CC BY
50
где
L =C Г
Г л
1-
nr
>h
(4)
(5)
Известно, что каждой скорости попета соответствует вполне определен-ная частота вращения турбокомпрессора или работа на постоянном режиме [2].
Анализ рис.1 и уравнения (3) показывает невозможность работы турбокомпрессора на постоянной частоте вращения только за счет энергии турбины. Следовательно, недостающая часть энергии должна быть подведена извне. На режиме авторотации внешней энергией может быть только энергия набегзюще-го потока воздуха. 5 этом случае связь между удельными работами компрессора и турбины может быть представлена в общем виде как соотношение
(6)
где: ^ - удельная работа внешних сил.
А» = хк <7)
где - удельная энергия набегающего потока воздуха;х-доля энергии набегающего потока, идущая на вращение компрессора (о < х < 1).
Остальная часть энергии набегающего потока (у1_„. О < у < 1) расходуется на преодоление гидравлических сопротивлений по гаэовоздушному тракту, привод самолетных агрегатов (если они подключены) и организацию истечения воздуха из реактивного сопла.
Таким образом, энергия набегающего потока расходуется на вращение компрессора, преодоление гидравлических сопротивлений по газовоэдушному тракту, привод самолетных агрегатов и организацию истечения из реактивного сопла, т.е.
^ = = (8)
где х + у= 1.
Энергия набегающего потока является функцией скорости набегающего потока
i. - с I М- (9)
2 *
где: и- показатель адиабаты, Мп - число Маха набегающего потока.
На режиме авторации изменение частоты вращения турбокомпрессора является функцией энергии набегающего потока
ii = /{L )или й = /(М)
В общем виде соотношение между удельной работой компрессора, работой турбины и энергией набегающего потока имеет вид
KA+xL. <10>
При М= const, AM = 0
LK =Lr + xLr - (н = const, Ап = 0 - работа с постоянной частотой вращения); при М= var, AM < 0 =>
£, > LT + xLr - (п - var, Ди < 0 - торможение); при М = var, дл/ >0
1 < LT + xL - [п = var, Дн > 0 - разгон);
Еспи элементы проточной части ТРД нерегулируемые, то увеличение частоты вращения (д^ > о) турбокомпрессора будет происходить до достижения полного давления на срезе сопла равном критическому (р, 5 Р^}. Дальнейшее увеличение скорости полета > А/^ Не будет приводить к увеличению приведенной частоты вращения турбокомпрессора, т.к. давление на срезе сопла будет равно критическому (pt= pw), которое будет расти пропорционально степени повышения полного давления воздуха во входном устройстве от чисяа Маха.
Таким образом, на режиме авторотации компрессор на статических режимах попучает энергию не только от турбины, но и от набегающего потока.
ЛИТЕРАТУРА
1. Алабин М.А., Кац Б.М., Литвинов Ю.А.. Запуск авиационных газотурбин-ных двигателей. - М.: Машиностроение, 1968.228с.
2. Теория и расчет воздушно-реактивных двигателей / Под ред. С.М. Шляхтен-ко.-М.: Машиностроение, 1987.-568 с.
КУЗНЕЦОВ Виктор Иванович, доктор технических наук, профессор, заведую-щий кафедрой "Двигатели летательных аппаратов".
В. Р. ВЕДРУЧЕНКО Е. В. ГАЛИМСКИЙ
Омский государственный университет путей сообщения
УДК 621.182:658.26(075.9)
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРЫ ГАЗОВ НА ВЫХОДЕ ИЗ НЕЭКРАНИ-РОВАННОГО ПРЕДТОПКА КОТЛА-УТИЛИЗАТОРА С УЧЕТОМ ВЛИЯНИЯ ВТОРИЧНОГО ИЗЛУЧАТЕЛЯ
НА ОСНОВАНИИ ВЫПОЛНЕННОГО АНАЛИЗА МЕТОДОВ РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРЫ НА ВЫХОДЕ ИЗ НЕЭКРАНИРОВАННЫХ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ТОПОК С ВТОРИЧНЫМИ ИЗЛУЧАТЕЛЯМИ ПРЕДЛАГАЕТСЯ УТОЧНЕННАЯ МЕТОДИКА РАСЧЕТА НАЗВАННОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ С УЧЕТОМ ВЛИЯНИЯ ВТОРИЧНЫХ ИЗЛУЧАТЕЛЕЙ. ПРОВЕДЕНО СРАВНЕНИЕ ЧИСЛЕННЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА ПО НОРМАТИВНОМУ МЕТОДУ И ПРЕДЛАГАЕМОЙ МЕТОДИКЕ, ПОКАЗАВШЕЕ ПРИЕМЛЕМУЮ СХОДИМОСТЬ.
Производство сажи на сажевых заводах, е том числе в ОАО "Техуглерод" (г. Омск), сопровождается образованием большого количества отбросных сильно забалластиро-
ванных газов, содержащих незначительное количество горючих компонентов и значительное количество балласта (азота, диоксида углерода и др.). содержание которого
может достигать 60%, в том числе около 40-45% водяных ларов, вследствие чего теплота сгорания отбросных газов составляет 1460-2100 кДж/м3 [1].
С целью утилизации физической и химической теплоты и вредных компонентов низкокалорийных отбросных сажевых газов Белгородским заводом "Энергомаш" выпускаются унифицированные котлы-уш ли заторы типа ПКК,
Утилизация сажевых газов осуществляется дожиганием их в предтопках названных котлов. Предтопок котла представляет собой две не экранированные высокотемпературные камеры сгорания прямоугольного поперечного сечения с сужающимся переходом на выходе в котел и соединяющиеся с нижней частью подъемного газохода. Весь газовый объем предтопка разделен на две равные части продольной вертикальной стеной, выполненной из шамотного кирпича и имеющую окна, посредством которых обе образовавшиеся таким образом газовые камеры сообщаются между собой. В торцевой стенке обеих газовых камер имеются круглые амбразуры, в которых располагаются по два горел очных устройства комбинированного типа ЭНИН-СТУ15-10-200, представляющих собой горелки с предварительным перемешиванием газа и воздуха и дающие несветящийся факел.
Горел очные устройства выполнены двух типов: левого и правого и устанавливаются соответственно в левую и правую камеру предтопка.
В предтопках установлены поперечные решетчатые стенки из шамотного кирпича, выполняющие роль вторичных излучателей [2).
Кроме отбросного газа в котле сжигается дополнительное количество (до 2%) природного топлива - природный газ, с целью интенсификации процесса горения.
В котельной ОАО "Техуглерод" установлены котлы утилизаторы типа ПКК-75/24-150-5 (рисунок). Указанный котел водотрубный, барабанный, с естественной циркуляцией: компоновка П-образная, устанавливается в каркасе.
В пределах предтопка происходит практически полное сгорание и термическое (огневое) обезвреживание забал-
ластированного сажевого газа. Для выгорания сажевых частиц не обходи мо,-чтобы температура в предтопке была не ниже 1475 К, а время пребывания газов в зоне высоких температур не менее 1,5-1,7 с при коэффициенте избытка воздуха а=1,15.
Для выработки практических рекомендаций по совершенствованию процессов утилизации отбросного сажевого газа за счет оптимизации режимов его сжигания, рационального выбора регулировочных параметров, оптимизации состава газового топлива, с целью минимизации количества выбросов вредных компонентов в дымовых газах и повышения экономичности котла-утилизатора необходима разработка уточненной методики расчета и численного моделирования теплообмена в предтопке (определение температуры газов на выходе из предтопка).
Следует отметить, что сравнительные исследования работы промышленных котельных агрегатов с применением вторичных излучателей и без них до сих пор не проводились [2,3]. Поэтому получение экспериментальных данных для оценки их влияния на теплообмен в реальных топочных камерах представляет значительный практический интерес. Актуальность рассматриваемой задачи подтверждается и тем, что в Нормативном методе теплового расчета котельных агрегатов [4] расчет теплообмена в топках, имеющих вторичные излучатели, не рассматривается и рекомендации по их применению отсутствуют [2-4],
Однако в котлах малой мощности и в условиях стенда были выполнены ряд исследований процесса теплообмена в топках паровых котлое с вторичными излучателями [2]. В выполненных модельных экспериментах и котлах малой мощности в качестве вторичных излучателей использовались перфорированные металлические пластины, располагавшиеся вдоль и поперек камеры сгорания, стены которой охлаждались водой. В результате опытов было установлено, что при большом расходе газа безразмерная температура на выходе из камеры (отношение средней измеренной температуры продуктов горения к теоретической) при установке продопьного изпучателя понизилось примерно на 20%, а при малых расходах газа даже на
: I >«'i '' г I' I ' '■ ■ А : - -и: >>f t
___птбсоснык газов производства технического углерода и утилиза-
Котел-утилизатор ПКК-75/24-150-5 для огневого обезвреживания отйроснык мзш, н
ции низкопотемциального тепла.
30% по сравнению с температурой, полученной в опытах, проведенных без излучателя. Еще больший эффект по понижению безразмерной температуры был получен при установке поперечных вторичных излучателей. Очевидно, что полученные в этих опытах данные могут быть использованы только для приближенной оценки эффективности работы вторичных излучателей, так как реальные условия их работы в топочных камерах котлов заметно отличаются от тех, в которых проводились исследования [2].
Для оценки влияния на температуру уходящих из пред-топка газов используя методический подход, принятый в теории камерных печей [5), допустим, что в неэкраниро-ванном высокотемпературном предтопке котпа-утилиза-тора горящий газовый факел равномерно распределен в его объеме и при установившемся тепловом режиме кирпичная кладка и поперечный вторичный излучатель равномерно нагреты.
Тогда при расчете лучеиспускания в замкнутом пространстве выражение для суммарного теплового потока от факела (газов) и кладки к вторичному излучателю можно выразить в форме закона Стефана-Больцмана
(?' = с ■£ Н -С
Г» Н » ~
И'-И
иоо; иоо^
(1)
в = «г =
'( т, V (т,.Х 1100,1 ииу гм-гч [т) иоо^
д\ =с ■£ и е
V \
] + ■
= (5)
С. £
" ' * [1,100,1 1,100,1 ~в-Уг-*г(Тг-То, К,
(6)
где в • часовой расход топлива, кг/с или м3/с; Уг - объем продуктов сгорания, который получается от сгорания единицы количества топлива, м3/кг или м3/м3; ?г - средняя объемная теплоемкость тазов в пределах от теоретической температуры горения /г до 1а г,
* Сог '!!>г
сг _ - - —
I —I
г о. г
(7)
где с, - коэффициент лучеиспускания абсолютно черного тела; е4 - приведенная степень черноты, определяемая по формуле В.Н. Тимофеева [5]; Я, - лучевоспринимающая поверхность предтопка. м2; - коэффициент, учитывающий загрязнение лучевоспринимающей поверхности (<_Г =0,60-0,75); Г и Г г -абсолютные температуры газов и материала вторичного излучателя, К.
Однако температура газов в предтопке не остается неизменной, а изменяется по ходу их от наивысшей до температуры, с которой газы уходят из предтопка; температура нагреваемого вторичного излучателя изменяется от начальной до конечной г<и. Поэтому при расчете усредняют температуры ■ и в формулу (1) подставляют сред неэффективную разность четвертых степеней температур газов и материала излучателя.
Тоща выражение в квадратных скобках уравнения (1)
% - КПД предтопка.
Для получения конечного выражения в удобной форме, выполним преобразования, принятые в [Э-5] и обозначим:
тг
. = т~ - безразмерная температура газов,
г
Т я
„ ='-™г- -безразмернаятемпература материала вто* т
ричного излучателя;
тог
- безразмерная температура отходящих из
г
предтопка газов.
Правую и левую части уравнения (6) разделим на комплекс, записанный перед квадратными скобками левой части этого уравнения и с учетом принятых обозначений после преобразований уравнение (б) запишем в виде:
'' .10- =
с.-е.
.я.Ш1
ш
.ГМ0;'
т
| — <""■ Т„
(8)
или
В-У,,
Г* 77
г '«1
10с £
(2)
где Тг - абсолютная теоретическая температура сгорания топлива при заданных условиях, К, если сжигание производится в рабочем пространстве предтопка; То г - абсолютная температура газов на выходе из предтопка, К.
Величину конвективной теплоотдачи можно определить по известной формуле:
(3)
где а, - коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов к поверхности вторичного излучателя; Р^ -боковая поверхность излучателя, мг.
Таким образом, полное количество тепла, переданное излучателю:
(4)
Формулу (4) можно представить а виде;
где Во - критерий Больцмана (топочный критерий). Используя формулу усреднения температур (2), полу-
[К-ЪХ = л/Г^ЖТ^с]. (ю)
где 94и и - безразмерные температуры конечного и начального состояния материала вторичного излучателя. Если допустить, что в начальный период времени „ = 0, то получим, следуя [5]:
& ~ К. I = К г • =™' 3 г (И)
Тогда критерий Больцмана (Э^можно записать так:
Во =
где множитель, заключенный в скобках, обозначен и определяется соотношением лучистого и конвективного теплообмена (обычно =1,15)[5].
Используя уравнение (1) и уравнение теплообмена е предтопке, составим уравнение теплового балланса:
Для определения безразмерной температуры газов на выходе из предтопка можно с учетом (9) и (11) после преобразований получить уравнение;
¡.г■■«Аг-1=0. (13) Решение поЬледнего квадратного уравнения относительно 3„г удобно представить в виде:
4Во* +4Во-С-е - В ~т-Во
—. (14)
■т
Тогда
2
10Г = 9оГТТ-т.*С.
(15)
Пример. Для неэкранированного высокотемпературного предтолка котла-утилизатора типа ПКК-75/24-150-5 (рисунок) при сжигании отбросного сажевого газа с присадкой природного определить температуру отходящего газа; значения абсолютных температур определить отдельным расчетом и использованием литературных источни-ков[1,4,6].
Значение теоретической температуры горения было рассчитано нами отдельно и составляло Тт = 1756А'. Для примера принимаем предварительно значение абсолютной температуры газов на выходе из предтопка равное
Тогда вычислим безразмерные температуры;
^ = 1^^0,7995.
Тт
1483 + 273
860 + 273 1483 + 273
= 0,6497.
Тг 1131 + 273
Заметим, что численные значения абсолютных температур газов для получения их безразмерных значений определялись нами в процессе балансовых испытаний котла-утилизатора ПКК-75/24 после ремонта последнего в ОАО "Техуглерсд" (г. Омск),
По формуле (9) находим критерий Больцмана:
0,8'-0,65' 1-0,087
0,43-0,65 = 0,706,
А., - -
По формуле (14) находим безразмерную температуру газов на выходе из предтопка:
_У0,70644-0,706-0.7-0,43-0,87-1,15-0.706
2-0,43-0.7-0,87-1,15
Наконец по (15) находим температуру газов на выходе из предтопка:
10 Г = Э0г ■ Тт - 273 = 0,7558 • 1756- 273 = 1055°С.
Таким образом, полученное значение 10 г весьма близко к принятому выше и равному 1010 °С. Заметим также, что значение 10Г на выходе из предтопка, полученное с использованием Нормативного метода [4], оказалось равным 1062 °С, но было получено нами ранее путем многократных итерационных расчетов (варьированием соответствующих коэффициентов), для приближения к реально
предварительно заданному значению температуры на выходе из предтопка. как это принято в [4].
Выводы.
1. Предложена, с использованием методов теории камерных печей, расчетная методика для определения температуры газов на выходе из неэкранированного высокотемпературного предтопка котла-утилизатора, учитывающая влияние вторичного излучателя и отсутствие экранных трубных поверхностей.
2. Сходимость результатов расчета по предлагаемой методике с результатами расчетов по Нормативному методу удовлетворительная.
3. Как показали результаты наладочных испытаний котла-утилизатора типа ПКК-75/24 для повышения температуры ir и соответственно tor до значений 1200-1 ЭОО°С, необходимых для полного выгорания сажевых частиц, нужно либо увеличивать нагрузку котла, либо расход присадочного природного газа при соблюдении (под контролем) допускаемых температур и всей кирпичной кладки предтопка, т. е. оптимизировать нагрузочный и расходный режим работы котепьного агрегата.
ЛИТЕРАТУРА
1. Котлы-утилизаторы и энерготехнологические агрегаты/ А.П. Воинов, В.А. Зайцев, Л.И. Куперман, Л.Н. Сидель-ковский; Под ред. Л.Н. Сиделькоеского. -М.: Знергоатомиз-дат, 1989.-272 с.
2. Остеркин РИ, Перевод промышленных котлов на газообразное топливо,-Л.; Энергия, 1967. -207 с.
3. Сидельковский Л.Н., Юренев В.Н. Котельные установки промышленных предприятий.-М.: Энергоатомиэдат, 19S8.-526 с,
4. Тепловой расчет котельных агрегатов (Нормативный методУПод ред. Н,В. Кузнецова и др. М.; Энергия, 1973. 295 с.
5. Щукин A.A. Газовое и печное хозяйство заводов. -М,-Л.: Энергия, 1966.-232 с.
6. Линчеаский В. П. Топливо и его сжигание,- М.: Метал -лургиздат, 1947.-376 с.
ВЕДРУЧЕНКО Виктор Родионович, доктор технических наук, профессор кафедры «Теплоэнергетика». ГАЛИМСКИЙ Евгений Викторович, аспирант кафедры «Теплоэнергетика».
Защита диссертаций
В диссертационном совете Д 212.176.03 состоялась защита кандидатской диссертации Гиршина Станиспава Сергеевича на тему «Расчет и оптимизация потерь мощности и энергии в электрических распределительных радиальных сетях промышленного типа с учетом нагрева проводников», по специальности 05.09.03 -электротехнические комплексы и системы. Автор разработал математическую модель еетви промышленной сети на основе дифференциальных уравнений нагрева кабелей и трансформаторов для расчета и оптимизации потерь энергии в электрических сетях; алгоритм и программу расчета нагрузочных потерь в ветви сети, содержащей кабель и трансформатор. Разработанный метод расчета потерь позволяет за счет учета температурь, проводников избежать ошибок при выборе ветвей, в которых наиболее целесообразно вводить мероприятия по снижению потерь, а также значительно (иногда более чем на 10 процентов) уточнить расчетное ~ие потерь при выборе мероприятий по их снижению, необходимое для расчета сроков окупаемости. Учет нагрева позволяет в ряде случаев уточнить результаты оптимизационных расчетов на 15-20 процентов, при этом уровень снижения потерь мГжет Достигать 7.5 процентов при установлении более благоприятного, чем без учета нагрева,
промышленных предприятий.
