69 УДК 621.311.22 К ВОПРОСУ РЕКОНСТРУКЦИИ ДЫМОВЫХ ТРУБ Канд. техн. наук, проф. АКЕЛЬЕВ В. Д., канд. техн. наук СИЗОВ В. Д., магистрант ПИТИРИМОВ В. В. Белорусский национальный технический университет Исследованиям процессов низкотемпературной коррозии поверхностей нагрева котельных агрегатов, дымовых труб посвящены работы А. К. Виер- кова, В. Ш. Магадаева, Р. А. Петросяна, А. Ф. Гаврилова, И. И. Стрихи и др., в которых представлены результаты исследований по вопросам ме- ханизма образования коррозионных агентов в продуктах сгорания серосо- держащих топлив, взаимодействия образующейся серной кислоты с внут- ренними поверхностями дымовых труб с учетом теплообменных процес- сов, влияющих на их эффективную работу и долговечность. Для обоснованного выбора материалов в целях защиты низкотемпера- турных поверхностей футеровок дымовых труб необходимо иметь досто- верные сведения об агрессивности дымовых газов, общепринятым показа- телем которой в отношении низкотемпературной коррозии является со- 70 держание в газах серного ангидрида и значения газодинамических потерь давления. В работе проведены аналитические исследования, основанные на ана- лизе литературных источников, в которых устанавливается связь режимов сжигания топлива со значениями концентраций серного ангидрита в дымо- вых газах и кислотной точки росы. Температуры кислотной точки росы можно определить по формуле [1]: p кон p ;t t t= + ∆ (1) п ун3 п p 125 /1,05 , a Аt S∆ = °С, (2) где конt – температура конденсации влаги при ее парциальном давлении в газах; пS , пA , унa – опытные коэффициенты, определяющие приведен- ные содержания серы и золы в рабочем топливе, а также долю золы топли- ва в уносе соответственно. Изменения концентрации SO3 и кислотной точки росы в дымовых тру- бах в зависимости от количества серы в топливе Sp % могут быть описаны следующими эмпирическими зависимостями [2]: ( )pp н т, S , ;t f D= α ( )3 pSO н тS .С F D= α (3) Для негазоплотных котлов: при 0,5 < Sp < 1,5: ( ) 3 3 p SO т н 10 S 25 1,02 ,i D С D ⋅ = + α − %; (4) p p т н 128 4S 100( 1,02),i Dt D = + + α − °C; (5) при 1,5 < Sp < 3: ( ) ( )3 3 pSO т н 10 1,5 S 1,5 0,4 25 1,02 ,i D С D  ⋅ = + − ⋅ + α −  %; (6) ( )pp т н 128 3,6 1,6S 100( 1,02),i Dt D = + + + α − °C. (7) Для газоплотных котлов: при 0,5 < Sp < 1,5: ( ) ( )3 3 pSO т н 10 S 2 20 1,02 ,i D С D ⋅ = + + α − %; (8) ( )pp т н 128 4 S 2 80( 1,02)i Dt D = + + + α − ,°C; (9) при 1,5 < Sp < 3: 71 ( ) ( )3 3 pSO т н 10 3,5 S 1,5 0,4 20 1,02 ,i D С D  ⋅ = + − + α −  %; (10) ( ) 3 3 p SO т н 10 2,9 0,4S 20 1,02 ,i D С D  ⋅ = + + α −  %; (11) ( )pp т н 128 11,6 1,6S 80( 1,02)i Dt D = + + + α − ,°C, (12) где Dн, Di, αт, Sp, 3SO С – номинальная и фактическая производительности котлоагрегата, коэффициент избытка воздуха в топке и приведенное со- держание серы в рабочем топливе и концентрация SO3 соответственно. Приведенные зависимости [2] позволяют с достаточной точностью устанавливать значения концентраций сернистого ангидрида в дымовых газах и кислотные точки росы в зависимости от основных режимных пара- метров котлов и серосодержания мазутов. Как видно из приведенных соотношений (4), (6), (8), (10), (11), концен- трацию 3SO в дымовых газах можно снизить, воздействуя на избыток воз- духа, условия смешения топливовоздушной смеси, тепловые нагрузки то- почного объема и скорость охлаждения продуктов его сгорания, которая зависит от коэффициентов теплоотдачи у внутренней и наружной поверх- ностях дымовой трубы. Известно, что у внутренней поверхности дымовой трубы температура и скорость изменяются резко, а в центральной части – незначительно. В то же время отношение средней скорости к максимальной зависит от числа Рейнольдса [3] ( ) 0 Re . w f w = (13) При этом коэффициент гидравлического трения для гидравлически гладких труб определяется по известной формуле [3] тр 0,25 0,3164 , Re λ = (14) а при стабилизированном режиме течения число Нуссельта можно рассчи- тать [4] ( ) тр 0,667 0тр 0,125 Pe Nu , 1,07 12,7 8 Pr 1 n d d ∞ ∞ ∞ λ  µ =  µ+ λ −   (15) где ( ) 2тр 1,821 Re 1,64g − ∞λ = − – коэффициент гидравлического трения при изотермическом течении газов в трубе. Для турбулентного режима движения дымовых газов с учетом направ- ления теплового потока использовалась зависимость [4] 0,25 0,8 0,43 0 Pr Nu 0,021Re Pr , Pr d d ∞ ∞ ∞ ∞   =     (16) 72 из которой рассчитывались средние коэффициенты теплоотдачи при отно- шении длины к внутреннему диаметру l/d > 50. Результаты расчетов коэффициентов теплоотдачи у внутренней по- верхности дымовой трубы с использованием приведенных расчетных вы- ражений представлены в виде графических зависимостей. На рис. 1, 2 даны зависимости коэффициентов теплоотдачи у внутренней поверхности тру- бы от скорости потоков газа при постоянном расходе и различной темпе- ратуре. 6,0 6,2 6,4 6,6 6,8 7,0 7,2 7,4 7,6 7,8 8,0 3,8 4,3 4,8 Рис. 1. Зависимость коэффициента теплоотдачи у внутренней поверхности трубы от скорости потока газов при L = 180000 м³/ч = const: 1 – при t = 190 °С; 2 – 185; 3 – 180; 4 –175; 5 – 170; 6 – 165; 7 – 160 °С 9,4 9,6 9,8 10,0 10,2 10,4 10,6 10,8 11,0 11,2 11,4 11,6 11,8 12,0 6,5 7 7,5 8 Рис. 2. Зависимость коэффициента теплоотдачи у внутренней поверхности трубы от скорости потока газов при L = 300000 м3/ч = const: 1 – при t = 190 °С; 2 – 185; 3 – 180; 4 – 175; 5 – 170; 6 – 165; 7 – 160 °С 1 2 3 4 5 6 7 α1, Вт/(м2⋅°С) ω, м/с 1 2 3 4 5 6 7 α1, Вт/(м2⋅°С) ω, м/с 73 На рис. 3, 4 представлены зависимости коэффициента теплоотда- чи у внутренней поверхности трубы от расходов газов при заданных температурах и различных диаметрах. Для определения коэффициента теплоотдачи у внешней поверхности трубы можно воспользоваться следующими зависимостями [4]: • при Re 40∞ < 0,25 0,5 0,37 0 Pr Nu 0,52Re Pr , Pr ∞ ∞ ∞ ∞   =     (17) для воздуха 0,5Nu 0,43Re ;∞ ∞= (18) • при 340 Re 10< < 0,25 0,6 0,37 0 Pr Nu 0,26Re Pr , Pr ∞ ∞ ∞ ∞   =     (19) для воздуха 0,6Nu 0,216Re ;∞ ∞= (20) • при 3 5Re 1 10 2 10= ⋅ − ⋅ 0,25 0,8 0,37 0 Pr Nu 0,023Re Pr , Pr ∞ ∞ ∞ ∞   =     (21) для воздуха 0,8Nu 0,021Re .∞ ∞= (22) 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5 11,0 11,5 12,0 170 000 190 000 210 000 230 000 250 000 270 000 290 000 Рис. 3. Зависимость коэффициента теплоотдачи от расхода газов при tгаза = 160 °C: 1 – ∅ = 3,6 м; 2 – 3,7; 3 – 3,8; 4 – 3,9; 5 – ∅ = 4,0 м 1 2 3 4 5 α 1, В т/ (м 2 ⋅° С ) 170000 190000 210000 230000 250000 270000 290000 L, м3/ч 74 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5 11,0 11,5 12,0 170 000 190 000 210 000 230 000 250 000 270 000 290 000 Рис. 4. Зависимость коэффициента теплоотдачи от расхода газов при tгаза = 190 °C: 1 – ∅ = 3,6 м; 2 – 3,7; 3 – 3,8; 4 – 3,9; 5 – ∅ = 4,0 м За характерный размер принят внешний диаметр трубы, скорость отне- сена к устью трубы, характерная температура – средняя по сечению или средняя в трубе. Результаты расчетов приведены в виде графических зави- симостей на рис. 5, 6. Для снижения скорости охлаждения продуктов сгорания и коэффици- ента теплоотдачи необходимо стремиться к уменьшению коэффициента газодинамического сопротивления у внутренней поверхности дымовых труб, чего можно достичь при использовании для реконструкции дымовых труб газоотводящих стволов из различных материалов, диаметры которых соответствуют объему отводимых газов. 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 5 10 15 20 Рис. 5. Зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости ветра и различных диаметров трубы при температуре наружного воздуха –25 °С: 1 – ∅ = 3,6 м; 2 – 3,7; 3 – 3,8; 4 – 3,9; 5 – 4,0 м α 1, В т/ (м 2 ° С ) 1 2 3 4 5 α 2, В т/ (м 2 ⋅° С ) 1 ω, м/с 2 3 4 5 170000 190000 210000 230000 250000 270000 290000 L, м3/ч 75 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 5 10 15 20 Рис. 6. Зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости ветра и температуры наруж- ного воздуха при наружном диаметре трубы 4 м: 1 – t = (–25) °С; 2 – (–20); 3 – (–15); 4 – (–10); 5 – (–5) °С Наиболее часто находят применение газоотводящие стволы из углеро- дистой стали, которые имеют ограниченный срок службы. Более долговеч- ны конструкции из нержавеющей стали, но их стоимость велика. По наше- му мнению, наиболее эффективными и долговечными материалами для газоотводящих стволов являются композиционные материалы на основе стеклопластика, позволяющие создать герметичную, газоплотную и невос- приимчивую к агрессивному воздействию газов и конденсатов конструк- цию дымовых труб. Для сравнения качества поверхности материалов, используемых для защиты внутренней поверхности дымовых труб от воздействия агрессив- ных дымовых газов, необходимо определять газодинамические потери давления в трубе вследствие сил трения газов у поверхности. Потери давления на трение определяются по известной формуле тр тр , Па,P R nl∆ = (23) где n, l, Rтр – поправочный коэффициент, учитывающий гидравлические характеристики поверхности; длина участка трубы, м; удельные потери давления на трение, Па/м. Удельные потери давления на трение опреде- ляются как [5] 2 тр тр ,2 R d λ ρω = (24) где λтр, d, ω, ρ – коэффициент гидравлического трения, диаметр трубы, м, скорость движения газов в дымовой трубе, м/с, плотность газов, кг/м3. Коэффициент сопротивления трения λтр при турбулентном течении для гидравлически шероховатых труб по А. Д. Альтшулю 0,25 э тр 68 0,11 , Re k d  λ = − +    (25) α 2, В т/ (м 2 ° С ) ω, м/с 1 3 2 4 5 76 где kэ – абсолютная эквивалентная шероховатость поверхности исполь- зуемого материала. Для сравнения были произведены расчеты газодинамических потерь давления дымовой трубы, облицованной изнутри кирпичом и композици- онным материалом на основе стеклопластика, при различных расходах дымовых газов. Результаты расчетов приведены на рис. 7. 120 130 140 150 160 170 180 L, тыс. м3/ч Рис. 7. Зависимость газодинамических потерь давления в дымовой трубе, облицованной изнутри кирпичом и композиционным материалом на основе стеклопластика, от расхода газов: 1 – газодинамические потери дымовой трубы, облицованной изнутри кирпичом; 2 – то же, композиционным материалом на основе стеклопластика Сравнение результатов показывает, что при одинаковых расходах ды- мовых газов газодинамические потери давления при выполнении газоотво- дящего ствола из композиционного материала на основе стеклопластика практически в два раза меньше, чем при внутренней облицовке из кирпича, вследствие чего при введении вовнутрь дымовой трубы газоотводящего ствола из стеклопластика меньшего диаметра объемы удаляемых газов можно увеличить, тем самым снижая вероятность появления кислотной точки росы на внутренней поверхности и устраняя причины образования конденсата. Для решения конкретной задачи использования газоотводящих стволов из композиционного материала на основе стеклопластика были проанали- зированы существующие технические решения в этой области. Наиболее близкими по технической сущности и предлагаемой кон- струкции явилась дымовая труба [6], содержащая наружную трубу и внут- ренний составной металлический газоотводящий ствол, секции которого выполнены с возможностью вхождения и размещения друг в друге по принципу «телескоп» и подвешены относительно друг друга и относитель- но верхней части наружной трубы, причем все комплекты секций распо- ложены последовательно по высоте трубы, а для подвешивания верхних секций на внутренней поверхности наружной трубы предусмотрены наружные элементы. В то же время недостатками этой дымовой трубы являются: • необходимость антикоррозионного покрытия внутреннего металличе- ского газоотводящего ствола; 1 2 6,0 RL+Z, Па 5,0 4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 77 • образование завихрений потока уходящих газов в местах соединения секции; • сложность в изготовлении телескопической конструкции; • большая масса металлического газоотводящего ствола; • при реконструкции дымовых труб невозможно выполнить монтаж без остановки технологического процесса. Нами было предложено решение [7], суть которого заключается в сле- дующем: газоотводящий ствол выполнен из коррозионно-стойкого матери- ала в виде цилиндра, высота которого составляет 1/3 высоты дымовой тру- бы, расположенного в ее верхней части, при этом в торцах цилиндра за- герметизировано пространство между трубой и газоотводящим стволом, кроме того, шероховатость внутренней поверхности газоотводящего ствола в 10 раз меньше шероховатости внутренней поверхности наружной трубы. При проведении реконструкции действующей дымовой трубы газоот- водящий ствол вставляется методом «сверху вниз», для чего на оголовке трубы устраивается раструб и газоотводящий ствол вставляется в этот рас- труб, а в нижней части опирается через поворотные сегменты на несущие элементы дымовой трубы. После установки газоотводящего ствола раст- руб убирается, ствол фиксируется кольцом из металлической пластины δ ≤ 5 мм и закрепляется с помощью шпонок. Пространство между наруж- ной поверхностью газоотводящего ствола и внутренней поверхностью ды- мовой трубы заполняется по торцам газоотводящего ствола уплотняющим газонепроницаемым материалом. Таким образом, дымовые газы после сжигания в топке топлива с со- держанием агрессивных примесей движутся вверх по стволу дымовой трубы. Температура газов по мере продвижения их к оголовку падает и в верхней части ее на высоте не менее 2/3 высоты дымовой трубы дости- гает температуры точки росы, образовавшийся конденсат стекает вниз по внутренней поверхности газоотводящего ствола, не причиняя вреда внут- ренней поверхности дымовой трубы. В Ы В О Д Ы 1. Приведены уравнения для определения кислотной точки росы и кон- центрации SO3 на поверхности дымовых труб, рассчитаны коэффици- енты конвективной теплоотдачи, которые могут изменяться от 8,2 до 11,3 Вт/(м2·К). Коэффициенты теплоотдачи у внешней поверхности труб изменяются от 10,2 до 34,0 Вт/(м2·К). Приведены расчеты газодинамиче- ских потерь давления в дымовой трубе, которые практически в два раза меньше при выполнении газоотводящего ствола дымовых труб из компо- зиционного материала на основе стеклопластика по сравнению с кирпич- ной кладкой. 2. Установлена возможность реконструкции дымовых труб при монта- же внутри нее устанавливаемого стеклопластикового газоотводящего ство- ла, который исключает воздействие агрессивных дымовых газов, уменьша- ет термонапряженные воздействия на железобетон, позволяет увеличить 78 объемы удаляемых газов вследствие меньших газодинамических потерь давления по длине. 3. Показано, что монтаж стеклопластикового газоотводящего ствола дымовой трубы возможен практически без остановки работы котельного агрегата и может выполняться «сверху вниз», что обеспечивает беспере- бойную, надежную и эффективную работу. Л И Т Е Р А Т У Р А 1. Т е п л о в о й расчет котельных агрегатов: нормативный метод / Н. В. Кузнецов [и др.]; под ред. Н. В. Кузнецова [и др.]. – М.: Энергия, 1973. 2. С т р и х а, И. И. Низкотемпературная коррозия и эколого-экономические показатели котельных установок тепловых электростанций / И. И. Стриха. – Минск: НИГП «БелТЭИ», 1998. – 300 с. 3. Г и д р а в л и к а, водоснабжение и канализация: учеб. пособие для вузов / В. И. Ка- лицун [и др.]. – 4-е изд., перераб. и доп. – М.: Стройиздат, 2003. – 397 с. 4. Ж у к а у с к а с, А. А. Конвективный перенос в теплообменниках / А. А. Жукаус- кас. – М.: Наука, 1982. – 472 с. 5. Т е п л о с н а б ж е н и е и вентиляция: курсовое и дипломное проектирование / под ред. проф. Б. М. Хрусталева. – М.: Изд-во «АСВ», 2005. – 576 с. 6. П а т е н т RU 2160814, МПК³ Е 04Н 12/28. 7. П а т е н т BY 4172 U 2008.02.28 МПК(2006) Е 04Н 12/00. Представлена кафедрой теплогазоснабжения и вентиляции Поступила 25.05.2009