П. А. Хаванов, доктор техн. наук, профессор кафедры теплотехники и котельных установок Московского государственного строительного университета (МГСУ), ведущий специалист компании "СЕЛЕКТ"

Значительные объемы нового строительства за последние годы в России и странах постсоветского пространства, новая ситуация связанная с привлечением к строительству малых предприятий и частных инвесторов и соответствующее формирование инвестиционной политики обусловили на большинстве строящихся объектов применение автономных отопительных котельных (от квартирных и коттеджных до РТС, а также источники теплоты на реконструируемых объектах), преимущественно с водогрейными котельными агрегатами малой мощности, до 20 МВт, как отечественного, так и импортного производства. Определенная специфика тепловых, аэро- и гидродинамических процессов в водогрейных котлах малой мощности, а также режимы и условия их эксплуатации, требуют внимательного анализа и учета при их применении, что в конечном итоге и определяет надежность и долговечность работы оборудования.

Важнейшей особенностью котлов малой мощности является тепловые режимы топок и связанные с ними физико-химические процессы горения, обусловленные масштабным переходом к малым геометрическим размерам топок, с уменьшением мощности котла. Это изменяет соотношение площади поверхности топки к её объёму обратнопропорционально её характерному размеру. Следствием этого является тот факт, что в малых котлах видимые тепловые напряжения топочного объёма в несколько раз превышают характерные для мощных котельных агрегатов, достигая значений q v =2 МВт/м 3 и выше (на газе и жидком топливе), при этом тепловые напряжения поверхностей нагрева в топке (q н =200 КВт/м 2) примерно соответствуют видимым тепловым напряжениям поверхностей нагрева мощных котлов.

Водогрейная котельная техника представлена на Российском рынке двумя основными типами котлов: водотрубные и жаротрубные. Отечественные разработки водогрейных котлов преимущественно представлены водотрубными котлами выпуск которых осваивают как крупные заводы «Дорогобужколомаш», Бийский котельный завод, «Вольф Энерджи Солюшен» и др., так и небольшие котлостроительные фирмы.

Независимо от типа котла необходимо отметить, что тепловой режим металла стенки котла определяется состоянием внутренней поверхности (со стороны охлаждающего теплоносителя), наличием отложений, их толщиной и свойствами. Внешние шлаковые сажевые и битумиозные отложения (как и внутренние) преимущественно влияют на эффективность теплопередачи от газового потока к теплоносителю и, следовательно, повышают температуру уходящих газов, снижают мощность и КПД котла. Однако, наибольшие неприятности часто связаны с увеличением аэродинамического сопротивления газового тракта котла, изменением и искажением характеристик горения, ухудшением экологических показателей работы.

1. Водотрубные водогрейные котлы.

Основные преимущества водотрубных водогрейных котлов обусловлены организованным гидравлическим режимом в трубных водяных контурах, что позволяет используя насосные схемы принудительной высокоскоростной циркуляции (в том числе с использованием рециркуляции) обеспечить допустимые тепловые (температурные) режимы, уменьшить негативные процессы загрязнения теплопередающих поверхностей со стороны теплоносителя, в том числе снизить требования по общей жесткости циркуляционной воды. В тоже время в водотрубных котлах необходимо строгое соблюдение гидравлического режима движения теплоносителя исключающего его вскипание на поверхностях нагрева, что, как отмечалось, для котлов малой мощности особенно важно в теплонапряженных участках топочных поверхностей нагрева. При обосновании скоростного режима необходимо ориентироваться на трубы с опускным движением теплоносителя в которых при указанных условиях теплообмена (q н =200 КВт/м 2) скорость движения теплоносителя должна быть, по известным зависимостям Рис.1, не менее 1,25÷1,35 м/с.

Рис.1 Схема водотрубного водогрейного котла и номограмма минимально допустимых скоростей воды в обогреваемых трубах водогрейных котлов.

Такой гидравлический режим обуславливает достаточно высокое гидравлическое сопротивление водотрубного водогрейного котла (обычно в пределах 0,5÷1,5 бар), причем не только в расчетном режиме, но и при всех промежуточных режимах работы с частичной или даже минимальной мощностью. Постоянный гидравлический режим, пожалуй, наиболее важный режимный фактор, обеспечивающий надежную работу всей трубной системы водогрейного водотрубного котла.

Ряд конструкций водогрейных водотрубных котлов поставляются производителем в виде нескольких укрупненных блоков, что требует дополнительных затрат при доставке котла, его сборке и монтаже на строительной площадке.

Последнего недостатка лишены жаротрубные водогрейные котлы, полностью изготавливаемые в заводских условиях и поставляемые в виде компактной моноблочной конструкции, часто с уже смонтированной тепловой изоляцией, внешней оболочкой, опорной рамой и т.д. Это делает конструкцию привлекательной для потребителя, существенно упрощает монтаж оборудования в котельной.

2. Жаротрубные водогрейные котлы.

Конструктивные схемы практически всех водогрейных жаротрубных котлов предполагают размещение в водяном объёме, внутри внешней прочной оболочки котла цилиндрической топки и дымогарных труб конвективных поверхностей. Компоновку котлов принято классифицировать как двухходовую и трехходовую. В обоих случаях развитие факела и движение продуктов сгорания по топочному объёму считается первым ходом, как для топок с осевым пролетным (без разворота факела) движением газов, так и для тупиковых реверсивных Рис.2 топок (с разворотом факела на 180° в задней части внутри топки к фронту котла). Таким образом, 2х-ходовые схемы предполагают один ход продуктов сгорания по конвективным жаровым трубам, а 3х-ходовые два ход Рис.3 с разворотом продуктов сгорания между пучками дымогарный труб на 180°.

Рис. 2. Схема газоходного тракта 2-х ходового котла с реверсивной топкой.

Рис. 3 Схема газоходного тракта 3-х ходового жаротрубного котла

Важнейшие недостатки жаротрубных конструкций обусловлены малой скоростью движения теплоносителя во внутреннем водяном объёме котла, имеющем значительный объем (удельный объём воды примерно от 0,5 до 1,5 м 3 /МВт), и большое расчётное живое сечение для движения котловой воды. Это приводит к неорганизованным гидравлическим режимам внутренней циркуляции со скоростями, соответствующими естественной конвекции порядка 0,01÷0,02 м/с, а в ряде зон водяного объема и ниже. По этой причине значение тепловых напряжений поверхностей нагрева котла по условиям недопущения пристенного вскипания воды гораздо ниже, чем у водотрубных котлов и являются основным фактором (наряду с загрязнением поверхностей со стороны воды накипью и шламовыми отложениями и др.), определяющим надёжную и безаварийную работу котла.

Конструкция трёхходового котла по сравнению с двухходовым, у большинства производителей имеет большую конвективную поверхность нагрева (дымогарных труб) и за счёт этого позволяет увеличить глубину охлаждения дымовых газов и повысить на 1-3% КПД котла. Большего значения КПД удаётся достичь установкой за водогрейным котлом агрегатного или блочного экономайзера (в том числе и конденсационного типа).

Оценивая качество жаротрубного котла необходимо учитывать как конструктивные решения, так и совершенство технологии изготовления. Так, наличие жесткого корпуса и безкомпенсационных по термическому удлинению торцевых поверхностей (трубные доски) с жесткой сваркой прямых жаровых труб и жестким креплением топки, близкое расположение жаровых труб к внешней необогреваемой оболочке котла приводит к повышенным напряжениям из-за некомпенсированной тепловой деформации как при холодных пусках, так и при переменных режимах эксплуатации. В этой связи весьма важно иметь информацию о расчётном значении на малоцикловую усталость металла, которая определяет количество циклов запуска из холодного состояния, измеряемое от нескольких сотен до десятков тысяч циклов. Помимо конструкции котла на эту величину влияет качество металла жаровых труб и трубных досок, технология и качество сварки, применение термоотпуска для снятия внутренних напряжений в сварной конструкции при изготовлении котла.

Менее надёжными оказываются и котлы с низким расположением жаровых труб, которые наиболее интенсивно заносятся шламом, из-за чего теплообмен ухудшается, температура стенки трубы увеличивается, что приводит к дополнительному локальному перегреву, увеличению нагрузок на сварочные швы и трубную доску. Для выравнивания и интенсификации теплообмена в конвективных поверхностях часто используют различного рода турбулизаторы потока вставляемые в жаровые трубы третьего хода или в концевые участки второго хода 2х-ходового котла. Здесь так же важно отметить, что жаровые котлы с реверсивной топкой, в силу отмеченных особенностей тепловых процессов, при развороте факела обеспечивают интенсификацию конвективного теплообмена в топке, этим достигается выравнивание тепловых потоков на поверхностях нагрева в топке, а также позволяют за счет активной рециркуляции части продуктов сгорания в корне факела горелки снизить эмиссию оксидов азота. Однако при этом в значительной мере происходит интенсификация теплообмена на трубной доске и начальных участках дымогарных труб в зоне разворота факела у переднего шамотного блока с учетом его вторичного излучения, из-за этих факторов трубная доска оказывается в чрезвычайно форсированном тепловом режиме, зачастую приводящем к её перегреву. Учитывая указанные особенности тепловых режимов фронтовой трубной доски, подавляющее большинство зарубежных производителей водогрейных жаротрубных котлов ограничивают область применения реверсивных топок котлами мощностью до 2,5 МВт.

Для любых топок жаротрубных котлов, особенно для реверсивных, необходим правильный подбор горелки не только по мощности, но и по соответствию конфигурации и размеров факела горелки топке котла. Должен быть исключен даже локальный «наброс» факела на холодную стенку топки во всех режимах её работы, с учётом необходимого напора для преодоления аэродинамического сопротивления газового тракта котла и метода регулирования нагрузки.

Указанные конструктивные моменты и особенности жаротрубных котлов необходимо учитывать при проектировании и организации их эксплуатации, в первую очередь учитывая, что негативные моменты наиболее проявляются при нарушениях гидравлических режимов охлаждения поверхностей нагрева, в подавляющем большинстве случаев приводящих к нарушению теплового режима металла стенки, отложениями накипи и др.

Так низкие скорости движения теплоносителя, большие объёмы воды приводят к интенсивному выпадению взвешенных частиц шлама как в нижней части котла, формируя зоны интенсивной подшламовой коррозии, так и на верхней образующей жаровых труб. Даже на «чистой» трубе при работе котла на расчётные параметры воды с температурой 95°С максимальные значения локальной температуры воды могут составлять около 130°С, а при 105 - примерно 145°С. Под пористыми шламовыми отложениями (и накипью) температуры металла стенки трубы и воды ещё выше, что ведёт к локальному вскипанию, интенсификации процесса накипеобразования, перегреву стенки трубы. Дополнительно необходимо отметить, что вскипание воды не только не смывает шламовые отложения на верхней образующей жаровых труб, но интенсифицирует формирование локальных отложений накипи и фактически увеличивает размер и уплотняет эти отложения. По этой причине желательно не снижать гидростатическое давление в котле ниже 4,5-5 бар, что, однако не может в полной мере подавить эти процессы. «Вялая» гидродинамика жаротрубных котлов объясняет необходимость глубокого умягчения воды до остаточной общей жесткости не более 0,01-0,02 (мг-экв)/л.

Максимальное уменьшение шламоотложения обеспечивается при использовании независимого подключения котлового контура в схеме теплоснабжения, исключающего попадание шлама из тепловых сетей и систем отопления потребителей. Следует ограничить использование магнитной и комплексоной обработки, даже при наличии шламоотделителей в схеме; использовать периодическую продувку, периодичность и время осуществления которой из нижних точек котла определяется водно-химическим режимом работы котла.

Необходимо обязательно поддерживать гидравлический режим работы котла с расчетным расходом теплоносителя, определяемым при расчётной нагрузке по допустимому перепаду температур на входе и выходе из котла. Обеспечить требуемую рециркуляцию теплоносителя с проверкой во всех режимах работы для исключения низкотемпературной коррозии в хвостовых поверхностях нагрева котла, которая рассчитывается по условию превышения температуры воды на входе в котёл температуры точки росы дымовых газов на 5°С.

Рассматриваемые вопросы не только касаются проектирования и организации работы жаротрубных котлов, но напрямую связаны и с режимами эксплуатации с позиций обеспечения технологических процессов. Так, позиционное регулирование мощности, отпускаемой потребителям «включено-выключено» объективно существенно сокращает ресурс работы котла, учитывая цикловую усталость металла, но и использование модулируемых горелок иногда, особенно в реверсивных топках может на пониженных нагрузках вызывать преждевременный разворот факела вблизи горелки, вызывая перегрев отдельных участков топки и фронтовой трубной доски. Аналогичный процесс развивается при значительных разряжениях в газоотводящем борове за котлом, в некоторых случаях, при малом аэродинамическом сопротивлении котла этот эффект проявляется при разрежении около 25 Па.

Недопустимы нарушения режимов эксплуатации котлов:

С несоответствующей или отключенной химводоподготовкой, даже при кратковременном ее отключении;

С внесением конструктивных изменений в котел - удаление турбулизаторов, изменение схемы подключения вход-выход по теплоносителю и др.;

С отключенными рециркуляционными насосами;

Без контроля температуры уходящих газов, аэродинамического сопротивления и гидравлических потерь давления в котле;

Без контроля утечек в тепловых сетях и без очистки сетевой воды от шлама, без периодической продувки.

Учет особенностей и специфики тепловых процессов в совокупности в жаротрубных котлах, правильная оценка всех факторов, определяющих режимы их работы и эксплуатации, квалифицированное сервисное обслуживание позволяют получить надежный, удобный и долговечный источник теплоты.

Содержание раздела

Аэродинамическое сопротивление газового и воздушного тракта обусловлено силами трения, возникающими при движении потока в канале и при преодолении различного рода препятствий. Для преодоления сопротивлений необходимо создать некоторый избыточный напор, достаточный для преодоления сопротивления трения. Чтобы правильно выбрать дымосос или вентилятор, необходимо выполнить аэродинамический расчет газового или воздушного тракта, задача которого - определение аэродинамического сопротивления. Расчет сопротивлений газового и воздушного тракта паровых и водогрейных котлов проводится по нормативной методике, разработанной ЦКТИ [ 1 ].

В соответствии со СНиП II-35-76 [ 2 ] аэродинамическое сопротивление серийно выпускаемых котлов следует принимать по данным заводов-изготовителей, которые для ряда котельных агрегатов приведены в табл. 6.2.1, 6.2.2. При изменении производительности котла или вида сжигаемого топлива производится пересчет сопротивлений газового и воздушного тракта в соответствии с упрощенной методикой, рекомендованной нормативным методом.

Аэродинамическое сопротивление какого-либо участка тракта складывается из сопротивления трения и местных сопротивлений. Сопротивление трения – сопротивление при течении потока в прямом канале постоянного сечения. Местные сопротивления связаны с изменением формы или направления канала. Сопротивление поперечно омываемых трубных пучков, не включаемое в местные сопротивления трения, – дополнительный вид сопротивления, характерный для котельных агрегатов.

Таблица 6. 2.1.

Сопротивление отдельных элементов газового и воздушного тракта серийных паровых котлов

Тип котла	Топливо	Сопротивление элементов газового тракта, Па			Сопротивление воздуш-ного тракта, Па
Котель-ный пучок	Газоходы	Золоуло-витель
Газомазутные котлы
ДЕ-4-14ГМ	Газ, мазут	191	475	-	940
ДЕ-6.5-14ГМ	555	903	-	1140
ДЕ-10-14ГМ	220	1550	-	1240
ДЕ-16-14ГМ	916	1680	-	1730
ДЕ-25-14ГМ	1530	2710	-	1860
Котлы со слоевыми топками:
КЕ-2,5-14С	Угольдонецкий	126	300	420	1050
харанорский	167	590
КЕ-4-14С	донецкий	205	300	430	750
харанорский	256	640
КЕ-6,5-14С	донецкий	246	300	420	750
харанорский	320	630
КЕ-10-14С	донецкий	366	300	430	750
харанорский	430	580

Таблица 6.2.2.

Суммарное сопротивление газового и воздушного тракта серийных водогрейных котлов

Тип котла	Топливо	Суммарное сопротивление, Па
газового тракта	воздушного тракта
Газомазутные котлы:
= КВ-ГМ-4 =	= Газ, мазут =	220	1300
КВ-ГМ-6,5	Газ, мазут	260	1300
КВ-ГМ-10	Газ	440	1350
	Мазут	460
КВ-ГМ-20	Газ	570	1800
	Мазут	600
КВ-ГМ-30	Газ	650	2800
	Мазут	670
КВ-ГМ-50	Газ, мазут	1000	2400
КВ-ГМ-100	Газ, мазут	1200	3100
Котлы со слоевыми топками:
КВ-ТС-4	Уголь	360	600
КВ-ТС-6,5	440	600
КВ-ТС-10	670	650
КВ-ТС-20	870	650
КВ-ТС-30	960	650

При постоянной плотности и вязкости движущейся в канале среды сопротивление трения определяется по формуле

\({\mathit{\Delta h}}_{\text{тр}}=\lambda \frac{l}{{d}_{э}}\frac{{w}^{2}}{2}\rho \),(6.2.1)

где  – коэффициент сопротивления трения, зависящий от относительной шероховатости стенок канала и числа Рейнольдса; l – длина канала, м; w – скорость протекающей среды, м/с; d э – эквивалентный (гидравлический) диаметр, м;  – плотность протекающей среды, кг/м 3 .

Эквивалентный (гидравлический) диаметр рассчитывается по формуле

\({d}_{э}=\mathrm{4F}/U\),(6.2.2)

где F – площадь живого сечения канала, м 2 ; U – «смоченный» периметр сечения, омываемый протекающей средой, м.

Местные сопротивления рассчитываются по формуле

\({\mathit{\Delta h}}_{м}=\xi \frac{{w}^{2}}{2}\rho \),(6.2.3)

где  – коэффициент местного сопротивления, зависящий от вида местного сопротивления (в отдельных случаях и от критерия Рейнольдса).

Сопротивление поперечно омываемых пучков труб выражается формулой, как для местных сопротивлений.

Произведение \({\mathit{\Delta h}}_{д}=\frac{{w}^{2}}{2}\rho \) называют динамическим напором и в расчетах определяют по графику на рис. 6.2.1 по действительной скорости продуктов сгорания (воздуха) и средней по тракту температуре потока. Так как график на рис. 6.2.1 построен для сухого воздуха при давлении 760 мм рт. ст., то согласно нормативному методу в конце расчета вводят поправку на действительную плотность потока. Поправка вносится по приведенной скорости потока. Если в исходных данных скорость потока определена при давлении 760 мм. рт. ст. (101080 Па), то приведенная скорость равна расчетной. В других случаях приведенная скорость определяется при фактическом рабочем давлении (и плотности) потока.

Сопротивление чугунных экономайзеров ВТИ и стальных гладкотрубных экономайзеров определяется по формуле

\({\mathit{\Delta h}}_{\text{поп}}=\xi \frac{{w}^{2}}{2}\rho \),(6.2.4)

где [] – определяется по действительной скорости и среднеарифметической температуре продуктов сгорания в экономайзере по графику на рис. 6.2.1, Па;  – коэффициент сопротивления.

Коэффициент сопротивления для чугунного экономайзера ВТИ

\(\xi =\mathrm{0,5}{z}_{2}\),(6.2.5)

где z 2 – число рядов труб в экономайзере.

Коэффициент сопротивления стального гладкотрубного экономайзера при коридорном расположении труб

\(\xi ={\xi }_{0}{z}_{2}\),(6.2.6)

где  0 – коэффициент сопротивления, отнесенный к одному ряду пучка, зависящий от отношений \({\sigma }_{1}={S}_{1}/d\), \({\sigma }_{2}={S}_{2}/d\) и \(\psi =\frac{{S}_{1}-d}{{S}_{2}-d}\), а также от числа Re; S 1 и S 2 – поперечный и продольный шаг труб по отношению к направлению потока, м; d – наружный диаметр труб, м.

Значение  0 определяется по следующим формулам: при  1   2 и 0,06    1

\({\xi }_{0}=2{\left({\sigma }_{1}-1\right)}^{-\mathrm{0,5}}{\text{Re}}^{-\mathrm{0,2}}\);(6.2.7)

при  1 >  2 и 1 <   8

\({\xi }_{0}=\mathrm{0,}\text{38}{\left({\sigma }_{1}-1\right)}^{-\mathrm{0,5}}{\left(\psi -\mathrm{0,}\text{94}\right)}^{-\mathrm{0,}\text{59}}{\text{Re}}^{-\mathrm{0,2}/{\psi }^{2}}\).(6.2.8)

Число Рейнольдса в формулах (6.2.7), (6.2.8) определяется по графику на рис. 6.2.2.

Коэффициент сопротивления стального гладкотрубного экономайзера при шахматном расположении труб

\(\xi ={\xi }_{0}\left({z}_{2}+1\right)\),(6.2.9)

где  0 – коэффициент сопротивления, отнесенный к одному ряду пучка, зависящий от отношений \({\sigma }_{1}={S}_{1}/d\) и \(\psi =\frac{{S}_{1}-d}{{S}_{{2}^{\prime }}-d}\), а также от числа Рейнольдса (определяется по рис. 6.2.2); S 1 и S 2 – поперечный и продольный шаг труб, мм; \({S}_{{1}^{\prime }}=\sqrt{\frac{1}{4}{S}_{1}^{2}+{S}_{2}^{2}}\) - диагональный шаг труб, мм.

Для всех шахматных пучков, кроме пучков с 3 <  1  10 и  > 1,7,

\({\xi }_{0}={c}_{s}{\text{Re}}^{-\mathrm{0,}\text{27}}\),(6.2.10)

где с s – коэффициент формы шахматного пучка. При 0,1    1,7 для пучков с  1  1,44

\({c}_{s}=\mathrm{3,2}+\mathrm{0,}\text{66}{\left(\mathrm{1,7}-\psi \right)}^{\mathrm{1,5}}\);(6.2.11)

при 1,7 <   6,5 для пучков с 1,44   1  3,0

\({c}_{s}=\mathrm{0,}\text{44}{\left(\psi +1\right)}^{2}\).(6.2.12)

Рис. 6.2.1. Динамическое давление h д при 760 мм. рт. ст. = 101 080 Па. Формула пересчета: h д2 = h д1 (w 2 /w 1) 2

Рис. 6.2.2. Определение числа Рейнольдса. Re = w Re’100; d пр =d /100 – приведенный диаметр, мм; t – температура потока, С.

Для трубчатого воздухоподогревателя при движении продуктов сгорания внутри труб его сопротивление складывается из сопротивления трения в трубах и сопротивления входа в трубы и выхода из них.

Скорость в трубах и температура потока для расчета обоих указанных сопротивлений принимаются средние для воздухоподогревателя из теплового расчета котла. Сопротивление трения определяется по рис. 6.2.3, а сопротивление вследствие изменения скоростей при входе и выходе рассчитывается по формуле

\({\mathit{\Delta h}}_{\text{изм}}=m\left({\xi }_{\text{вх}}+{\xi }_{\text{вых}}\right)\frac{{w}^{2}}{2}\rho \),(6.2.13)

где [] определяется по рис. 6.2.1, Па;  вх и  вых определяются по рис. 6.2.4 в зависимости от отношения суммарной площади живого сечения труб F к площади живого сечения газохода соответственно до и после воздухоподогревателя; m – число последовательно расположенных по ходу продуктов сгорания отдельных кубов воздухоподогревателя\,(6.2.14)

где z – число параллельно включенных труб; d вн – внутренний диаметр труб, м.

Отношение меньшего живого сечения (труб) к большему (газохода) может также рассчитываться по приближенной формуле

\(\frac{{F}_{м}}{{F}_{б}}=\frac{\mathrm{0,}\text{785}{d}_{\text{вн}}^{2}}{{S}_{1}{S}_{2}}\), (6.2.15)

где S 1 и S 2 – поперечный и продольный шаг труб в пучке, м.

Сопротивление механических золоуловителей рассчитывается по формуле (6.2.3), в которой за расчетную скорость принимается скорость незапыленных продуктов сгорания.

Коэффициент сопротивления

\({\xi }_{р}={k}_{1}{k}_{2}\xi \),(6.2.16)

где k 1 – коэффициент, учитывающий запыленность продуктов сгорания, для промышленных котлоагрегатов принимается равным 1; k 2 – коэффициент, учитывающий масштабный эффект по отношению к эталонному циклону, принимается для инерционных циклонов равным 1;  – коэффициент сопротивления эталонного циклона при продувке чистым воздухом.

Коэффициент сопротивления батарейных циклонов  принимается по табл. 6.2.3. Расчетная скорость определяется по суммарной площади сечений всех циклонных элементов батарейного циклона \({F}_{0}=n\mathrm{0,}\text{785}{d}^{2}\), где n – число параллельно включенных циклонных элементов.

Коэффициент сопротивления при установке отдельных циклонов принимается по табл. 6.2.4. Расчетной для единичного циклона принимается скорость в цилиндрической части корпуса.

Для типовых блоков циклонов при установке их на котлах паропроизводительностью от 2,5 до 6,5 т/ч коэффициент сопротивления принимается: для блоков циклонов в исполнении I \({\xi }_{\text{бл}}=\text{105}\), в исполнении II \({\xi }_{\text{бл}}=\text{115}\). Для нестандартных блоков циклонов коэффициент сопротивления определяется по нормам (см.[ 1 ], пункты 2-10).

Рис. 6.2.3. Потеря давления в трубах (щелях) трубчатых и пластинчатых воздухоподогревателей. d – диаметр труб или эквивалентный диаметр щелей, мм; h = c ш h’ гр l , Па.[]

Рис. 6.2.4. Коэффициенты сопротивления при внезапном изменении сечения: F м и F б – меньшее и большее сечение канала; h вых =  вых (w 1 2 /2); h вх =  вх (w 2 2 /2)

Таблица 6.2.3.

Коэффициенты сопротивления батарейных циклонов

Таблица 6.2.4.

Коэффициент сопротивления циклонов разных типов

Местные сопротивления газового и воздушного тракта котельного агрегата представляют собой повороты, разветвления, изменения сечения, шиберы. Коэффициент местного сопротивления в формуле (6.2.3) определяется в зависимости от формы сопротивления. В табл.6.2.5 приведены коэффициенты местных сопротивлений фасонных частей тракта.

Таблица 6.2.5.

Коэффициенты местных сопротивлений фасонных частей газового и воздушного тракта [ 3 ]

Газоходы на участке воздухоподогреватель – золоуловитель рассчитываются по расходу и температуре уходящих газов (за воздухоподогревателем), принятым из теплового расчета котлоагрегата. Газоходы на участке золоуловитель – дымосос и за дымососом рассчитываются по расходу и температуре продуктов сгорания у дымососа. При отсутствии золоуловителей газоход от воздухоподогревателя до дымососа рассчитывается по расходу газа у дымососа.

Расход продуктов сгорания (м 3 /с) у дымососа

\({V}_{д}={B}_{p}\left({V}_{г\text{.}\text{ух}}+{\mathit{\Delta \alpha V}}^{0}\right)\frac{{\vartheta }_{д}+\text{273}}{\text{273}}\), (6.2.17)

где B р – расчетный расход топлива, кг/с или м 3 /с; V г. ух – объем продуктов сгорания за воздухоподогревателем, м3/кг или м 3 /м 3 ;  – присос воздуха в газоходах за воздухоподогревателем, принимается по табл. 6.2.6; \({V}^{0}\) – теоретическое количество воздуха, м 3 /кг или м 3 /м 3 ; \({\vartheta }_{д}\) – температура продуктов сгорания у дымососа, принимается равной температуре уходящих газов, °С.

Таблица 6.2.6.

Расчетные значения присосов воздуха в топку и в газоходы паровых и водогрейных котлов при номинальной нагрузке

Топочные камеры и газоходы	
Топочные камеры пылеугольных котлов с твердым шлакоудалением и металлической обшивкой труб экрана	0,05
то же с обмуровкой и обшивкой	0,07
без металлической обшивки	0,1
Топочные камеры слоевых механических и полумеханических топок	0,1
Фестон, ширмовый пароперегреватель, первый котельный пучок котлов производительностью D > 50 т/ч	0
Первый котельный пучок конвективной поверхности нагрева котлов производительностью D ≤ 50 т/ч	0,05
Второй котельный пучок конвективной поверхности нагрева котлов производительностью D ≤ 50 т/ч	0,1
Пароперегреватель	0,03
Водяной экономайзер котлов производительностью D > 50 т/ч (на каждую ступень)	0,02
Водяной экономайзер котлов производительностью D < 50 т/ч:
стальной	0,08
чугунный с обшивкой	0,1
чугунный без обшивки	0,2
Воздухоподогреватели трубчатые, на каждую ступень: для котлов с D > 50 т/ч	0,03
для котлов с D ≤ 50 т/ч	0,06
Золоуловители циклонные и батарейные	0,05
Газоходы стальные (на каждые 10 м длины)	0,01
Газоходы кирпичные (на каждые 10 м длины)	0,05

Выбор площади поперечного сечения газовоздухопроводов следует производить при экономической скорости потока. Экономической скоростью называется такая, при которой суммарные эксплуатационные затраты минимальны (табл. 6.2.7).

Таблица 6.2.7

Приближенные значения экономической скорости в газовоздухопроводах котельных агрегатов с наддувом и уравновешенной тягой

Характеристика участка		Экономическая скорость, м/с
Удельный коэффициент местных сопротивлений \(\frac{\sum \xi }{l}\)	Расход по одному газовоздухопроводу, м/с	Газопроводы, воздухопроводы при t г.в  200°С, t м  30°С, воздуховоды горячего дутья	Воздухопроводы при t г.в  400°С, t м  30°С	Воздухопроводы холодного воздуха
0,1	100 - 200	8 - 10	11 - 13
10 - 20	011,5 - 13,5	17 - 19	8 - 9
2	16 - 18		11 - 12
0,07	100 - 200	9 - 11	12 - 14	7
10 - 20	13 - 16	18 - 20	9 - 10
2	17 - 19		12 - 13
0,04	100 - 200	10 - 12	15 - 17	7 - 8,5
10 - 20	15 - 17	22 - 24	10 - 11
2	19 - 22		15
0,02	100 - 200	14 - 17	19 - 23	9 - 11
10 - 20	18 - 21	25 - 28	12 - 14
2	21 - 24		15
0,01	100 - 200	17- 20	24 - 28	11 - 12
10 - 20	20 - 23	29 - 32	14 - 16
Прямые участки газовоздухопроводов	Любой	24 - 26	33 - 36	16 - 18

Примечание: t м – температура воздуха на входе в вентилятор.

Экономические скорости для паровых и водогрейных котлов, работающих с «наддувом», принимаются на 10% больше приведенных в табл. 6.2.7.

Коэффициент сопротивления для всех поворотов в канале подсчитывается по общей формуле

\(\xi ={K}_{\Delta }{\xi }_{0}BC\), (6.2.18)

где  0 – исходный коэффициент сопротивления поворота, зависящий от его формы и относительной кривизны; [] – коэффициент, учитывающий влияние шероховатости стенок: при обычной шероховатости стенок газовоздухопроводов котла среднее значение [] принимается равным 1,3 для отводов и 1,2 для коленьев; произведение [] для отводов и коленьев с закругленными кромками определяется по рис. 6.2.5; для коленьев без закругления кромок [] = 1,4; В – коэффициент, определяемый в зависимости от угла поворота по соответствующей кривой на рис. 6.2.6; при угле поворота 90° В = 1; С – коэффициент, определяемый для отводов и коленьев с закруглением кромок в зависимости от отношения размеров поперечного сечения a /b (где а – перпендикулярный к плоскости поворота размер) по соответствующей кривой на рис. 6.2.7; при круглом или квадратном поперечном сечении С = 1; для коленьев с острыми кромками С = 1 при всех значениях a /b.

Рис. 6.2.5. Значение произведения [] для поворотов газовоздухопроводов: а - для отводов (1) и сварных коленьев (составных поворотов) (2); б - для коленьев с закругленными кромками

1 – r вн = r н = r ; 2 - r вн = r , r н = 0; 3 - r вн = r , s  0,83(r + 0,6)

Рис. 6.2.6. Поправочный коэффициент к сопротивлению поворотов, зависящий от угла поворота. 1 – для отводов и коленьев с закруглением кромок; 2 – для коленьев с острыми кромками. | style="border:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.191cm;padding-right:0.191cm;"| []

Рис. 6.2.7. Поправочный коэффициент к сопротивлению поворотов, зависящий от формы сечения. 1 – для отводов с R /b  2 и коленьев с закруглением кромок; 2 - для отводов с R /b > 2; 3 - для коленьев с острыми кромками.

|} Произведение [] для коленьев с изменением сечения определяется по рис. 6.2.8 в зависимости от отношения выходного и входного сечений.

Рис. 6.2.8. Значения произведения K   0 для коленьев с закруглением кромок. F 1 , F 2 - входное и выходное сечение колена.

Рис. 6.2.9. Коэффициент сопротивления диффузора в прямом канале.

Угол раскрытия диффузора  определяется равенством tg(/2) = (b 2 -b 1)/(2l ); для пирамидальных диффузоров угол раскрытия определяется в плоскости соответствующей грани; при неравных углах раскрытия ( и )  р определяется по большему углу; для диффузора с переходом с круга на прямоугольник (или квадрат) и наоборот в формулу для определения tg(/2) - вместо стороны прямоугольника подставляется значение 2(F /) 0,5 , где F - площадь прямоугольника; значение  р при этом определяется по кривой 2

1 - конические и плоские диффузоры; 2 - пирамидальные диффузоры.

Сопротивления участков газовоздушного тракта при резких изменениях сечения определяется по формуле (6.2.3), а коэффициент местного сопротивления - по рис. 6.2.4. Скорость продуктов сгорания (воздуха) подсчитывается по меньшему сечению.

Рис. 6.2.10. Коэффициент сопротивления прямолинейных диффузоров, установленных за вентилятором или дымососом.

Рис. 6.2.11. Цокольная часть дымовых труб: а) – сечение входа в железобетонные и кирпичные трубы; б) – то же, в кирпичные трубы: в) – цоколь с двухсторонним подводом газоходов; г) – цоколь с подводом одиночного газохода.

Коэффициент сопротивления диффузора, отнесенный к входной (наибольшей) скорости, определяется по формуле

\({\xi }_{д}={\phi }_{р}{\xi }_{\text{вых}}\), (6.2.19)

где  вых – коэффициент сопротивления, соответствующий резкому увеличению сечения, определяемый по рис. 6.2.4 в зависимости от отношения начального и конечного сечений диффузора;  р – коэффициент полноты удара, определяется по рис. 6.2.9.

Коэффициент сопротивления плоского или пирамидального диффузора, установленного после вентилятора, определяется по графику на рис. 6.2.10 в зависимости от степени расширения (отношения выходного и входного сечений) диффузора и его безразмерной длины \(l/\sqrt{{f}_{1}}\).

На рис. 6.2.11 показаны наиболее типичные входы в дымовые трубы промышленных и отопительных котельных и их коэффициенты местного сопротивления (скорости отнесены к подводящему газоходу).

Сопротивление дымовой трубы складывается из сопротивления трения и потери от движения потока с выходной скоростью. При отсутствии данных о конструкции трубы сопротивление трения (в паскалях) определяется по приближенной формуле

\({h}_{\text{тр}}=\frac{\lambda }{\mathrm{8i}}\frac{{w}_{0}^{2}}{2}\rho \), (6.2.20)

где w 0 – скорость, м/с, в выходном сечении трубы, подсчитывается по диаметру выходного сечения трубы d 0 ;  – коэффициент сопротивления трения для бетонных и кирпичных труб, принимается  = 0,05; для стальных труб диаметром d 0  2 м  = 0,015; а при d 0 < 2 м  = 0,02; i – уклон трубы по внутренней образующей, принимается равным 0,02;  – плотность продуктов сгорания, определяется по температуре у дымососа (охлаждение продуктов сгорания в дымовой трубе не учитывается).

Суммарное сопротивление газового тракта при уравновешенной тяге (Па)

\(\mathit{\Delta H}=\left(\sum {\mathit{\Delta h}}_{1}\left(1+\mu \right)+\sum {\mathit{\Delta h}}_{2}\right){M}_{р}\frac{\text{101}\text{080}}{{p}_{б}}\),(6.2.21)

где [] – сумма сопротивлений газового тракта до золоуловителя, Па; ( – массовая концентрация золы в продуктах сгорания, кг/кг (вносится, если учитывалась при тепловом расчете котла); [] – суммарное сопротивление тракта после золоуловителя и самого золоуловителя, Па; М р =  0 /1,293 – поправка на разницу плотностей продуктов сгорания и сухого воздуха, определяется по рис. 6.2.12; р б – барометрическое давление, Па.

Рис. 6.2.12. Поправочный коэффициент M р и самотяга h’c (для воздуха определяется по штриховой линии А )

Перепад полных давлений при уравновешенной тяге

\({\mathit{\Delta H}}_{п}={h}_{т}^{\text{"}\text{"}}+\mathit{\Delta H}-{H}_{c}\),(6.2.22)

где [] – разрежение в верхней части топочной камеры, принимается равным 20 Па; [] – суммарное сопротивление газового тракта, Па; [] – суммарная самотяга газового тракта, включая дымовую трубу с соответствующим знаком, Па.

Самотяга (Па) любого участка газового тракта, включая дымовую трубу, при искусственной тяге определяется по формуле

\({h}_{с}=\pm \text{Hg}\left(\mathrm{1,}\text{21}-p{\rho }_{0}\frac{\text{273}}{\text{273}+\vartheta }\right)\),(6.2.23)

где Н – расстояние по вертикали между серединами начального и конечного сечений данного участка тракта (для дымовой трубы – ее высота), м; р – абсолютное среднее давление продуктов сгорания на участке, Па; при избыточном давлении, меньшем 5000 Па, принимается равным 1;  0 – плотность продуктов сгорания при давлении 101 080 Па и температуре 273 К, кг/м 3 ; [] – средняя температура продуктов сгорания на данном участке, °С; 1,21 – плотность наружного воздуха при давлении 101 080 Па и температуре 293 К.

Аэродинамическое сопротивление воздушного тракта котельной установки складывается из сопротивлений топочного устройства, сопротивлений отдельных элементов тракта и сопротивления воздухоподогревателя по воздушной стороне.

Аэродинамическое сопротивление воздушного тракта серийных котельных агрегатов принимается по данным, приведенным в табл. 6.2.1 и 6.2.2.

Аэродинамическое сопротивление воздушного тракта остальных котельных агрегатов рассчитывается в следующей последовательности:

Сопротивление топочных устройств принимается по данным в табл. 6.2.8;

Сопротивление отдельных элементов тракта определяется по формулам (6.2.1 – 6.2.3), (6.2.13 – 6.2.15), (6.2.18 – 6.2.19) либо по табл.6.2.5;

Сопротивление воздухоподогревателя по воздуху с поперечным обтеканием коридорного или шахматного пучка труб по формулам (6.2.3, 6.2.6, 6.2.9).

Скорость движения воздуха определяется по его расходу. При расчете воздушного тракта расход воздуха (м 3 /с) находится по формуле

\({V}_{в}={B}_{р}{V}^{0}\left({\alpha }_{т}-{\mathit{\Delta \alpha }}_{т}-{\mathit{\Delta \alpha }}_{\text{пл}}+{\mathit{\Delta \alpha }}_{\text{вп}}\right)\frac{{t}_{\text{вп}}^{\text{"}}+\text{273}}{\text{273}}\),(6.2.24)

где В Р – расчетный расход топлива, кг/с или м 3 /с; V ° – теоретическое количество воздуха, м 3 /кг или м 3 /м 3 ;  т и  пл – присосы воздуха в топке и системе пылеприготовления;  вп – присос воздуха в воздухоподогревателе, при расчете расхода горячего воздуха (после воздухоподогревателя) принимается  вп = 0; t в – температура воздуха, для холодного воздуха принимается t в = 30 °С, для горячего воздуха t в = t г.в.

Перепад полных давлений по воздушному тракту (Па)

\({\mathit{\Delta H}}_{п}=\mathit{\Delta H}-{H}_{с}-{h}_{т}^{\text{"}}\),(6.2.25)

где H – суммарное сопротивление воздушного тракта, Па; Н с – самотяга, учитывается только для воздухоподогревателя и всего воздухопровода горячего воздуха; [] – разрежение в топке на уровне ввода воздуха, определяется по формуле

\({{h}_{т}^{\text{"}}={h}_{т}^{\text{"}\text{"}}+\mathrm{0,}\text{95 {}H}^{\text{"}}\),(6.2.26)

где Н" – расстояние по вертикали между высшей точкой сечения выхода газов из топки и срединой сечения ввода воздуха в топку, м.

Государственным стандартом ГОСТ 30735-2001 [ 4 ] установлены требования к предельным значениям аэродинамического сопротивления трактов котельных агрегатов. Согласно ним требуемое разрежение за котлом на естественной тяге при номинальной теплопроизводительности не должно превышать указанного на рис. 6.2.13. Аэродинамическое сопротивление котлов, предназначенных для работы с принудительной тягой и под наддувом, не должно превышать указанного на рис.6.2.14. Исключения допускаются для котлов, в состав которых входят специальные тягодутьевые машины.

Таблица 6.2.8

Сопротивление топочных устройств для прохода воздуха

Тип топочного устройства	Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки	Сопротивление горелки или решетки со слоем топлива, Па
Газовые и газомазутные горелки
Подовая горелка (щелевая)	1,1-1,15	200
Вертикальная щелевая горелка	1,1-1,15	175
ГМ-2,5	1,1	800
ГМ-4,5	1,1	900
ГМ-7	1,1	1100
ГМ-10	1,1	1600
ГМП-16 (сопротивление приведено по первичному воздуху)	1,1	4000
ГМГ-1,5м, ГМГ-2м, ГМГ-4м, ГМГ-5м	1,15	1200
РГМГ-4	1,1	1000
РГМГ-6,5 и РГМГ-7	1Д	1800
РГМГ-10	1,1	1050
РГМГ-20	1,1	1500
РГМГ-30	1,1	2500
Топки для слоевого сжигания
Топки с цепной решеткой (антрациты AM и АС, А n = 0,5)	1,5-1,6	1000
Топки с пневмомеханическими забрасы-вателями и решеткой обратного хода	1,3-1,4	500
Топки скоростного горения для сжигания: рубленой щепы, W p = 50 %	1,2	700
дробленых отходов и опилок, W p = 50 %	1,3	1000

Аэродинамический расчет котельной установки

3.2 Аэродинамическое сопротивление котла

Котёл состоит из топки, выложенной внутри экранными поверхностями нагрева, по которым циркулирует вода. Примем габаритные размеры котла 11?24?18 м.

где ДР р -- разряжение на выходе из топки (20 ~ 30 Па). Примем ДР р = 25 Па;

ДР 4пов -- потери давления при четырех резких поворотах на угол 90° в камере, Па;

ДP кп -- потери давления в кипятильных пучках, Па;

ДР рс -- потери давления при резком сужении на входе в канал газового тракта, Па.

Объём дымовых газов, проходимых через котёл:

Площадь камеры котла равна:

Скорость дымовых газов в камере котла:

Плотность дымовых газов с, кг/м 3 , вычисляется по формуле:

Динамический напор:

Потери давления при четырех резких поворотах на угол 90° (о = 1) составляют:

Асинхронный электродвигатель серии 4А

Теория асинхронной машины основана на ее аналогии с трансформатором. Схема замещения асинхронной машины при вращающемся роторе аналогична схеме замещения трансформатора, разница состоит в том...

Расположение змеевиков в пароперегревателе может быть как коридорное, так и шахматное. Соответственно сопротивлением пароперегревателя является сопротивление коридорного или шахматного пучков труб. Принял: расположение шахматное...

Аэродинамический расчет котельной установки

Стальной змеевиковый экономайзер представляет собой пучок труб, набранный из стальных змеевиков диаметром 28 или 32 мм, со стенками толщиной 3 или 4 мм. Дымовые газы поперечно омывают змеевики...

Аэродинамический расчет котельной установки

Сопротивление воздухоподогревателя складывается из сопротивления трения в трубах и сопротивления входа в трубы и выхода из них. Параметры воздухоподогревателя берутся из воздушного тракта котлоагрегата...

Аэродинамический расчет котельной установки

; ; ...

Гидравлический расчет конденсатной системы трубопровода

; ; ...

Исследование и расчет двухполюсников и четырехполюсников

Характеристическое сопротивление - это такое входное сопротивление четырехполюсника, при котором в качестве нагрузки используется другое характеристическое сопротивление...

Освоение метода вызванной поляризации

Совместно с измерениями кажущейся поляризуемости?к в методе ВП используются и измерения удельного сопротивления с. Для однородной среды удельное сопротивление выражается формулой с =K*(?Uпр/I), (6) где К - коэффициент применяемой установки...

Переходные процессы в линейных и нелинейных электромагнитных системах

Соответствующий фрагмент полной схемы имеет вид: Входное сопротивление равно...

Полупроводниковые фотоприемники

Темновое сопротивление фотодиода сравнительно большое, поскольку оно определяется обратным током p - n-перехода, который имеет небольшое значение (особенно в кремнии)...

Релейная защита и автоматика элементов систем электроснабжения

Сопротивления кабелей выбираем исходя из экономической плотности тока. Максимальная нагрузка на кабельную линию L1(L2) с учетом работы АВР Расчет тока через кабельную линию: KЗ - коэффициент загрузки трансформатора = 0...

Сверхпроводники

Когда же исчезает сопротивление? Ответ на этот вопрос получил Камерлинг-Оннес ещё в 1914г. Он предложил весьма остроумный метод измерения сопротивления. Схема эксперимента выглядела довольно просто (рис.7)...

Физика сверхпроводимости

Полное аэродинамическое сопротивление котельной установки складывается из сопротивлений отдельных ее элементов.

Разряжение в топочном пространстве принимают в пределах 30 Па.

Аэродинамическое сопротивление котла
при номинальной нагрузке.

Аэродинамическое сопротивление водяного экономайзера ВТИ

, Па. (76)

Здесь Z 2 - число горизонтальных рядов труб экономайзера;

W эк - средняя скорость движения дымовых газов в экономайзере, м/с;

р г - плотность дымовых газов при средней температуре в экономайзере, кг/м 3 ;

, кг/м 3 . (77)

Аэродинамическое сопротивление боровов принимают из расчета
Па.

Аэродинамическое сопротивление шиберов
Па.

Аэродинамическое сопротивление дымовой трубы

, Па (78)

Здесь - коэффициент трения;

- коэффициент местного сопротивления на выходе из трубы;

d cp - средний диаметр дымовой трубы, м;

W дт - средняя скорость движения газов в дымовой трубе, ориентировочно может быть принята равной скорости на выходе из трубы, м/с;

р дт - плотность дымовых газов при температуре t ух

, кг/м 3 (79)

Таким образом, полное аэродинамическое сопротивление котельной установки

Проверка дымовой трубы на естественную тягу

Тягу, необходимую для преодоления полного аэродинамического сопротивления котельной установки, определяют из выражения

, Пa (81)

Самотяга принятой дымовой трубы

, Па (82)

где Н тр - принятая высота дымовой трубы, м;

t в - температура наружного воздуха. Учитывая, что наиболее неблагоприятные условия для естественной тяги имеют место в летний период, принимаем значение t в =30 равным летней расчетной температуре для данной местности, °С;

Р бар - барометрическое давление, мм рт. ст.

S c дт < S, необходима установка дымососов.

Выбор дымососов

Расчетная производительность дымососов прямого давления

, м 3 /ч (83)

Здесь В к - расчетное количество сжигаемого топлива

В к =м 3 /с;

V г - объем продуктов сгорания для ,V г =13,279 м 3 /м 3 .

Расчетное давление дымососа

, Па (84)

где 200 - температура газов при характеристических испытаниях дымососа, °С.

По производительности V д и напору Н д подбираем модель индивидуального /на каждый котел/ дымососа прямого действия:

Тип дымососа ДН-11,2

Производительность номинальная V д = 17000 м 3 /ч

Полное номинальное давление Н д = 1700 Па

Частота вращения n = 980 об/мин

КПД дымососов = 0,82

Электродвигатель к дымососу подбирают аналогично дутьевому вентилятору.

Принимаем к установке электродвигатель согласно данным :

Тип электродвигателя 4А-200 М6

Мощность N д = 22 кВт

Частота вращения n= 980 об/мин

5. Расчёт питательной установки

Выбор питательных насосов

В соответствии со СНиП II-35-76 для питания котлов с давлением пара более 0,17 МПа следует, как правило, предусматривать насосы с паровым приводом /поршневые бессмазочные или турбонасосы/ с использованием отработанного пара; при этом нужно устанавливать резервный насос с электроприводом.

В случае невозможности применения отработанного пара от насосов с паровым приводом необходимо предусматривать:

Насосы только с электроприводом при наличии двух независимых источников питания электроэнергией;

Насосы с электрическим и паровым приводом при одном источнике питания электроэнергией.

При определении производительности насосов учитываю расходы на питание всех рабочих паровых котлов, непрерывную продувку котлов, пароохладители котлов, редукционно-охладительные и охладительные установки. Количество насосов выбираю с таким расчетом, чтобы в случае остановки наибольшего по производительности насоса оставшиеся обеспечили подачу воды в указанном выше количестве.

Производительность питательного насоса

М 3 /ч (85)

- расход воды на редукционно-охладительную установку, кг/с.

Расчетное давление питательных насосов при установке баков деаэраторов определяю по формуле

М вод.ст. (86)

Здесь Р к -давление пара в котле, МПа;

Р д - давление в деаэраторе, МПа /для деаэратора атмосферного типа

Р д =0,125 МПа/;

Н сет - суммарное сопротивление всасывающей и нагнетательной магистралей плюс геометрическая разность /для расчета принимается Н сет =0,2 МПа/.

По производительности и давлению подбираем:

Центробежный насос с электроприводом:

Тип питательного насоса ПЭ-65-40

Производительность 65 м 3 /ч

Давление 440 м вод. ст.

Мощность электродвигателя 125 кВт

Насос с паровым приводом:

Тип питательного насоса ПТ-35-30

Производительность 30 м 3 /ч

Давление 530 м вод.ст.

Выбор конденсатных насосов

Производительность конденсатного насоса должна быть выше или равна часовому возврату конденсата

м 3 /ч (87)

Давление конденсатного насоса должно преодолеть гидравлические потери всасывающей и напорной линий, сопротивление деаэратора и геодезическую высоту нагнетания, считая от уровня конденсатного насоса до верха головки деаэратора. Ориентировочно

, м вод.ст. (88)