях решетки типа II, проводившихся при тех же газо­
отборных средствах была достигнута производительность 180 кг/час
В обоих случаях сопротивление газогенератора достигало 350 мм
вод. ст.
Менее удовлетворительные результаты по производительности гене
ратора были получены при испытании колосниковой решетки типа III
Например, при производительности 11 кг/час сопротивление колоTMи
ков уже составляло 63,5 мм вод. ст.,
в то время как колосники
95

типа II при 110 кг/час дают всего 45 мм вод. ст. Аналогичная законо­
мерность имеет место и при других производительностях.
Таким образом, дальнейшее повышение производительности газо-
генеоатора ограничивается не процессом газификации, а конструктив­
ными элементами газогенератора, формой и проходными сечениями
процентные*
ccdrr&8 to50
Рис.З. Зависимость состава газа от высоты слоя топлива (при газификации антрацита
крупностью 6—25 мм) при колосниковой решетке типа 1 (при напряженности
100 кг/м3 час).
колосниковой решетки. Производительность 180 кг/час, достигнутая
на колосниковой решетке типа II, не является пределом и при уве­
личении мощности газоотсасывающих средств может быть повышена.
Вопрос о повышении уровня водяного затвора выше допустимого
при данной конструкции генератора может быть решен путем частич­
ного наддува воздуха под колосниковую решетку специальным вен­
тилятором при соответствующих переделках смесительного устройства
паровоздушного дутья.
96

Уместно заметить, что испытанный газогенератор по заводским
данным был рассчитан для газификации 120 кг/час топлива. При срав­
нительно небольших переделках (второй газоотбор, водяное охлаж­
дение крышки генератора) и при применении новой колосниковой
,решетки удалось увеличить мощность генератора на 50%, чему, впро-
ПроиСнгпныи
2с/
ле
30
аз
'А£
1
1/300
>
/
,Qh
'7**"
_
>__
о
і
•24
у
Jвг•
22
эо
—
Г
1
І//00І
/004
’18
уГ (►
9001
16
ЛЮІ
>—
4/У
»
TOO 1
/2
<>
6001
/о
5001
3
ЧОО
6
ii
wo
4
-- ---1
too
г
144.1
___ L00
■Г
-j-
______ і
т
ІОО
ZOO
ЗОО
Чоо
500
600
700
ЗООУѴІ м
Иис. 4 . Зависимость состава газа от высоты слоя топлива (при газификации антра­
цита крупностью 6—25 мм), при колосниковой решетке типа 1 (при напряженности
155 кг/ма час).
чем, способствовало также применение при испытаниях хорошо* отсор­
тированного антрацита. При попытке перехода работы генератора на
антрацит с большим содержанием пыли производительность заметно
снижалась. Поэтому в эксплуатации газогенератора особое внимание
необходимо обращать ни качество и отсортированномъ топлива.
Число оборотов чаши при всех трех типах колосниковых решеток
в зависимости от режима или производительности генератора изменя­
лось от 0,5 до 1,5 об/час.
7 ЦНІМИРФ, пып. XVIII
97

Меньшее число оборотов относится к производительности генера­
тора 40—60°/о нормальной. Как показали опыты, провал топлива со
шлаком для колосников первых двух типов составлял около 3/6.
процентным
20З0.
32.__ _ _
—
•
I
30 ___|_
£8______
1
і
—
—
—
-----
7^—
7ГМ
1^00 1
1300
26 ____
24______
и_____
го
----- 1
—1
к
--------- <
//
*<*
1
-—
< Г-----
я
‘
J
^со
_
1200
ООО
/ООО
Ьмѵ -
18 _____
іб
L-----------
1
-
Т/
—и
11
\ІІ
____ __ <
—
—
ЗОО !
800 ;
Л
—
ік
w
п
і|]
111
600
ю_____
8 _____
11
1
і
і(
Ті
?**■
<
<»
.с2^- 500
4OG
6 ____
4 _____
2 _____
—
і/
hг/
)
/у
1
11
и
12Z
—
—
—
_
ЗОО
200
too
0
Z°°
зоо
ifoo
500
600
700
300
иита кОѵпХСтИк«0??Ь9Сч0СТ\Ва Га3а °Т ВЫС0ТЫ 5ЛОЯ топлива <ПРИ газификации антра­
цита крупностью 6-25 мм), при колосниковой решетке типа II (при напряженности
110 кг/м2 час).
Оценка работы колосниковых решеток по качеству вырабаты­
ваемого газа
На рис. 3—4 представлен позонный анализ газа для двух режимов
работы генератора при газификации антрацита крупностью 6—25 мм
птЯп£пШеТКИ ТИПа J И зависимость состава газа и его калорийности
огы активнои 30ны- Кривые показывают, что при двух режимах
работы генератора высота кислородной зоны остается постоянно рав-
98

ной 100 ММ. Что касается высоты восстановительной зоны, то она
изменяется в зависимости от температуры паровоздушног 1 /
Обращает на себя внимание несколько повышенная ' Р
газа в слое топлива по сравнению с газом, отбираемым пр
UUPpT
из генератора. Например, газ, взятый после выхода из слоя,
среднюю калорийность 1183 ккал/нм3.
Прои9мтмыЪ
8аіо>
О
too
гоо
ЗОО
Ьпп
500
600
700
8Ю0^А
Рис 6. Зависимость соста ва газа от высоты слоя топлива (при газификации антра-
цит.а крупностью 6—25 мм) при колосниковой решетке типа II (при напряженности
180 кг/м2 час).
Газ, взятый непосредственно в слое топлива, имеет калорийность
до 1400 ккал/нм8. Это различие может быть объяснено влиянием так
называемого «периферийного газа“.
При испытаниях двух других типов колосниковых решеток общая
тенденция изменения состава газа сохранилась, но калорийность имеет
несколько иное значение.
99

Сопоставление кривых n—Д соTM
ZcnS^oe
Se/оіка'ко No калоркйносTM «« пра выходе
его вз «о» топлива, ««и»
ZXnnx колосников
типаУ1ПШ(рисРТ 8Ь)Т Сравнение результатов испытаний решетки типа ПІ
Рис. 7 . Зависимость состава газа от высоты слоя топлива (при газифи­
кации антрацита крупностью 6—25 мм) при колосниковой решетке
типа ПІ (при напряженности 44 кг/м2 час).
с решеткой типа II показывает, что калорийность газа при решетке
типа III ниже на 150 ккал. Это соотношение справедливо и для
усредненного газа при выходе его из слоя топлива.
Таким образом, из сравнения трех колосниковых решеток можно
сделать вывод, что наилучшие и равные показатели по качеству выра­
батываемого газа были получены для колосниковых решеток двух
первых типов.
100

судовых
Выводы о выборе колосниковой решетки для
газогенераторов
На основании вышеприведенных материалов испытаний и непо­
средственных наблюдений за работой газогенератора на решетках
трех различных типов можно сделать следующие выводы:
1. В качестве критерия для окончательной оценки и выбора типа
колосниковой решетки для судовых газогенераторов могѵт быть при­
няты следующие факторы:
а) вес, сложность и стоимость изготовления решетки;
б) сопротивление для прохода паровоздушной смеси в генератор;
в) максимально-допустимая производительность генератора без
достаточно заметного снижения калорийности газа;
г) потери топлива со шлаком;
качество вырабатываемого газа (по калорийности) и ѵстойчк-
ратораПР°ЦеССа газиФикаі*ии ПРИ различных режимах работы гене-
101

2. Колосниковая решетка типа 111 по большинству перечисленных
измерителей уступает решеткам типов I и 11 и поэтому не может
быть рекомендована для судовых генераторов.
3. Наиболее конкурентоспособными являются решетки типов I и II,
которые имеют ряд положительных характеристик, к числу которых
относятся устойчивость процесса газификации при различных режи­
мах работы газогенератора и высокая калорийность газа.
4. Решетка типа II по сравнению с решеткой типа 1 имеет допол­
нительные преимущества, дающие основание рекомендовать ее для
внедрения как на вновь строящихся, так и на существующих судовых
газогенераторах. К таким преимуществам относятся малый вес колос­
ников, незначительное сопротивление проходу паровоздушной смеси
и повышенная производительность газогенератора по топливу, дости­
гающая 180 кг/час.
5. Применение решетки типа II дает по сравнению с другими типами
значительный технико-экономический эффект, выражающийся в воз­
можности повышения мощности силовой установки и в уменьшении
веса и стоимости изготовления газогенератора.

Инж. И. А. ТУВ
ОЧИСТКА ОТ МАСЛА ОТРАБОТАВШЕГО ПАРА И
КОНДЕНСАТА В СУДОВЫХ УСТАНОВКАХ С ПАРОВЫМИ
МАШИНАМИ
Использование конденсата для питания котлов является одним из
средств повышения экономичности и надежности судовой паросиловой
установки. Основным преимуществом конденсата является малое со­
держание в нем солей и почти нулевая его щелочность.
При питании котлов конденсатом уменьшается загрязнение поверх­
ностей нагрева и в значительной степени устраняется вспенивание
и заброс котловой воды, а следовательно и образование накипи на
поверхности нагрева котла и пароперегревателя, которая, как известно,
одновременно способствует перегреву металла труб и пережогу топ­
лива в результате ухудшения теплопередачи. С уменьшением слоя
накипи при питании конденсатом сокращаются также расходы, связанные
< чисткой котлов, и удлиняются промежутки времени между котло­
очистками, что особенно важно в тех случаях, когда судовая уста­
новка состоит только из одного котла, очистка которого влечет за
собой вывод судна из эксплуатации. Кроме того, при чистых поверх­
ностях обеспечивается безопасность работы котла при высокой форси­
ровке топки.
Существенным является и то обстоятельство, что теплосодержание
конденсата выше теплосодержания забортной воды, благодаря чему
при питании конденсатом получается дополнительный, экономич*еский
эффект.
До настоящего времени одной из главных трудностей, возникающих
при питании котлов конденсатом от паровой поршневой машины,
является загрязнение ее маслом, увлекаемым из машины с отработав­
шим паром. Наличие в питательной воде масла даже в небольших
количествах вызывает вспенивание и унос воды паром. Образование
даже очень тонкого слоя масла или масляной накипи влечет за собой
значительный перегрев нагревательных поверхностей котла; слой масла
толщиной 0,2 мм опаснее слоя накипи в 5,5 мм, не допустимого для
судового котла.
Попадание масла в котел было причиной большого числа серьезных
аварий с котлами. Так, например, на нескольких серийных буксирах
типа „Рига" произошел ряд случаев проседания жаровых труб из-за
попадания в котел масла. После трех месяцев эксплуатации водотруб­
ных котлов, установленных на пароходах „Сталинград" и „Ростов-Дон",
103

произошли аварии вследствие увлечения в котел большого количества
МаССос?авеСкотловойДвоІы ^способ подготовки добавочной питательной
воды могѵт оказывать различное влияние на поведение масла в котле
и°характер образования накипи, однако присутствие масла в котле
лаже в незначительных количествах крайне нежелательно. Следует,
впрочем заметить, что небольшое содержание масла в котловой воде
безвредно для котлов большинства типов при условии, если котловая
вода не содержит накипеобразователей.
Содержание масла в питательной воде водотрубных котлов с есте­
ственной циркуляцией по действующим нормам не должно превышать
следующих количеств:
при давлении: до 15 ата —5
до35;— 2
до 110 ата — 0,2 мг/кг
(кратковременно до 0,5 мг/кг).
мг/кг
мг/кг
ата—2
Для прямоточных котлов (без сепарации) при давлении до ПО ата
содержание масла не допускается.
Очистке конденсата от масла до последнего времени не уделялось
большого внимания, главным образом потому, что на судах речного
флота установлены преимущественно огнетрубные котлы с давлением
пара 10—12 ата. В установках же большой мощности (турбинные) эта
проблема вообще отсутствует, так как там конденсат не содержит
масла. Огнетрубные котлы в меньшей степени чем водотрубные чув­
ствительны к качеству питательной воды и, в частности, к присутствию
в ней масла. Это объясняется тем, что современные водотрубные котлы,
как правило, работают при сравнительно высоких тепловых напряже­
ниях, а опасность перегрева, вызываемого наличием накипи и масла,
является функцией температуры, давления и нагрузки котла.
В связи с намечающейся в настоящее время тенденцией к переходу
на водотрубные котлы и особенно с повышенным рабочим давлением
и температурой пара, исследование проблемы загрязнения паровых
котлов маслом становится вполне своевременным и необходимым, тем
более, что в настоящее время еще не разработаны надежно работаю­
щие маслоотделяющие устройства для речного судна.
Как общее правило, можно считать установленным, что чем выше
рабочее давление и температура выдаваемого пара, тем чище должна
быть и питательная вода. С другой стороны, с ростом начальных дав­
лений и температур значительно уменьшается расход пара на 1 и.л.с ./час;
поэтому даже при неизменном удельном расходе масла для внутренней
смазки содержание его в конденсате будет возрастать. Учитывая, что
при этом повышается и удельный расход масла, можно считать, что
переход к повышенным параметрам пара будет сопровождаться резким,
увеличением содержания масла в отработавшем паре.
При существующих способах подачи смазки и применяемых сортах
и нормах расхода цилиндровых масел содержание масла в паре на вы­
ходе из паровой машины будет почти всегда превосходить 100 мг/кг.
В стационарных установках, где конденсат поршневой машины
используется для питания котлов, удается снизить содержание масла
в конденсате до 0,2 —0,5 мг/кг посредством последовательной очистки
на пути отработавшего пара и конденсата в развитой системе фильтров
механическими, физико-химическими и химическими способами. В су­
довых же условиях применение этих способов затруднительно, а иногда,
невозможно.
104

В речном флоте до последнего времени питательная вода очищается?
от масла в большинстве случаев только в конденсате, который для
этого пропускается через различные фильтрующие материалы. Но даже
и при развитой системе фильтров трудно добиться удовлетворительной
очистки воды этим способом, так как он требует от машинной команды
внимательного наблюдения за работой фильтров. Недосмотр или не­
своевременная смена фильтрующего материала может вызвать по­
падание в котел недопустимо высокого количества масла.
С целью улучшить и частично автоматизировать процесс маслоот-
деления в питательной воде на судах последних выпусков начали
устанавливать маслоотделители на пути отработавшего пара, благодаря
чему должны сильно разгрузиться и фильтры на конденсате. Однако,
как показал опыт эксплуатации, эти маслоотделители в большинстве
случаев плохо выполняли свое назначение.
Несмотря на одинаковую конструкцию, их эффективность была
различна в зависимости от условий работы, а иногда они совсем пере­
ставали работать, в связи с чем возникали даже предложения отка­
заться от установки маслоотделителей на судах. Такая точка зрения
неправильна. С помощью маслоотделения в отработавшем паре, в соче­
тании с последующей фильтрацией конденсата очищенного пара через
активированный уголь можно добиться наиболее полного и глубокого
удаления масла из питательной воды.
Такая система должна обеспечить получение пара, годного для
использования в турбине отработавшего пара и конденсата для питания
судовых водотрубных котлов.
Степень очистки и выбор рационального способа удаления масла
из отработавшего пара и конденсата в значительной мере зависят как
от сорта и качества смазывающего масла, так и от состояния и сте­
пени дисперсности загрязняющего масла.
Из цилиндровых масел лучше всего подвергаются улавливанию
чисто минеральные масла с высокой температурой вспышки и малой
вязкостью. Цилиндровые масла, содержащие небольшое количество
животных или растительных жиров (компаундированные масла),
в значительно большей степени чем чистые минеральные масла под­
вержены разложению и окислению, а также имеют склонность давать
отложения в цилиндрах, особенно при высоких температурах пара.
По причине разложения и окисления в паровой машине ожиренные
масла значительно труднее отделяются от отработавшего пара и кон­
денсата. Эти масла (применявшиеся для смазки паровых машин, ра­
ботающих насыщенным паром), образуют с конденсатом устойчивую
эмульсию, хотя и обладающую хорошими смазочными свойствами, но
по причинам, излагаемым ниже, нежелательную в тех силовых уста­
новках, где конденсат используется как питательная вода.
При тех высоких температурах, которые развиваются в паровой
поршневой машине, вязкость любого цилиндрового масла снижается
настолько, что оно легко уносится из машины быстрым потоком от­
работавшего пара, раздробляясь на мельчайшие частицы. Надо отметить,
что скорости течения пара в окнах золотниковых коробок, паровых
каналах и ресиверах паровой поршневой машины настолько велики,
что при таких скоростях неизбежно будут образовываться капли
весьма малого размера. Если эти частицы, имеющие капельно-жидкую
форму, не будут выделены из потока пара, то в процессе конденсации
они могут, за счет удара, частично ионизироваться. Электризация
частиц в паровом потоке может происходить также от трения струи
пара, содержащей жидкие частицы, о твердые стенки трубопровода.
105.

Масло, идущее в потоке отработавшего пара, находится не только
в капельно-жидкой форме различной дисперсности, но и в парообразном
состоянии. При конденсации такого водяного пара, несущего масло,
происходит частичное растворение масла в воде и образование кол­
лоидной системы, а нерастворимая часть остается в виде грубой или
тонкой дисперсии в капельно-жидкой форме .
Одновременно все ионизированные мелкие частицы масла, имеющие
однозначный электрический заряд, взаимно отталкиваются одна от
другой, образуя с водой устойчивую эмульсию и только частицы масла
в капельно-жидкой форме, не подвергшиеся ионизации, будут беспре­
пятственно соединяться в более крупные капли, отделяясь от воды
в виде свободного масла.
Вследствие сравнительно малого содержания масла в отработавшем
паре конденсатная вода представляет собой высокодисперсную, слабо
разбавленную эмульсию, обладающую исключительно высокой устой­
чивостью, которая определяется двумя противоположно действующими
факторами: свободной энергией в межфазной поверхности (межфазным
поверхностным натяжением) и электрическим зарядом капелек масла
(потенциалом их поверхности). Если бы первый фактор преобладал
над вторым, то произошел бы процесс коалесценции с понижением
степени дисперсности эмульсии из-за объединения отдельных капелек
масла в более крупные капли.
Обеспечить протекание такого процесса можно посредством при­
садки к эмульсии растворов щелочей, кислот или солей с целью ней­
трализации заряда частиц. Нейтрализация заряда частиц возможна и
непосредственнььм пропусканием через раствор постоянного электри­
ческого тока. При нейтрализации отрицательного заряда частиц масла
положительным ионом электролита масляная эмульсия теряет свою
устойчивость и происходит процесс коагуляции.
Кроме того, если конденсат паровой машины представляет собой
коллоидный раствор, то размер частиц масла не превосходит 200 милли­
микрон. Эти капельки настолько малы, что они, подобно молекулам
растворенного вещества в истинном растворе (размер частиц до 5 милли­
микрон), также движутся, т. е . под ударами молекул воды приходят
в так называемое броуновское движение, которое препятствует ка­
пелькам масла выделиться из раствора и всплыть на поверхность.
Если же, кроме того, капельки масла еще заряжены, то они взаимно
отталкиваются, благодаря чему не допускается образование из мелких
капелек более крупных.
Удаление масла из отработавшего пара и конденсата в капельно­
жидкой форме (свободное масло) возможно механическим путем;
растворенное же в конденсате масло (эмульсированное) улавливается
только коагуляцией или адсорбцией поверхностно активными вещест­
вами. Это значит, что конструкция машины (скорости пара на выходе
из машины) и конечная точка процесса (степень влажности отработав­
шего^ пара) могут иметь существенное влияние на образование масля­
ной эмульсии. Чем выше скорости отработавшего пара и чем больше
его влажность, тем большее количество эмульсированного масла со­
держится в конденсате паровой машины. В этом отношении паровые
машины многократного расширения имеют преимущество для судовых
установок по сравнению с прямоточными.
Приведенной выше зависимостью, определяющей эффективность
работы любой системы маслоотделения, может быть объяснена в не­
которых случаях (например, при перегретом паре) неудовлетворитель­
ная работа механических маслоотделителей на пути отработавшего
106

пара. Этим же может быть объяснена почти всегда наблюдаемая при
масляной эмульсии неудовлетворительная работа системы фильтров
на замасленном конденсате, если система не оборудована устройствами
для коагуляции, а также системы, исключающей фильтры с поверх­
ностно активным веществом.
Установка маслоотделителей на отработавшем паре необходима
также для сведения к минимуму количества масла, остающегося
в конденсате и образующего с ним устойчивую эмульсию.
Хотя температура кипения даже легких фракций цилиндрового
масла значительно выше температуры отработавшего пара, масло не
всегда движется в потоке пара в ярко выраженной капельно-жидкой
форме. Если начальная температура пара очень высокая, то в машине
происходит сильное испарение масла и пары этого масла не могут
быть уловлены механическим маслоотделителем, когда водяной пар
по выходе из машины остался перегретым (масло находится в состоя­
нии туманности).
В то же время растворенное в конденсате масло в виде истинного
или коллоидного раствора можно удалить лишь методами коагуляции
или адсорбцией поверхностно активными веществами. Этим же можно
объяснить малое распространение эмульсионной смазки в судовых
условиях, где силовая установка включает поверхностную конден­
сацию.
На основании этих соображений должны определиться целесооб­
разные пределы использования и эффективной работы как маслоотде­
лителей на пути отработавшего пара, так и фильтров на конденсате.
Опытами ВТИ, а затем и длительной проверкой в эксплуатации
установлено, что наиболее простым и эффективным способом обез­
масливания конденсата (там, где масло находится в растворенном со­
стоянии) является способ сорбции масла активированным углем.
Адсорбционная способность активированного угля весьма велика
и определяется его громадной поглощающей поверхностью. Вместе
с тем, эта поверхность энергетически не насыщена. Но из всех углей
только те будут способны поглощать масло из коллоидного раствора,
которые имеют крупнопористую структуру, так как частицы масла
имеют относительно большие линейные размеры и не смогут проник­
нуть в малые поры. К таким углям относятся березовый и торфяной
угли, активированные водяным паром при температуре около 850'С.
Малая скорость сорбции требует применения углей с небольшой круп­
ностью частиц от 0,3 до 1,5 мм. Насыпной вес березового угля
0,20—0,22 т/м8 и торфяного (более высокий)—0,27—0,30 т/м3. Благо­
даря этому, а также ввиду того, что он почти не слеживается в фильт­
рах, березовый уголь предпочтительнее.
При высоте слоя угля более 500 мм содержание масла в конден­
сате снижается с 25,0 до 0,5 мг/кг. Лучше всего работает активиро­
ванный уголь тогда, когда на него поступает конденсат с содержанием
масла не более 10 мг/кг; при этом конечное содержание масла в очи­
щенном конденсате составляет 0,2—0,5 мг/кг. Оптимальная скорость
фильтрации должна быть не более 7,5 м/час. Установка с таким фильт­
ром работает автоматически и достаточно надежно (без проскоков)
до тех пор, пока уголь полностью не истощится. Поглотительная
способность березового угля в верхнем слое достигает 400 г масла
на 1 кг угля.
Загрязнение угля маслом происходит неравномерно: загрязняются
главным образом верхние слои, нижние же остаются почти нетрону­
тыми. Поэтому со временем можно менять только 40% (верхний уголь),
107

а 60% передвигать наверх. Чем больше темп^РатУра ^н^со^іавл^ет
выше поглотительная способность угля; при 100 она составляет
30-50% его веса, при 50-60° С-не более 20—/0.
Для экономии активированного угля можно рекомендоватьрі -
нять в качестве верхнего слоя и подстилки в таком фильтре др ) л
кокс, который будет одновременно разгружать активированный уго
и препятствовать его выносу.
Однако, как показали опыты, при прохождении конденс
р
кокс и уголь щелочность и жесткость его несколько увеличиваются,
вследствие вымывания золы, заключенной в угле и коксе, осо енн
в начальный период работы фильтров. Поэтому целесообразно приме­
нять угли с минимальным содержанием золы и предварительно про­
мывать их тем же конденсатом.
„
Можно также отметить, что неудовлетворительный эффект обез­
масливания в фильтрах на конденсате наблюдается при наличии омы­
ваемых „ жирных “ масел или при наличии в масле примесей, склонных
к осмолению в присутствии активированного угля. Этим также можно
объяснить сложность использования в судовых условиях эмульсионной
смазки и отказ от применения компаундированных масел, содержащих
небольшую примесь животных или растительных жиров.
Для того чтобы избежать обогащение конденсата солями за счет
вымывания золы из фильтрующего материала, следует в соответствии
с предложением ВТИ заменять кварцевую подстилку в угольном
фильтре и весь фильтрующий слой в коксовом фильтре обыкновенным
древесным неактивированным углем. Такой уголь содержит очень ма­
лое количество золы, почти не слеживается и является дешевым и
недефицитным материалом. Вполне пригоден для целей очистки от
масла дешевый активированный уголь марки КАД (раньше рекомен­
довался березовый активированный уголь марки 20) с насыпным весом
0,2 т/м8 и крупностью зерен от 1 до 2 мм.
Таким образом, эффективная работа угольных фильтров на конден­
сате с содержанием масла не превышающим 10—20 мг/кг, позволяет
требовать от механического маслоотделителя на пути отработавшего
пара такого же предела очистки. Более глубокая очистка механическим
маслоотделением на паре в ряде случаев нецелесообразна, а иногда
и невозможна (масло в парообразном состоянии), так как при данной
конструкции маслоотделителя она может быть достигнута только за
счет увеличения его габаритов.
В связи с изложенным, существующие на судах последних выпусков
принципиальные тепловые схемы цикла пар—конденсат (рис. 1) могут
быть сохранены при условии четкого разграничения задач и степени
отделения масла в различных фильтрах, а также обязательной эффек­
тивной работы всех ее составных частей. Основное затруднение в на­
стоящее время заключается в создании такого механического масло­
отделителя на пути отработавшего пара, который, работая с высокой
эффективностью, удовлетворял бы судовым условиям.
В приведенной схеме основная часть масла, идущая с отработавшим
паром главной машины 2 и вспомогательных механизмов, отбивается
механическими маслоотделителями 3 и 11. Отбитое масло вместе
с конденсатом направляется в автоматически действующие маслоот­
водчики 12 и 13, а затем в маслосборную цистерну 14. Таким образом,
поверхности нагрева главного конденсатора 4 и подогревателей пита­
тельной воды максимально' защищены от замасливания. Из главного
конденсатора конденсат главной машины и вспомогательных механизмов
направляется в комбинированный фильтр кокса и активированного
108

ѵгля 6 посредством мокровоздушного насоса 5 и из подогревателей
питательной воды самотеком. Фильтр может быть смонтирован за одно
целое с теплым ящиком 7. При закрытом питании схема остается
в силе, так как маслоотделение и очистка конденсата от масла должны
закончиться до начала процесса деаэрации.
За счет тепла конденсата вспомогательных механизмов несколько
улучшится маслоотделение в фильтрах конденсата главной машины.
Вместе с тем, такая схема позволяет очищать конденсат как главных,
так и вспомогательных механизмов, что имеет очень существенное
значение. Из теплого ящика 7 питательным насосом очищенный кон-
Рис. 1.
денсат вместе с добавочной водой, прошедшей водоумягчение в уста­
новке /5, поступает в котел 1 через подогреватели питательной воды
и тканевый фильтр 16.
При работе по такой схеме питательная вода будет обладать над­
лежащим качеством и работа всей силовой установки будет достаточно
надежна.
Задача создания эффективно работающего механического масло­
отделителя на пути отработавшего пара, так же, как и высокоэффек­
тивного и простого механического паросепаратора, еще не получила
удачного разрешения.
'
Для сравнения паросепаратора с маслоотделителем приведем сле­
дующие цифры. Если бы кпд паросепаратора достиг 99,9% (идеальный
109

случай), то при начальной влажности 10,0% выходящий пар содержал
бы всего 0,01% влаги пли 100 мг воды на 1 кг пара, т. е . приблизи­
тельно столько же, сколько содержится масла в отработавшем паре,
который еще не был подвергнут очистке. Получение же пара после
сепаратора технически нормального (хорошая сепарация) допускает
содержание влаги в количестве 0,5% или 5000 мг воды/кг пара, т. е.
приблизительно в 50 раз больше содержания масла в отработавшеіМ
паре. Следовательно, для создания эффективного маслоотделителя для
отработавшего пара с очень малым, а тем более нулевым, влагосо-
держанием (перегретый водяной пар), должен быть принят совер­
шенно иной метод, отличающийся от метода, применявшегося ранее,
когда сепарация влаги пара и масла строилась на одинаковых прин­
ципах.
Работа прежних механических маслоотделителей была основана на
использовании, главным образом, сил инерции при изменении величины
или направления скорости потока пара, а также на принципе отделения
масла за счет смачивания и прилипания его к активным поверхностям
маслоотделителя при прохождении мимо них пара. Однако в боль­
шинстве случаев устройство осаждающей поверхности осуществлялось
явно нецелесообразно, так как оседающее на эти поверхности масло
вновь сдувалось паром по направлению движущегося потока (например,,
зигзагообразные маслоотделители с прямым ходом для потока).
Сепарация масла, основанная на этих принципах, требует сравни­
тельно больших габаритов маслоотделяющих устройств, обусловливае­
мых весьма малыми скоростями течения пара (не более 3—5 м/сек),
необходимыми для хорошей работы. Скорости же потока в трубе
отработавшего пара судовой паровой машины обычно в несколько де­
сятков раз выше.
Чисто механическое маслоотделение в отработавшем паре затруд­
няется еще присутствием во влажном паре так называемой остаточной
и сепарируемой влаги. Остаточная влага состоит из мелко раздроб­
ленных капель (дисперсионная влага), составляющих по данным ВТИ
в абсолютных значениях 0,2—0,3% (верхний предел); сепарируемая
влага состоит из крупных капелек.
Трудность сепарации заключается в удалении именно остаточной
влаги, а также в организации отвода отсепарированной влаги со
стенок сепаратора. Поэтому если после самого хорошего меха­
нического сепаратора получается не менее 0,2—0,3^% содержания
маслоотделителя даже
более 2,0—
иі вывод основан на предположении, что находящееся
в отработавшем паре масло переносится в капельках влаги с равно­
мерным их распределением. Такое предположение подтверждается
тем, что при переходе отработавшего пара из области перегретого-
в насыщенный, центрами конденсации должны оказаться частицы масла,
еще до этого находившиеся, хотя и в мелкодисперсном, но в капель­
ном состоянии.
Однако последними работами ЦКТИ установлено, что при любом,
процессе дробления жидкости невозможно получение капли сколь
угодно малых размеров. Этим ставится под сомнение разделение влаги
на остаточную и сепарируемую. Вместе с тем, если все капли ко­
пт п”ы*...?а3меР°в ^ез большого труда могут быть подвержены полному
возможность
капли, легко
увлажнение)*
остаточной влаги, то для обеспечения кпд
□ го0 потребовалрсь бы начальное влагосодержание
3,04. Этот вывод основан
—
-- - -- -- - а----------- -
Р^..? .СТаТ°чнУ10 и ^сепарируемую. Вместе с тем,
отделению из потока, то в дальнейшем не
повторного дробления образуемой пленки
увлекаемые потоком пара (так
ПО
исключена
на новые
называемое вторичное

Вторичное увлажнение пара представляет наибольшую опасность
для любого типа сепарационного устройства.
Следовательно, для повышения кпд механического маслоотделителя
потребуется увеличение влажности отработавшего пара. Однако боль­
шая влажность перед маслоотделителем нежелательна из-за большой
потери из цикла конденсата, отбиваемого вместе с маслом, независимо
от того, является ли причиной ее возникновения процесс расширения
пара в машине, при котором конечная точка процесса находится
далеко в области влажного пара (что экономически нецелесообразно),
если она появилась в результате специального охлаждения уже после
выхода пара из машины.
Следствием игнорирования физической стороны процесса масло-
отделения и явилось отсутствие такого высокоэффективного и универ­
сального маслоотделителя, который можно было бы рекомендовать-
для различных типов судовых паровых машин и всех возможных
параметров отработавшего пара.
Вышеприведенный анализ позволяет следующим образом сформу­
лировать основные требования, предъявляемые к маслоотделителям,
предназначаемым для судовых установок.
1. Основная очистка должна проходить на отработавшем паре
с дополнительной более тонкой и глубокой очисткой от масла на кон­
денсате. При этом маслоотделитель должен очищать отработавший
пар главных машин до остаточного содержания не более 15 мг/кг,
а вспомогательных механизмов не более 20 мг/кг, независимо от на­
чального маслосодержания.
2. Сопротивление маслоотделителя не должно превышать 10—15%
давления впуска на входе в маслоотделитель. Для этого начальное
сопротивление маслоотделителя главной машины следует принять не
более 0,02 ата, вспомогательных механизмов—0,1 ата.
3. В процессе работы маслоотделитель не должен сильно замасли­
ваться и его сопротивление при одинаковых нагрузках не должно
возрастать по сравнению с начальным более, чем в полтора раза
в течение 200—300 часов.
4. Маслоотделитель должен иметь возможно меньшие габариты
и вес. Он должен быть простым в изготовлении. Конструкция его
должна быть такова, чтобы его можно было быстро и легко разбирать
для осмотра, очистки и ремонта.
Кроме того, при разработке конструкции маслоотделителя должны
быть учтены не только указанные выше свойства цилиндрового масла
(сорт, вязкость, удельный вес) и степень загрязнения им пара, но
также параметры водяного пара (давление, температура, вязкость,
влажность, скорости и т. д.) .
Создание высокоэффективного маслоотделителя, отвечающего всем
требованиям судовых установок, возможно, и можно быть уверенным,
что эта проблема в скором времени получит положительное разре­
шение.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
.А. М. Каганов и В. В. Маслов
Опыт работы пароперегревателей ЦНИИРФа на
судах МРФ................................................................. $
J-f. А. Рождественский
Результаты испытаний судового секционного водо­
трубного котла повышенного давления............... 33
B. В . Веретенников
Результаты испытаний топки с шурующей планкой
для судового огнетрубного котла......................... 72
C. К . Брыков
Выбор типа решетки для механизированного мощного
судового газогенератора ..................................... 89
И. А. Туе
Очистка от масла отработавшего пара и конденсата
в судовых установках с паровыми машинами . . 103
Редактор Л. В . Арнольд.
Техн, редактор К. М . Волчок.
Подписано к печати 19/ХІІ 1952 г. М-54421.
Бумага 70Х108Ум. Бум. л . 3,5.
ііеч. л . 9,59. Уч .- изд . л. 10,0, Изд. No НТ-ЛО -0115. Тираж 1000 экз. Зак. No 222.
‘-2-я фабрика детской книги Детгиза Министерства Просвещения РСФСР. Ленинград,
2-я Советская, 7.

ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стра­
ница
Строка
Напечатано
J
Следует читать
По чьей
вине
12
4 св.
ккал/м2
ккал/м2час
автора
16
20 св.
ккал/м2
ккал/м2час
м
16
10 сн.
ккал/м8
ккал/м3час
и
16
9 сн.
кг/час
ккал/кг
11
31
23 св.
рис. 11
рис. 13
w
47
2 сн.
обогреваемых
необогреваемых
9
55 табл. 7, 1 гр.
6-й ряд
3—6 -й ряды
9
59
6и8сн.
0,025
0.25
•
5 сн.
на 32.0%
на 300%
104
16 сн.
1 илс/час
1 илс. час
•
ЦНИИРФ, выл. XVtll