CC BY
22
УДК 621.3.032.434
В.В. Толмачев, ИЛ. Богов
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НА ФИЗИЧЕСКИХ МОДЕЛЯХ ВИХРЕВОГО ЗАПАЛЬНО-СТАБИЛИЗИРУЮЩЕГО ГОРЕЛОЧНОГО МОДУЛЯ ДЛЯ ТУРБОУСТАНОВОК
Режимы пусков газотурбинных (ГТУ) и паротурбинных установок (ПТУ) — важнейшие динамические характеристики, определяющие маневренные свойства этих установок. При пуске энергетических турбоустановок широко используются факельно-искровые системы розжига камер сгорания (КС) или топок котлов, в которых применяются газовые запальные устройства (ЗУ) [1,2]. Одно из основных требований, предъявляемых к этим системам розжига, — обеспечение высокой эксплуатационной надежности их элементов, в частности запально-горелочных устройств. Отказы запальных устройств приводят к отсрочке запуска турбоустановок и, следовательно, несвоевременному вводу их в электросеть, недовыработке электроэнергии, потере топлива, снижению ресурсных показателей [3,5—8], а в ПТУ — к нарушению взрывопожаробезопасности котельных агрегатов.
В наибольшей мере этим требованиям удовлетворяют вихревые запально-горелочные устройства (ВЗГУ), разработанные на кафедре
турбиностроения и средств автоматики ПИМаш в 80-е годы [3]. Однако при разработке и внедрении этих ВЗГУ не был применен комплексный подход в осуществлении их теоретических и экспериментальных исследований, отсутствовали достоверные экспериментальные данные об аэродинамической структуре потока, тепловых и рабочих характеристиках, пределах рабочего регулирования по расходу газа и др., что сдерживало разработку методики проектировочного расчета этих устройств.
Потенциальные возможности использования таких устройств далеко выходят за рамки указанной выше области. Так, например, ВЗГУ могут успешно применяться и при создании микрофакельных камер сгорания, пламеперебрасы-вающих патрубков, систем технологического нагрева при проведении монтажных и демонтаж-ных работ энергетического оборудования и др. Поэтому целесообразно осуществить комплексную теоретическую и экспериментальную отработку ВЗГУ в качестве системного вихрево-
Рис.1. Фронт пламени в модели ВЗГУ на рабочем режиме:
а — в кварцевой трубе и на выходе из нее в свободное пространство; б — вид с открытого торца кварцевой трубы; в — свободный запальный факел на выходе из трубы ВЗГУ
го запально-стабилизирующего горелочного модуля (ВЗСМ), включая определение рядахарак-теристикэтого модуля — геометрических, аэродинамических, тепловых, рабочих и др.
В основу принципа работы ВЗГУ положен вихревой способ передачи пламени (ВСПП), заключающийся в распространении и стабилизации внутри трубы трубчатого фронта горения, способного перемещаться на весьма значительное расстояние (примерно на 0,2—3,0 м) и на срезе этой трубы обеспечивать существование устойчивого открытого факела [3]. На рис.1 можно видеть фронт пламени в модели ВЗГУ на рабочем режиме. Применение кварцевой трубы в экспериментальных исследованиях позволило осуществить визуализацию процесса передачи пламени. Исследования структуры и аэродинамических характеристик закрученного потока проводились на препарированных физических моделях ВЗСМ, конструктивные схемы которых
представлены на рис. 2, а (без сужения вихревой камеры 7) и на рис. 2, б (с сужением в конфузоре 9). Данные модели продувались воздухом, подаваемым в тангенциальный канал 5. Конструкции закручивающих устройств в моделях ВЗСМ отличаются от типовых расположением тангенциального канала 5 для подвода воздуха (горючей смеси) на расстоянии Ьтк / Вк = 0,75—1,5 от герметичной торцевой стенки 3 вихревой камеры 7(см. рис. 2).
В качестве критерия, связывающего основные геометрические характеристики закручивающего устройства, принимается конструктивный параметр в следующем виде [4]:
ф:хк=^1^пРк, (1)
'с к
где Гк — площадь поперечного сечения камеры закручивающего устройства; Гс — площадь наименьшего поперечного сечения тангенци-
Рис. 2. Конструктивные схемы физических моделей вихревого запально-стабилизирующего модуля: а — без конфузора в выходном сечении камеры закручивающего устройства ^каа =Гтр/Гк=1); б— с конфузором в выходном сечении камеры закручивающего
устройства (Гкоп<1):
1 — направляющие трубки для радиального ввода датчиков: зонда угломера, зонда статического и полного давления; 2— свеча зажигания; 3— торцевая стенка камеры закручивающего устройства; 4— полузамкнутая часть камеры закручивающего устройства; 5 — тангенциальный канал для подвода воздуха (горючей газовоздушной смеси); 6— проточная часть камеры закручивающего устройства; 7— камера закручивающего устройства; 8— вихревая труба; 9— прямой конфузор в выходном сечении камеры закручивающего
устройства
ального канала; Ьвх — плечо закрутки; Ик — радиус камеры закручивающего устройства; Рк — конструктивный угол закрутки, принятый равным 90°.
В качестве варьируемых параметров испытываемых моделей принимались следующие безразмерные комплексы, входящие в выражение (1): Ек/Гс — отношение площади сечения камеры закручивающего устройства к площади наименьшего сечения тангенциального канала; Азх/^к ~~ отношение плеча закрутки потока к внутреннему радиусу камеры закручивающего устройства. В зависимости от задачи исследований в качестве варьируемых параметров моделей принимаются относительные величины: длины трубы Ьтр^тр, шероховатости ее внутренней стенки 9 = 29/с1тр и площади местного конфузорного сужения выходного сечения камеры закручивающего устройства Гкон = Е^/Г^
При анализе газодинамических характеристик закрученных потоков в вихревых системах широко используется критерий подобия — интегральный параметр закрутки потока, который характеризует интенсивность его закрутки, особенности локальной структуры и интегральные свойства [4]:
Ф =
м
КХГ
(2)
где М = 2п ^рилмг2с1г — осевая составляющая мо-
о
мента количества движения потока (МКД); к
Кх = 2п |ри^гйг — осевая составляющая коли-о
чества движения потока (КД); К — радиус вихревой камеры; г—текущий радиус канала; р — плотность газообразной среды; и и»- соответственно осевая и вращательная составляющие абсолютного вектора скорости потока.
Для определения зависимости интегрального параметра Ф*х закрутки потока на входе в вихревую трубу от конструктивного параметра Ф*В5К закручивающего устройства разработаны физические модели ВЗСМ, относительные геометрические параметры которых представлены в табл.1.
Таблица 1
Относительные безразмерные комплексы моделей ВЗСМ без местного конфузорного сужения камеры закручивающего устройства
Модели Fk/FC ^вх / ^к ^гр /^тр Фвхк F 1 кон
1 6,8 0,62 18,3 4,2
2 11,4 0,70 14,2 8,0 1
3 16,2 0,75 11,9 12,2
4 18,4 0,77 11,1 14,2
Для исследования влияния относительной величины конфузорного сужения /¡^ (угла сужения конфузора 2 у) выходного поперечного сечения камеры закручивающего устройства на кинематику потока, аэродинамические характеристики и работоспособность модуля в условиях с горением разработаны геометрически подобные модели ВЗСМ (см. рис. 2,6), отличающиеся от моделей, представленных на рис. 2, а, величинами FKOH. Основные безразмерные комплексы моделей ВЗСМ с конфузорным сужением камеры закручивающего устройства (FKOH< 1) приведены в табл.2.
На моделях ВЗСМ исследовались влияния интегрального параметра Фвх закрутки потока на входе в вихревую трубу и величины FKOH относительного местного конфузорного сужения на величину относительного диаметр приосевого
возвратного тока — dOT =й?0т//й?тр.
Модель № 3 с геометрическими параметрами, приведенными в табл. 2, используется при ра-счетно-теоретических исследованиях параметров закрученного потока методом численного моделирования в газодинамическом программном комплексе Fluent. Трудности измерения динамических параметров потока в приосевой области моделей ВЗСМ, обусловленных уменьшением относительного сужения камеры закручивающего устройства FKOH, интегрального параметра Фвх закрутки потока на входе в трубу и влиянием частоты прецессии вихревого ядра (ПВЯ), потребовали проведения численного эксперимента и более детального моделирования течения в приосевой области с помощью упомянутого про-
Таблица 2
Основные безразмерные комплексы моделей ВЗСМ с местным конфузорным сужением камеры закручивающего устройства
Модели LBX / RK ^*гр /^тр Фвхк ^кон >(2у)
1 6,8 0,62 18,3 4,2 0,563 (34е) 0,44 (45е) 0,25 (63е)
2 11,4 0,70 14,2 8,0
3 16,2 0,75 11,9 12,2
4 18,4 0,77 11,1 14,2
граммного комплекса. Стало очевидным, что достоверность экспериментальных данных в периферийной области ВЗСМ — высокая, а в при-осевой — низкая. Тем не менее, количественные экспериментальные данные сравнивались с данными численного моделирования течения в ВЗСМ.
Наиболее важные задачи исследований: определение совместного количественного влияния параметров Ф*х, Ц.р/¿/^ и А = 2АД/тр на интенсивность снижения закрутки потока воздуха Ф- = Ф;* /ФвХ вдоль оси трубы моделей ВЗСМ, а также стендовая отработка устойчивого, без значительных пульсаций ВСП П на этих моделях. Для решения данных задач разработаны специальные модели ВЗСМ, геометрические комплексы и параметры которых характеризует табл. 3.
Для экспериментального определения предела реализации ВСПП, минимального значения
Фвыхгшп интенсивности закрутки свободного факела на выходе из вихревой трубы, при кото-
ром обеспечивается устойчивое его развитие, а также рабочей длины трубы для данных условий в ее конструкции предусмотрена возможность изменения длины (см. рис. 2, поз. 8) за счет соединяющихся по проточке цилиндрических колец.
В результате проведенного комплекса теоретических и экспериментальных исследований впервые получены тепловые и рабочие характеристики ВЗСМ. По результатам измерений угла подъема потока по спирали рп, полного и статического давлений на моделях получены градиенты основных составляющих скорости — осевой и вращательной, которые приведены на рис. 3. Анализ градиентов осевой скорости в поперечных сечениях моделей показывает, что в приосе-вой области по обе стороны от тангенциального входа (см. рис. 2, сечение для ввода датчиков измерения VII) расположены зоны обратных токов.
Как уже было отмечено, в осевой области с малыми скоростями потока вследствие снижения чувствительности миниатюрных пневмо-
Таблица 3
Относительные геометрические комплексы и параметры специальных моделей ВЗСМ для воздушных продувок и отработки ВСПП
Модели FJF, ^-вх / R, Фвхк Форма входа F 1 кон
1 15,21 0,872 70 13,26 0,0012 Э 0,59
2 16,17 0,751 50 12,15 0,0029 ц 0,44
3 11,11 0,85 70 9,44 0,0014 э 0,69
4 10,09 0,843 60 8,5 0,0016 э 0,54
5 10,79 0,696 40 7,51 0,0044 ц 1,0
6 9,766 0,68 70 6,64 0,002 ц 1,0
7 8,196 0,65 60 5,53 0,0025 ц 0,81
* Форма поперечного сечения тангенциального входа — Ц (цилиндрическая) либо Э (эллиптическая).
метрических зондов дополнительно проводились расчетно-теоретические исследования структуры закрученного потока с помощью газодинамического программного комплекса Fluent на основе усредненных по Рейнольдсу уравнений Навье—Стокса (численно моделировался несжимаемый, вязкий и турбулентный поток воздуха). При проведении численного эксперимента в программном комплексе граничные условия задавались максимально приближенными к условиям проведения физических экспериментов на моделях ВЗСМ.
Вопрос об адекватности моделирования решался сопоставлением экспериментальных данных с результатами тестовых расчетов (рис. 3), полученных на моделях ВЗСМ (см. табл. 2). Проведенные вычисления подтвердили общую структуру закрученного потока с приосевыми возвратными токами и уровень скорости в приосевой области. Наиболее высокая сходимость имеет место в пристеночной области, где разница экспериментальных и расчетных величин не превышает 6 %; значительно хуже в осевой области 10-12 %.
По экспериментальным данным путем усреднения значений скорости и угла подъема потока получена представленная на рис. 4, графическая зависимость интегрального параметра ФцХ закрутки на входе в вихревую трубу (при
Зс =3) от конструктивного параметра Ф*хк закручивающего устройства с тангенциальным входом, расположенным на середине длины камеры этого устройства.
На графике пунктирной линией нанесена аналогичная зависимость для типовой конструкции закручивающего устройства, в которой тангенциальный канал расположен в непосредственной близости к торцевой стенке камеры. Сравнение этих зависимостей показывает, что при одном и том же значении конструктивного параметра Фвхк закручивающего устройства величина интегрального параметра закрутки в модельном закручивающем устройстве в среднем на 25 % меньше, чем в геометрически подобном типовом. Следовательно, известные из литературных источников эмпирические зависимости не могут использоваться для построения математической модели ВЗСМ и разработки соответствующей методики их проектировочного расчета.
Для модельного закручивающего устройства ВЗСМ в результате аппроксимации полученных экспериментальных данных определена эмпирическая зависимость интегрального параметра закрутки от конструктивного параметра в виде
ф =0 63 Фи
0,72
(3)
Методика проектировочного расчета ВЗСМ, включающего расчет интенсивности закрутки потока на входе в вихревую трубу, базируется на уравнении (3). Результаты экспериментальных исследований на физических моделях ВЗСМ положены в основу разработанной математической модели, определяющей уменьшение интегрального параметра закрутки потока вдоль оси шероховатых вихревых труб под действием сил вязкого трения:
Рис. 3. Результаты сравнения экспериментальных и расчетных значений составляющих скоростей (а — осевая скорость и\ б— вращательная скорость и>):
■ эксперимент (х = 0,4; сечение № 5); - + -+— расчет; эксперимент (х = 2,3; сечение № 7); - ж-ж— расчет; эксперимент (х = 6,0; сечение № 13); ----- - расчет
Ф
их
3,5 2,5 1,5 0,5
• £
х- ¿г 1
/ ✓
✓
1 2 3 4 5 6 7
9 10 11 12 13 Фц
Рис. 4. Зависимость интегрального параметра Фвх закрутки на входе в трубу моделей ВЗСМ от конструктивного параметра Фвхк закручивающего устройства:
• — по экспериментальным данным для закручивающего устройства моделей ВЗСМ с одним тангенциальным каналом, расположенным посередине вихревой камеры при £тк//)к = 1,5; О — по данным публикаций для типовых тангенциальных закручивающих устройств с различным числом каналов расположенных вплотную к торцу вихревой камеры; -е—е- — аппроксимация экспериментальных данных функцией: Ф* =0,63 Ф1®'72;
-----— по данным работы [4]: Ф =0,84 Ф
0,72
их к
Ф =
ф
-к,
КВХ У
к
(4)
+1
где Фвх — начальная интенсивность закрутки потока; Мвх — усредненный относительный момент количества движения (МКД) на входе в вихревую трубу; Квх — усредненное относительное количество движения (КД) на входе в вихревую трубу; Ц — текущая относительная длина
трубы; к0 =2А/¿/тр — коэффициент пропорциональности, равный относительной гидравлической шероховатости внутренней стенки трубы.
Адекватность математической модели (4) с удовлетворительной степенью достоверности подтверждается результатами экспериментальных исследований снижения под действием сил
вязкого трения интегрального параметра Ф* закрутки вдоль оси трубы, характеристика которой представлена на рис. 5, а, а также характеристикой интенсивности снижения начальной закрутки потока Ф* /ф*х вдоль оси трубы, представленной на рис. 5, б. Анализ интенсивности снижения начальной закрутки потока вдоль вихревой трубы (рис. 5, б) показывает, что затухание этой закрутки потока происходит тем интенсивнее, чем
больше относительная шероховатость 2А/с1тр и интегральный параметр закрутки Ф*5Х потока на входе в трубу.
Решая задачу посредством математического моделирования (4) и экспериментального исследования на физических моделях ВЗСМ, позволяющих варьировать геометрические параметры, принятые в соответствии с табл. 3 (с горением при а = 1), последовательным снятием колец наборной вихревой трубы с заданной шероховатостью были определены максимальные значения рабочих длин этих вихревых труб, обеспечивающие устойчивое развитие факела. Экспериментально определено минимальное значение интенсивности закрутки потока на выходе из трубы —
Ф,
1,3. При меньших значениях этой ве-
личины в ВЗСМ устойчивость факела существенно ухудшается при любых рабочих параметрах. Под действием сил трения происходит затухание закрутки и вырождение в осевой области возвратного тока. Это приводит к снижению устойчивости горения и необходимости ограничения длины вихревой трубы ВЗСМ, предельное значение которой для данных условий определяется уравнением (4), преобразованным к следующему виду:
-ел
К,
_р
О тр шах
вх / тршах
+ 1-
Ф
Ф
= 0.
(5)
При определении рабочих режимов горения в моделях ВЗСМ установлено, что местное кон-фузорное сужение выходного сечения камеры закручивающего устройства оказывает в определенных пределах положительное влияние на устойчивость горения.
На рис. 6 показано влияние величины кон-фузорного сужения камеры закручивающего устройства на градиенты основных составляющих скорости потока воздуха. Анализ этих характеристик показывает, что несимметричность потока относительно оси, вызванная одним тангенциальным входом, за конфузором практически исчезает. Максимумы осевой и окружной составляющих скорости перед конфузором находятся соответственно на среднем радиусе и в периферийной области, а при выходе из него
б)
Ф/=Ф» 1,0
0,8
0,6
0,4
0,2 0
— íX.
;; Л
11 1 1 -§444- III1' , Т "—1 ГГГп? i i i |-Ш1
10
20
30
40
50
x/d,
тр
Рис. 5. Изменение параметров закрутки потока воздуха вдоль вихревой трубы (ВЗСМ)
(а — интегральный параметр закрутки потока Ф( ; б— интенсивности затухания начальной закрутки потока ф*/фвх): -ü-ü-- Ф*вх = 4,1, FK0H = 0,59, 9 = 0,0012, jVB3CM = 70кВт, Llr/dip = 70; Ф*ю = 3,S, FK0H = 0,44, 9 = 0,0029, jVB3CM = 10кВт, Llr/dip = 50; = 3,2, FK0H = 0,69, 9 = 0,0014, jVB3CM = 50кВт, Llr/dTp = 70;
-с—о--Ф*вх = 2,9, FK0H = 0,54, 9 = 0,0016, jVB3CM = 100кВт, L-„/dip = 60;
-ж-ж-- Ф'„ = 2,7, FK0H = 1,00, 9 = 0,0044, jVB3CM = 30кВт, Llr/dip = 40;
-нЬ-л--Ф;х = 2.5. FK0H = 1.00. 9 = 0.0020. ^VB3CM = 40kBt. LTP/dTp = 70;
ф4вх = 2,1, FK0H = 0,81, 9 = 0,0025, jVB3CM = 25kBt, Llr/dTp = 60;
-----— по данным работы [4] (Фв.
2,034, Ф„ч = 1,4, F„r
1
Рис. 6. Влияние величины относительного конфузорного сужения выходного сечения
камеры Г закручивающего устройства моделей ВЗСМ на поле скоростей потока:
(а — осевой, б— окружной): —|--— х = 1,5, сечение VII камеры закручивающего устройства, проходящее
через ось тангенциального канала; -о—¡у- — х = 2,3, сечение IX на входе в конфузор; Ж Ж — х = 3,1,
сечение XI без конфузора (/¡,он = 1); --х = 3,1, сечение XI на выходе из конфузора при Ркон = 0,563;
—п—_ х =3,1, сечение XI на выходе из конфузора при = 0,439; -ф-н(у — х =3,1, сечение XI
на выходе из конфузора при Ркон = 0,25
смещаются под действием центростремительных сил в приосевую область при всех значениях /¡^„<1. Диаметр возвратного приосевого тока в моделях с сужением Ркон< 1 уменьшается, и чем меньше величина сужения Гкоп, тем значительней уменьшается данный диаметр. Обобщением экспериментальных данных, приведенных на рис. 6, получено эмпирическое выражение относительного диаметра приосевого возвратного тока в зависимости от интегрального параметра закрутки потока на входе в трубу и сужения выходного сечения камеры закручивающего устройства (/¡и,,, < 1) в следующем виде:
¿от = 0,2(Ф:х/;он-0,6
0,72
(6)
Полученная эмпирическая зависимость используется в методике расчета ВЗСМ для ограничения минимального параметра закрутки на входе в трубу и величины местного сужения камеры закручивающего устройства, а также при расчете длины факела в вихревой трубе.
По результатам проведенных исследований на моделях в условиях с горением установлено, что при значениях конфузорного сужения меньше Fкoн< 0,44 режимы горения неустойчивы и характеризуются низкочастотными пульсациями факела при любых рабочих параметрах. Выявлено, что относительная величина сужения Гкон > 0,44 в моделях ВЗСМ оказывает положительное влияние на режимы горения, обеспечивая высокую устойчивость факела с выходом его без задержек и срывов. Ввод конфузорного су-
Рис. 7. Изменение среднего значения температуры факела вдоль его оси:
ВЗСМ —о—с--а = 0,7; —•—*--а= 1,0;
Ф—ф--а = 1_5; ззу —д----а = о,7;
жения камеры закручивающего устройства позволяет не только увеличить длину факела в трубе в соответствии с теоретическим обоснованием ВСП П, но и уменьшить разность температур на входе и выходе вихревой трубы ВЗСМ, тем самым уменьшая вероятность возникновения пульсационной неустойчивости горения, обусловленной термическим механизмом. Основные тепловые характеристики моделей ВЗСМ определялись по результатам экспериментальных исследований измерением массового расхода воздуха и газа на основных режимах горения, длины запального факела и температуры вдоль его радиуса и оси.
На рис. 7 представлена характеристика изменения температуры вдоль оси факела ВЗСМ и запально-защитного устройства (ЗЗУ) в зависимости от коэффициента избытка воздуха. Температурная характеристика ВЗСМ превышает характеристику ЗЗУ. Наибольшие средние значения температуры в факеле ВЗСМ — 1200— 1300 °С — соответствуют режимам горения при коэффициентах избытка воздуха а =0,7—1,05. Этот диапазон принят в методике расчета ВЗСМ в качестве рабочего.
Влияние коэффициента избытка воздуха и интенсивности закрутки потока на длину свободного факела ВЗСМ представлено на рис. 8.
Для модельных конструкций ВЗСМ в результате аппроксимации полученных экспериментальных данных определена эмпирическая зависимость длины факела ВЗСМ от интенсивности закрутки потока на выходе из трубы и коэффициента избытка воздуха
- 5 2Ф*"0'78
^фсв 0,1367е''"а
(7)
Длина запального факела моделей, которая составляет Хф =4—7, имеет место при обогащенном составе смеси и коэффициенте избытка воздуха а = 0,7—1,05. Обеднение смеси (а > 2) существенно сокращает длину факела в моделях ВЗСМ.
На рис. 9 приведена характеристика устойчивости факела для моделей ВЗСМ, которые различаются тепловой мощностью (2—120 кВт).
Анализ данной характеристики показывает, что при запуске ВЗСМ имеет место устойчивое горение с отсутствием проскока пламени внутрь трубы и его погасания во всем диапазоне изме-
нения расхода газа. До границы 1 расположена зона (см. рис. 9), в которой факел ВЗСМ занимает положение в полости вихревой трубы. Между границами / и II расположена зона горения свободного факела ВЗСМ, устойчивого не только в отношении отрыва или проскока пламени, но и к внешним высокоскоростным потокам, натекающим на запальный факел вихревого модуля под любым углом от 0 до 90° вследствие расположения стабилизационной хвостовой части факела в полости вихревой трубы. За пределами границы IIрасположена зона, в которой наблюдается режим горения с частичным отрывом факела ВЗСМ.
В соответствии с тепловой теорией зажигания, чем выше температура запального факела, тем меньше период задержки воспламенения и выше при прочих равных условиях вероятность инициирования запальным факелом реакции горения в зажигаемой смеси. Поэтому для практического использования высокотемпературный факел ВЗСМ наиболее эффективен (в сравнении с факелом ЗЗУ). Из анализа результатов экспериментальных исследований ВЗСМ следует, что его диапазон регулирования несколько уже, чем у ЗЗУ, и составляет 1:5. Однако эксплуатационная надежность ВЗСМ намного выше, чем ЗЗУ.
Одновременно использование предварительной закрутки смеси в ВЗСМ позволяет расширить рабочую характеристику факела и его устойчивость (в сравнении с типовыми прямоточными конструкциями запальных устройств) и повысить ресурс, исключив конструктивные элементы стабилизации в виде плохообтекаемых тел и защитных насадок.
Полученные впервые значения рабочей длины запального факела ВЗСМ и его характеристика устойчивости с диапазоном рабочего регулирования позволяют определять диапазоны оптимальных режимов горения и учитывать их при компоновке ВЗСМ с горелочными устройствами разного назначения.
'ф' ^тр
10 -лг
<п 1 1 и
; Щч
"¿Г—^ ,
г
5;
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ф*
Рис. 8. Изменение длины запального факела при увеличении расхода природного газа и постоянном расходе воздуха:
ЗЗУ; —♦—«--модель ВЗСМ ( ф*^ = 1,3);
Ж Ж — модель ВЗСМ при постоянном а = 1 и изменении
интегрального параметра закрутки на выходе из трубы ф*
с варьированием геометрических параметров в достаточно широком диапазоне.
2. Теоретически обоснован и экспериментально подтвержден вихревой способ передачи пламени в трубах, позволяющий повысить тепловые и рабочие характеристики запальных и дежурных горелочных устройств КС и топок котлов турбоустановок. Впервые получена характеристика устойчивости факела ВЗСМ и определен диапазон его рабочего регулирования по расходу газа.
3. Получено аналитическое выражение зависимости интенсивности закрутки потока от конструктивного параметра закручивающего уст-
кг/с 0,0016 0,0014 0,0012 0,0010 0,0008 0,0006 0,0004 0,0002
/П
.■''ж'
гД /-гч
7>
г ~ ~ — -
У = = = 1 =--- ---тУ
а
Основные результаты выполненных исследований:
1. Создан лабораторный стенд для экспериментального исследования ВЗСМ на физических моделях. Разработанные физические модели ВЗСМ позволяют осуществлять широкий спектр их экспериментальных исследований
Рис. 9. Характеристика устойчивости факела в моделях ВЗСМ:
1 — модели с тепловой мощностью до 20 кВт:
2 — модели с тепловой мощностью от 20 до 60 кВт
3 — модели с тепловой мощностью свыше 60 кВт 1 — выход запального факела из трубы ВЗСМ в окружающую среду; 11 — частичный отрыв факела от устья
трубы ВЗСМ
ройства и разработана математическая модель изменения интенсивности закрутки потока вдоль трубы с учетом ее длины, шероховатости внутренней стенки и начальной интенсивности закрутки.
4. Определены тепловые характеристики ВЗСМ на основных режимах горения, а также получена аналитическая зависимость изменения длины факела от коэффициента избытка а
выходе из трубы ф* ..
5. Полученные результаты численно-экспериментальных исследований могут использоваться для разработки проектировочного расчета ВЗСМ для КС и топок котлов турбоустановок. Для обеспечения высокой эксплуатационной надежности ВЗСМ необходим выбор следующих оптимальных параметров: начальной интенсивности закрутки потока с учетом шероховатости внутренней стенки вихревой трубы; коэффициента избытка воздуха; величины относительного конфузоного сужения; давлений воздуха и газа.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Сторожук, Я.П. Камеры сгорания стационарных газотурбинных и парогазовых установок [Текст] / Я.П. Сторожук,— J1.: Машиностроение, 1978,- 230 с.
2. Винтовкин, A.A. Горелочные устройства промышленных печей и топок. Конструкции и технические характеристики [Текст] / A.A. Винтовкин, М.Г. Ладыгичев, В.Л. Гусовский, T.B. Калинова,— M.: Инжиниринг, 1999.— 553 с.
3. Щенников, К.А. Новые запальные системы вихревого типа для газотурбинных установок и других энергетических объектов [Текст] / К.А. Щенников, В.Г. Тырышкин, И.С. Бодров // Теплоэнергетика,- 1986. № 5,- С. 55-56.
4. Щукин, В.К. Теплообмен, массообмен и гидродинамика закрученных потоков в осесимметрич-ных каналах [Текст] / В.К. Щукин, A.A. Халатов,— M.: Машиностроение, 1982,— 290 с.
5. Толмачев, В.В. Вихревой способ передачи и стабилизации фронта пламени для совершенство-
вания электроискровых газовых запальных устройств энергетических установок [Текст] / В.В. Толмачев // Аэрокосмическая техника и высокие технологии— 2002: Матер. Всеросс. научно-техн. конф. / Под ред. Ю.В. Соколкина и A.A. Чекалкина,— Пермь: ПГТУ, 2002,- 263 с.
6. Арсеньев, Л.В. Стационарные газотурбинные установки [Текст] / Л.В. Арсеньев, В.Г. Тырышкин, И.А. Богов [и др.].— Л.: Машиностроение, 1989,- 543 с.
7. Маев, В.А. Запальные устройства камер сгорания НЗЛ [Текст] / В.А. Маев, A.B. Сударев, B.M. Веселовский // Энергомашиностроение,— 1970. № 12,- С. 34-35.
8. Ольховский, Г.Г. Опыт проектирования, наладки и промышленного освоения газотурбинных установок типа ГТ-100 [Текст] / Г.Г. Ольховский, И.С. Бодров, В.Я. Резниченко, Ю.Г. Корсов,— M.: Энергомашиностроение, 1978,— 52 с.
УДК 69.058.7
И. Д. Аникина, Г. П. Поршнев, В.В. Сергеев ТЕПЛОВИЗИОННОЕ ОБСЛЕДОВАНИЕ ЗДАНИЙ
Согласно статье 15, п. 2ФЗ№ 261 «Об энергосбережении, повышении энергетической эффективности и о внесении изменений в отдельные законодательные акты Российской Федерации» основными целями энергетического обследования являются [ 1 ]:
получение объективных данных об объеме используемых энергетических ресурсов;
определение показателей энергетической эффективности;
определение потенциала энергосбережения и повышения энергетической эффективности;
разработка перечня типовых общедоступных мероприятий по энергосбережению и повышению энергетической эффективности и проведение их стоимостной оценки.
