CC BY
52
( e-mail Goloshapowa.svetlana@yandex.ru) Dudin Alexander Vladimirovich, master South-West state University, Kursk, Russia ( e-mail fexez@mail.ru)
This article discusses the performance characteristics of natural and synthetic, woven and non-woven materials used in the manufacture of car seat covers. Paid attention to some points of chemical technology for finishing compositions to textile materials to improve their operational properties
Keywords: car, car covers, material, finish, quality indicators
УДК 621.365
ИССЛЕДОВАНИЕ И АНАЛИЗ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВАТЕЛЯ ЖИДКОСТИ Васильев Иван Владимирович, аспирант, (e-mail: epp@samgtu.ru) Данилушкин Александр Иванович, д.т.н., профессор,
(e-mail: epp@samgtu.ru) Данилушкин Василий Александрович, к.т.н., доцент, (e-mail: epp@samgtu.ru) Самарский государственный технический университет, г.Самара, Россия
Рассматриваются вопросы проектирования индукционной нагревательной установки для нагрева потока технологической жидкости. На основании анализа зависимости энергетических параметров нагревателя от частоты питающего индуктор напряжения и технологических ограничений на температуру нагрева предложены алгоритмы выбора частоты источника питания и распределения мощности по длине нагревателя.
Ключевые слова: индукционный нагрев, проектирование, управление, теплообмен.
В работе [1] рассматривается установка косвенного индукционного нагрева нефти перед транспортировкой ее по трубопроводам. Нагреватель представляет собой осесимметричную систему, состоящую из двух труб различного диаметра и охватывающего внешнюю трубу цилиндрического индуктора. Поток нагреваемой жидкости находится в межтрубном пространстве. Такая конструкция позволяет увеличить площадь теплообмена и обеспечить при соответствующем выборе частоты источника питания симметричный нагрев. В связи с тем, что на процесс технологического нагрева вязких жидкостей накладываются ограничения в виде предельно допустимой температуры трубы, высокопроизводительные индукционные нагреватели состоят из нескольких секций, каждая из которых имеет автономный регулируемый источник питания. При проектировании индукционных нагревательных установок непрерывного действия основными па-
раметрами, определяющими оптимальное проектное решение, являются уровень и характер распределения мощности по длине, геометрические размеры нагревателя, найденные с учетом возможных технологических ограничений и частота, определяющая выбор источника питания и другого оборудования системы индукционного нагрева.
Выбор частоты тока индуктора при нагреве жидкости симметричным потоком тепла в рассматриваемом случае определяется условиями, при которых мощности, выделяющиеся в трубах, будут равными. Кроме того, уровень мощности, выделяющейся в каждой из труб нагревателя, и их соотношение зависят от электрофизических свойств материала, из которого выполнены трубы нагревателя и толщины их стенок. Минимальная толщина стенки определяется требованиями к механической прочности конструкции теплообменника, работающего при высоких давлениях, а увеличение толщины трубы ведет к увеличению массогабаритных показателей. В связи с этим становится нецелесообразным варьировать толщину стенки трубы с целью получить требуемое распределение мощности. При известных производительности магистральной линии трубопровода, давлении в трубопроводе, температуре нагрева и характеристиках перекачиваемой жидкости полная мощность Р, подводимая к индуктору, может быть определена по известному соотношению [2]:
Р = с -у-ПАГ + АРт, (1)
где П = V' $ - производительность нагревателя, АГ - приращение темпера-
АР
туры на выходе из нагревателя, т - тепловые потери с поверхности индуктора. Условие равенства выделяемых в трубах мощностей положено в основу методики выбора при заданной толщине стенки и известном удельном сопротивлении материала трубы оптимальной частоты тока индуктора. Таким образом, можно записать, что мощность Р, выделяющаяся в каждой из труб, равна:
Р =1Р =1 с-у-П-АГ
2 2 , (2) где ^ - длина активной части нагревателя.
С другой стороны, полная активная мощность, проходящая через поверхность $ = проводящей среды равна [2]
2 * _2 х/ 1 2
Ра = яЯ£р28ф ] е Айх = - яЯ£р5фр2А = кЯЬро
0 2 (3)
где Ро - удельная мощность, - средняя по сечению стенки трубы плотность наведенного в металле трубы тока [ ]
5
ср
1 ст i ст
• S { 5о/5-фи*))
5оe
А xdx
(4)
tc
В пределах слоя толщиной ст имеем
t ст -» / 1
.2 т -2х/А . I
Pt • nRLp5 2р J
- 2 х/
ср j e 5dx • ^ nRL5zcpp2 A-nRLpt
о
- 21 с
1 - e
(5)
t„
- глубина проникновения тока
А- 503,
1ст - толщина стенки трубы,
в металл трубы, f - частота тока [ ].
Подставляя в (5) выражение (2), при известных электрофизических характеристиках металла трубы находим частоту как функцию толщины стенки трубы. На рис.1 приведена зависимость оптимальной частоты тока индуктора от толщины стенки трубы, выполненной из нержавеющей стали.
При наличии технологического ограничения на максимальную температуру нагреваемой жидкости в процессе нагрева температура стенки трубы так же должна быть ограничена на определенном уровне. Очевидно, что этот предельный уровень температуры трубы соответствует случаю максимальной производительности трубопровода. Так как между температурой стенки трубы и средней по сечению потока температурой жидкости в установившемся режиме перекачки существует однозначная связь, при уменьшении производительности установки температура трубы при неизменной длине нагревателя так же должна быть снижена. В стационарном режиме указанное требование обеспечивается стабилизацией на заданном уровне температуры трубы, что, при переменном коэффициенте теплообмена, приводит к неравномерному распределению мощности по длине нагревателя. Алгоритм распределения удельной мощности по длине нагревателя при различной производительности приводится ниже на основании решения тепловой задачи.
X
Рисунок 1 - Зависимость оптимальной частоты тока от толщины стенки
трубы
Для исследуемого в работе стационарного двухстороннего нагрева жидкости в межтрубном пространстве с одинаковыми условиями теплообмена на поверхностях внешней и внутренней труб можно пренебречь температурным распределением по сечению стенки трубы и считать температуру стенки трубы постоянной. Тогда уравнение теплопроводности в потоке жидкости для стационарного режима при симметричном нагреве принимает вид [3]:
а2
д2Т2 (г, х) 1 дТ2 (г, х) т ( ¿2 (г, х) (т ( ) Т ) 0
-+--^-- _ У(Г ) о "Ж (Г, Х )- Тпов )= 0
¿¿г г с граничным условием
¿х (6)
Т (г,0) = Т20, Уг ^3 ]
и условием симметрии
¿2 Х) = 0
¿г
Здесь Я23 - радиальная координата центра потока жидкости, Тпов - тем-
2а(х) , ч
пература поверхности трубы, Р =-, а( х) - коэффициент теплооб-
С2У2 £
мена между трубой и потоком жидкости, £ - половина радиального размера потока жидкости.
Используя приведенную выше математическую модель (6) процесса, можно определить минимальную длину индукционной системы, обеспечивающую выполнение условия [4]
тах
Т (Ь ) - Т д < АТ д (7)
ср \ мин; зад зад. V '
в выходном сечении (x = Lмин) для случая максимальной производительности нагревателя при заданной точности ДТзад нагрева и при ограничении на максимальную температуру трубы вида
Г (x )< Г (x) (8)
пов.\ )— пов.тах \ / V /
В качестве варьируемых параметров рассматриваются величина рабочего зазора и длина нагревателя. Оптимизация длины нагревателя проводилась методом зондирования пространства параметров проектируемой индукционной установки с последующим выбором оптимального решения из набора альтернативных вариантов. На рис.2 приведены оптимальные соотношения между зазором и длиной нагревателя, обеспечивающего при заданной производительности П=90т/сут., различную заданную точность Дт поддержания температуры жидкости на выходе из нагревателя в установившемся режиме работы.
Здесь требуемая точность поддержания температуры соответственно: Д^=180С, ДГ2=15°С, ДTз=10oС, ДГ4=б°С. Приведенные зависимости позволяют выбрать минимальную длину при заданной производительности и требуемой точности для нагревателя с внешним диаметром трубы 300мм.
Алгоритм распределения удельной мощности по длине нагревателя при различной производительности может быть определен следующим образом. На основании результатов расчета температурных полей, выполненных по приведенной в работе методике, можно, используя известную зависимость коэффициента теплообмена от температуры [5], рассчитать распределение теплового потока по длине трубы.
Поскольку тепловой поток создается вихревыми токами индукционной системы, можно считать, что полученная зависимость характеризует распределение удельной мощности по длине нагревателя. Для его расчета воспользуемся основным законом Фурье, устанавливающим связь между плотностью теплового потока и градиентом температур [3]:
q(x) = «2 (x)(Тпов - T(x)), где а2 (x) - коэффициент теплообмена между стенкой трубы и жидкостью в исследуемой координате, Г (x) - температура жидкости в той же координате.
Рисунок 2 - Оптимальные соотношения между зазором и длиной нагревателя. Производительность - 90 т/сут.
Расчеты показывают, что уровень мощности по ходу нагрева снижается, что обусловлено ухудшением условий теплообмена, т.е. уменьшением коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к жидкости по мере ее перемещения к выходу (рис.3).
Рисунок 3 - Расчетные значения удельной мощности по длине нагревателя
1. температура на выходе из нагревателя - 60 град.
2. температура на выходе из нагревателя - 70 град.
3. температура на выходе из нагревателя - 90 град.
Так как на практике реализовать полученное расчетным путем нелинейное распределение мощности по длине нагревателя не представляется возможным, предлагается ступенчатая аппроксимация функции распределения источников (рис.4).
р Вт х106 "о'м3'х10
16 14 12 10 8 6 4 2
Po1
Po2
Po3
I секци я II секци я II I сек ия
0 1 2 3 Ь, м
Рисунок 4 - Аппроксимация распределения удельной мощности в трехсекционном нагревателе. Температура на выходе - 90 град
Количество интервалов постоянства зависит от уровня мощности нагревателя, требований к плавности регулирования, условий согласования мощности индукционного нагревателя с источником питания. Для исследуемого в работе нагревателя оптимальным с точки зрения согласования параметров индуктора и трехфазного источника питания является использование трехсекционного нагревателя с уменьшаюшейся по ходу нагрева мощностью каждой секции.
Список литературы
1. В.А. Данилушкин. Оптимизация конструкции и режимов работы индукционных подогревателей высоковязких нефтей при транспортировке по трубопроводам //Вестник Самарского Государственного Технического Университета//Серия "Технические науки", Вып. № 20-2004 с.176-179.
2. Слухоцкий А.Е., Рыскин С.Е. Индукторы для индукционного нагрева машиностроительных деталей. Л.: Энергия, 1975. - 183 с.
3. Лыков А.В. Теория теплопроводности.- М.: Высшая школа, 1967 -599 с.
4. Рапопорт Э.Я. Оптимизация процессов индукционного нагрева металла. - М.: Металлургия, 1993. - 279 с.
5. Губин В.Е. Губин В.В. Трубопроводный транспорт нефти и нефтепродуктов. М., Недра, 1982, 296 с.
Vasilyev Ivan Vladimirovich, postgraduate, (e-mail: epp@samgtu.ru) Samara State Technical University, Samara, Danilushkin Alexander Ivanovich, professor, (e-mail: epp@samgtu.ru)
Samara State Technical University, Samara, Russia Danilushkin Vasiliy Alexanderovich, associate professor,
(e-mail: epp@samgtu.ru) Samara State Technical University, Samara, Russia
RESEARCH AND ANALYSIS OF ENERGY PARAMETERS INDUCTION
HEATERS FLUIDS
Abstract. The problems of designing an induction heating system for heating a process fluid stream. Based on the analysis of the dependence of energy heater parameters of the frequency of the supply voltage and inductor technological restrictions on the heating temperature of the proposed algorithms select the power supply frequency and the power distribution along the length of the heater.
Key words: induction heating, designing, control, heat exchange.
УДК 621.746.047:669.054.2
КОНСТРУИРОВАНИЕ СИСТЕМ ЗАЩИТЫ СТАЛИ ОТ ВТОРИЧНОГО ОКИСЛЕНИЯ ПРИ РАЗЛИВКЕ НА МНЛЗ
Вдовин Константин Николаевич, д.т.н, проф. Магнитогорский государственный технический университет
(e-mail: vdovin@magtu.ru) Точилкин Василий Викторович, аспирант, Магнитогорский государственный технический университет (e-mail: tochilkin.vas@mail.ru) Умнов Виктор Иванович, ст. преподаватель, Иркутский национальный исследовательский технический университет
(e-mail: umnovvi61@rambler.ru) Точилкин Виктор Васильевич, д.т.н, проф., Магнитогорский государственный технический университет
(e-mail: toch56@mail.ru)
Представлена разработка устройства, исключающего прохождение воздуха в струю металла при разливке и обеспечивающее рациональные параметры подачи аргона в кольцевую выемку огнеупорной трубы. Тем самым обеспечивается стабильность процесса разливки и повышение качества разливаемого металла.
Ключевые слова: машина непрерывного литья заготовок, сталеразли-вочный ковш, промежуточный ковш, защитная труба, потоки металла, аргон.
Применение защитных труб является одним из основных способов защиты потока металла от вторичного окисления при разливке на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). Приоритетным направлением для обеспечения защиты стали системы сталеразливочный ковш - промежуточный ковш (ПК) МНЛЗ является совершенствование существующих устройств и разработка новых конструкций защиты от вторичного окисления [1, 2].
Подсистема защитной трубы сталеразливочного ковша (рис. 1, а) представляет собой керамическую трубу, имеющую коническое соединение с удлиненным стаканом шиберного затвора сталеразливочного ковша.
