Исследование вихревого эффекта энергетического разделения газов Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

г) у наименее удаленной насадки (на выходе из магистрального участка) с помощью табл. 1 по давлению я - 2,682-10* Па находим р: =72,5 кг/м3.

35. а) На входе в магистральный участок

,2 •\0-2

± - 0,45}

14,03-

= 0,038 м = 38 мм;

V 59460- 771,1 б) ка выходе кз магистрального участка

4 = 0,45

,061 м = 61 мм;

\

59460 • 72,5 ; в) на входе в наиболее удаленную насадку

О, -14,03/54 = 0,26 кг/с; а, = 0,45 ^

\

0,2

= 0,015 м = 15 мм;

у

59460 • 24,5

г) на входе » наименее удаленную насадку (принят расположенным на выходе из магистрального участка)

,2

в, = 14,03/12 = 1,169 кг/с; а, = 0,45

Г

1.169

59460 - 72,5

= 0,014 м = 14 мм.

У

36. ^ = 2,632-106/0,953-106 = 2,81.

37. Пусть ¥тм = 1012,4 и2, тогда Мв =1,2-1012,4 = 1214,9 кг.

Щ * /

38 о =

842

1214,9 + 842

39. К^ — 287 • 0,59 +189 • 0,41 = 246,8

1214,9 + 842 Дж

= 0,41.

40.^ = 1000,5 • 0,59 + 846 • 0,41 = 937,2

кг-К'

Дж

кг-К

41. = 293000 -1214,9 + 183100 ■ 842 = 510,14 • 10" Дж.

42. = 510,14 -106/[937,2(1214,9 + 842)] = 264К = -9 °С. 43 рпон =246,8-264(1214,9 + 842)/Ю12,4 = 0,1324 МПа. 44. о = 1,324 • 105 -105 = 0,324 • Ю5 Па.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

* •«

1. Ковэльногов Н.Н„ Битюрин А. А. Расчет установок объемного пожаротушения на основе пентафторэтана // Вестник УлГТУ. 2000. №1. •

2. Нормы пожарной безопасности. Установки газового пожаротушения автоматические. КПБ 22-96. М., ¿996. ' '

л %

Вестакк УлГТУ 2/2001

Кояшгьногое Николай Николаевич 9 доктор технических наук,

«

профессор, заведующий кафедрой «Теплоэнергетика» Ульяновского

• _

государственного технического университета. Окончил факультет двигателей летательных аппаратов Казанского авиационного института. Имеет статьи и монографии в области теплофизики.

• • • ' ..... I в . . . ¿¿и * . .

• • •

V

• • • < « • • г

удк 533:601.16 . *

Д.Л. ЖУХОВИЦКИЙ, А.А, ДЫНАЕВА

4

ИССЛЕДОВАНИЕ ВИХРЕВОГО ЭФФЕКТА ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО РАЗДЕЛЕНИЯ ГАЗОВ

л ■ •

Устройства, использующие вихревой эффект, широко применяются в холодильной технике, системах термической стабилизации. Для . ^проектирования вихревых устройств необходимо определить га энергетические характеристики. Существующие методы определения энергетических характеристик разработаны для вихревых устройств, работающих на высоких перепадах давлен^ но па практике зачастую используются устройства с низкими степенями расширения газа. Поэтому были проведены экспериментальные исследования для ответа на вопрос о применимости существующей методики расчета, а в результате исследований внесена поправка в эту методику.

.V*

Устройства, использующие вихревой эффект, широко применяются в холодаяьной технике, системах термической стабилизации объектов. Для проектирования вихревых устройств необходимо определить их энергетические характеристики. Существует методика расчета энергетических характеристик вихревых труб (ВТ) [1], применяемая для устройств, работающих с высокими степенями расширения сжатого газа в вихревых устройствах (ВУ). ВУ, применяемые в холодильной технике и системах термической стабилизации, зачастую работают на низких перепадах, давления (вихревые кондиционеры автомобилей, вихревые гигрометры, вихревые сепараторы и т.д.), поэтому возник вопрос о примеш?мости существующей методики расчета энергетических характеристик ВТ (эффекта охлаждения АТХ, холодопроизводиггельнос-ш

ВУ д) на низких перепадах давления. Для решения этого вопроса были

проведены экспериментальные исследования делящей ВТ (ДВТ) на низких (я* «1/78, здесь и далее к - степень расширения газа в ВТ) и высоких

перепадах давления {я « 4.89) с площадью входного сопла

• ^

Рс -15 -10"° м, на сжатом воздухе от заводской с&тй (ОАО «Строймаш»).

* II .

Для оценки энергетических характеристик исследуемой ДВТ был проведен тестовый эксперимент. Расчет для условий тестового

Вестник УлГТУ 2/2001 91

эксперимента

(#■»4,89 1„ 200 С ) проводился по формулам.

представленным в ['!]:

при 0£м*Ма»

= Т0

С-*)

1-я

(I - я)" (м " Мл )

При цп <и<1,

(1) (2)

] М- ИМ Г,

где - относительный весовой расход холодного потока и

пограничного слоя соответственно.

Для оценки величины холодопротводительности использовались следующие выражения [1]:

• • » — = = 0 при 0

(3)

1 - Я"

Температура торможения представленной в [2]:

о

определяется

по методике,

/

т —

= 7-,

I-

—Я2|р2 -0,445^ к +1 1

..2

М

4 <№¥?))' (5)

где я - безразмерная скорость газа на входе в БТ, определяемая по [2]; <Р -коэффициент скорости (опытная величина, зависящая от конструкции трубы и качества се изготовления, и принятая <р = 0,75);

* * I 1 ■ •

д(Л) - относительная газодинамическая функция, определяемая по [2].

Для тестового эксперимента 4Д2 , поэтому М. =1 (здесь Мх - число

• • • • . Маха). Графическое изображение результатов расчета для тестового

эксперимента {л « 4,89,?; = 21°Г>Г1* =294 £) и экСйериМентальные данные

9,

представледы ца рис.1. ...................•

Ркс. 1. Графическое представление результатов расчета и з кспериментальмьгл данных для тестового эксперимента:

экспериментальные точки исследования; за - расчетные точки в соответствии с существующей методикой определения энергетических характеристик ВТ

97

#

Вестник УлГТУ 2/2С01

После проведения экспериментальных исследований работы ДВТ на низком уровне -давленкя подаваемого сжатого воздуха, были рассчитаны

энергетические характеристики ДВТ при >г»1,78 по методу расчета

*

энергетических характеристик, представленному в [I]. Так как степень расширения газа в ВТ меньше яг = 4Д2, то при расчете энергетических

характеристик нельзя принять число Маха равным единице, т.е. необходимо его вычислить. В расчете принято, что расход пограничного слоя составляет восемь процентов от общего расхода газа, т.е. ¡1п = 0,08;

теплоемкость воздуха принята равной 1,005. Графическое представление результатов расчета энергетических характеристик ВТ при к«1,7848 и сравнение результатов с экспериментальными данными показано на рис.2.

По приведенным выше табличным и графическим материалам видно, что расчетная зависимость, применяемая и дающая хорошие результаты при степени расширения газа в ВТ тс У 4,12, на малых степенях расширения дает ошибку около 50%, что является недопустимым. Поэтому для преодоления этого недостатка в данной формуле введена поправка Результаты расчета в соответствии с введенной поправкой показаны на рис. 3..

кДкс№г(Я . КДж/кг1д

0 0,5 1,0

Рис. 2. Графическое представление результатов расчета энергетических характеристик ЗТ и экспериментальных данных при

п Ш 1,7843:

• •

ф - экспериментальные точки исследования; а - расчетные точки в соответствии ' с существующей методикой определения энергетических характеристик ВТ

Рис.3. Графическое представление результатов скорректированного расчета энергетических характеристик ВТ при к « 1,7848: экспериментальные точки

исследования; Ш - расчетные точки ъ соответствии с существующей методикой определения энергетических характеристик ВТ;Д- расчетные точки при введении поправки в методику

Выводы:

■ * | *

• 1. Существующая методика расчета энергетических характеристик ВТ, представленная в [1], дает неудовлетворшедыше результаты при низких перепадах давления (л; ~< 4Д2), ошибка составляет около 50%.

__• Г I

2. Поправка,введенная в существующую методику расчета „позволяет производить расчеты энергетических характеристик ВТ при низких перепадах давления ( п < 4,12.) с достаточной точностью (2-3%).

Е остодк УлГГУ 2/2001

93

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ •

• ■

1. Гуцол А.Ф. Эффект Ранка. // Ус пехи физических тук. 1997. Т. 167, №6.

2. Барсуков СИ, Кузнецов В.И. Вихревой эффект Ранка. Иркутск : йзд-во Иркутского университета, 1533. • •

4

Жуховицкий Давид Львович, кандидат технических наук, окончил Куйбышевский авиационный институт, доцент кафедры «Теплоэнергетика» УлГТУ. Имеет статьи, монографии и учебные пособия в области технической термодинамики и теплопередачи.

Цынаева Анна Александровна, магистрант 6~го курса Ульяновского государственного технического университета направления 550100 на кафедре «Теплоэнергетика».

/* Л 4 ► "т. ' . уГ

УДК 621.311.22., \

I . • •• •

В.И. ШАРАПОВ, П.Б. Г1АЗУШКИН

V •

\ , ■■' ¡г I /I

ТЕХНОЛОГИЙ ПОДОГРЕВА ПОТОКОВ ПОДШИОЧНОЙ

ВОДЫ ТЕПЛОСЕТИ НА ТЭЦ - ,

г • • •

4 < «Ь . • ^ ' р * / в ^ а'

» • ^ *

• 4 ^ • ' • » ' * Г '

Рассмотрены новые технологии подогрева подпиточной воды для ТЭЦ, а также произведено исследование энергетической эффективности этих технологий.

! " • • ф

Подогрев подпиточной воды является важной составляющей процесса водоподготовки. При совершенствовании технологий противокор-

1 I V I * * • * , ' • '*•

розионяой обработки особое внимание необходимо уделять обеспечению стабильного и экономичного поддержания технологически необходимых режимов вакуумной деаэрации, которые определяются типом применяемых деаэраторов, качеством исходной воды и методами додеаэрационной обработки. Принципиальные подходы к организации технологических режимов и их параметры изложены в [1].

В НИЛ «Теплоэнергетические системы и установки» УлГТУ разработан ряд технологий подогрева потоков подпиточной воды теплосети на ТЭЦ, позволяющих повысить качество и экономичность работы зодоподг отопительных установок.

Первые четыре решения исправлены на гарантированное обеспечение ; гребуемойтемпературы исходной воды. ^ •

Нед остатком многих применяешгх схем является ухудшежхая деаэрация, связанная с недостагочньш нагревом исходной воды перед химводоочистхой и вакуумным деаэратором после встроенного пучка

• • . . I

94 Веоткик УлГТУ 2/2001

» * , •

конденсатора. Нагрев исходной воды после встроенного пучка конденсатора зависит от сезонных пропусков пара в конденсатор и колеблется в пределах 10-30 °С, а для нормальной работы узла умягчения и вакуумного деаэратора нагрев должен составлять 40-50 °С. Кроме того, в установках с малым расходом подгшточной воды нагрев исходной воды' во встроенных пучках затруднен из-за невозможности обеспечения достаточной загрузки встроенного пучка.

Известны схемы, в которых предприняты попытки преодолеть этот недостаток путем подогрева исходной воды перед деаэратором в нижних сетевых подогревателях турбин [2], однако данные схемы применимы только при больших расходах подгшточной воды, достаточных для полной загрузки сетевых подогревателей.

Для повышения качества и экономичности водоподготовки на ТЭЦ с малыми расходами подпиточной воды разработана новая схема подогрева исходной воды перед химводоочисткой и вакуумными деаэраторами (рис. 1) [3]. Основной особенностью этого решения является подключение подогревателя исходной воды по греющей среде к трубопроводу основного конденсата турбины после одного из регенеративных подогревателей низкого давления. Исходная вода, проходя через водо-водяной геплообменник (ВВТ), подключенный по греющей среде к трубопроводу основного конденсата турбины после дегенеративного подогревателя (ПНД2), нагревается до температуры 35-50 {С, достаточной для эффективной декарбонизации и вакуумной деаэрации. -

Рис. I. Схема подогрева исходной воды для ТЭЦ с малыми расходами

подпихочиой воды теплосети

• •

4

После этого исходная вода умягчается, проходит через декарбонизатор и

подается в вакуумный деаэратор. Из деаэратора педшггочиая вода

В еожик УяТ ТУ 2-/2001

В теплосеть