CC BY
71
сушки от влагосодержания материала проводится в точку критического влагосодержания, или по Лыкову, когда она проводится в точку приведенного критического вла-госодержания [6]).
Достоинство уравнения (6) состоит в том, что оно автоматически учитывает форму частиц, их анизотропность, полидисперсность (если это уравнение применяется не для отдельных частиц, а для некоторой их совокупности), а недостаток — в том, что коэффициент Ку — режимный (не справочная величина). По своей физической сущности уравнение (6) является полуэмпирическим.
При построении математической модели для всего непрерывно действующего аппарата требуется учет неоднородности частиц по времени пребывания в нем. Совместный учет неоднородности частиц по размерам и по времени пребывания в аппарате может быть осуществлен по соотношению
_ Лтах <»
и = | /(л)|/(т)м(Л,т)dRdт, (7)
Я»т 0
где ЛЛ), Лт) — дифференциальные функции распределения частиц по размерам и по времени пребывания в аппарате.
При неидеальной структуре потока конструктивным также является ее приближенное описание на основе диффузионной, ячеечной моделей, моделей с рециклом, байпасом и их комбинаций. Сравнение расчетных зависимостей с использованием неподвижной и подвижной систем координат пока-
зывает, что во втором случае математическое описание проще, поскольку рассматривается стационарный процесс. Однако при этом задействованы опытные значения коэффициента массопередачи, которые определяются в лабораторных исследованиях и по своему характеру являются режимными величинами. При перенесении этих данных на промышленные объекты возникает отмеченная выше проблема масштабного перехода. При применении подвижной системы координат моделирование сушки может осуществляться на основе теплофизических характеристик частиц высушиваемого материала, являющихся справочными величинами, что методически более обоснованно.
Список литературы
1. Рудобашта, С.П. Кинетический расчет процесса конвективной сушки дисперсных материалов / С.П. Рудобашта // Труды Минского междунар. форума по тепломассообмену. 22-26 мая 2000 г. Т. 9. Тепломассообмен в процессах сушки. — Минск, 2000. — С. 41-48.
2. Масштабный переход в химической технологии / Под ред. А.М. Розена. — М.: Химия, 1980. — 313 с.
3. Рудобашта, С.П. Массоперенос в системах с твердой фазой / С.П. Рудобашта. — М.: Химия, 1980. — 248 с.
4. Лыков, А.В. Теория тепло- и массопереноса / А.В. Лыков, Ю.А. Михайлов. — М.-Л.: Госэнергоиздат, 1963. — 534 с.
5. Rudobashta, S.P. Investigation of the heat- and mass transfer at convective drying of capillary porous materials in a stationary layer / S.P., Rudobashta A.G. Zlobin // Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodinamics. — 1997. — P. 335-341.
6. Лыков, А.В. Теория сушки / А.В. Лыков. — Изд. 2-е, перераб. и доп. — М.: Энергия, 1968. — 472 с.
УДК 629.114.2.001
В.В. Стрельцов, доктор техн. наук, профессор
ФГОУ ВПО «Московский государственный агроинженерный университет имени В.П. Горячкина» В.П. Лапик, канд. техн. наук, доцент
ФГОУ ВПО «Брянская государственная сельскохозяйственная академия»
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ДВИЖЕНИЮ ГУСЕНИЧНОЙ МАШИНЫ С РЕЗИНОКОРДНЫМИ ТРАКАМИ
Составляющую сопротивления движению гусеничной машины с резинокордными траками, работающей в условиях переувлажненной почвы и переменной нагрузки, необходимо рассматривать с учетом деформации почвы и формирования колеи. С достаточной достоверностью можно считать, что существенная деформация почвы происходит под направляющим участком гусеницы и в дальнейшем — под опорным участком лишь при прохождении пиков давления больших, чем предыдущие. Последнее возможно, если центр масс машины смещен назад.
Сопротивление качению гусеничного движителя в результате колееобразования зависит главным образом от потерь энергии в самом движителе и от потерь энергии на деформацию почвы. Деформация почвы происходит в пределах угла трения по направлению вектора абсолютной скорости перемещения деформатора, в данном случае — гусеницами на направляющем участке, и дуговой ветви направляющего колеса (рис. 1).
Анализ характера взаимодействия элементов гусеничной цепи с почвой позволяет выделить два
участка контакта движителя с почвой: переднюю дуговую ветвь направляющего колеса АВ и направляющий участок ВС. Общая сила сопротивления качению гусеничного движителя, возникающая вследствие деформации почвы, может быть представлена уравнением
Pf = Pf
1 ІДТ
(1)
где Р.. , Р..
составляющие силы сопротивления ка-
чению, возникающие при деформации почвы траками на участках АВ и ВС соответственно.
На участке АВ при передвижении движителя с образованием колеи Н1 поверхности смятия трака перемещаются как поступательно, так и вращатель-но, т. е. перемещение происходит по дуге. За направление вектора абсолютной скорости перемещения поверхностей смятия и частиц почвы принимаем хорду указанной кривой, не совпадающую по направлению с вертикалью.
При установке на машину резинокордных траков возникает дополнительное сопротивление качению из-за их упругого несовершенства. Потери энергии в самом гусеничном движителе можно выразить через работу, затрачиваемую на деформацию эластичных элементов в гусеничной цепи:
с1Л = | Pdf
(2)
где Р — вертикальная нагрузка; к1 — высота профиля резинокордного трака; f — текущее значение /-суммарного прогиба резинокордного трака.
Потери энергии на деформацию резинокордного трака происходят вследствие потерь на внутреннее трение в упругих стойках при их изгибе и выпрямлении и в протекторной части траков.
Межмолекулярное трение в резине и трение между слоями резинокордной оболочки оценивается коэффициентом гистерезисных потерь Пт. При этом работа, затрачиваемая на преодоление упругости стенок резинокордного трака с учетом несу-
щей начальной жесткости каркаса, определяется уравнением
Рс =
1,75 -
/с.
36,
(3)
пр у
Рис. 1. Направление вектора абсолютной скорости гусеничной цепи при перемещении по участкам обвода
где С, — вертикальная жесткость резинокордного трака; Л— прогиб резинокордного трака при действующей рабочей нагрузке Р; у1 — коэффициент поглощения энергии; йпр — ширина протекторной части.
Полное сопротивление качению гусеничного движителя (без учета трения в шарнирах звеньев) определяется суммой выражений (1) и (3):
р = р. + Pf.
Установка резинокордных траков, наряду с повышением эластичности движителя, изменяет его геометрию и кинематику, так как при этом уже нельзя пренебрегать толщиной гусеничного полотна. Как показывают расчеты, при достаточно малых углах у3 сопротивлением качению от смятия почвы на дуге можно, как и ранее, пренебречь. Увеличение же эффективной величины радиуса направляющего колеса гп приводит, с одной стороны, к уменьшению угла в, а с другой — к увеличению длины дуги. В результате сопротивление качению на этой дуге увеличивается, но возникает и дополнительная движущая сила, обусловленная буксованием.
Действительно, точки дуги АВ движутся со скоростью 2л(гп + АпЬ)юп, где юп — угловая скорость вращения направляющего колеса, а на прямолинейных участках точки опорной поверхности гусениц движутся со скоростью гусеничной цепи, равной 2лгпюп. Таким образом, буксование на дуге АВ составляет 5АБ^тр/гп. Для рассматриваемого типа машин стандартная величина гп = 0,377 м. При высоте резинокордных траков йтр = 100 мм о = 27 %. Это отчасти объясняет экспериментальный факт почти полного отсутствия буксования на опорной части гусениц движителя с резинокордными траками при испытаниях на почве с низкой несущей способностью.
Проведенные исследования [2] показали, что сопротивление качению от деформирования почвы с увеличением высоты траков возрастает. Но при этом возрастает и часть давления машины на почву, воспринимаемая на дуге контакта АВ. Происходит разгрузка переднего опорного катка, под которым обычно имеет место пик давления. Поэтому уменьшается глубина колеи йс, что ведет, в свою очередь, к снижению сопротивления качению движителя. Разгрузка первого опорного катка происхо-
дит и за счет увеличения натяжения направляющего участка гусеничной цепи из-за буксования на участке АВ. Величину этой разгрузки оценить теоретически весьма сложно. Однако можно оценить необходимую степень снижения глубины колеи кс для компенсации эффекта от увеличения высоты траков.
Определяем эффект от увеличения высоты траков. Обозначим через РАВ значение РАВ при
к = 0:
тр
= Р р
АВ0
V
'к К2Л
1 + + тр
- 2
п
V
(4)
Так, при гп = 0,377 м и высоте траков ктр = = 100 мм, ^р = 1,69. Учитывая, что РАВ достигает величины РВС, получаем, что общее сопротивление качению движителя от деформирования почвы увеличивается примерно на 35 %о (рис. 2).
Степень снижения глубины колеи кс, компенсирующая отрицательный эффект от увеличения к оценивается выражением
тр
кс - К
кс
1 ] ър
1 -
¥ 3
(5)
где к0 — начальная величина кс при ктр = 0.
При номинальных значениях у3 = 0,2182 рад, 1п = 0,550 м и угле в + у3 = п/4, к0 = 0,157 м. Тогда
/ \ 1 - -1 ^р )
(6)
В приведенном выше примере ^р = 1,69 и необходимое для компенсации этой величины значение = 0,10. Сравнение графиков (рис. 2) зависимостей (£р - 1) и от высоты траков показывает, что даже небольшое (в несколько процентов) уменьшение глубины колеи компенсирует рост сопротивления качению.
Для компенсации отрицательного эффекта от увеличения высоты траков вполне достаточно достигаемого при этом снижения динамических нагрузок на почву от вертикальных колебаний машины. Кроме того, следует ожидать снижения сопротивления качению от деформирования почвы за счет более равномерного распределения давления на почву и снижения пиковых давлений вдоль опорных поверхностей гусениц.
В соответствии с представленными аналитическими расчетами получены экспериментальные значения сопротивления качению для двух типов траков (см. таблицу).
Рис. 2. Зависимости коэффициентов <;р и <;ь от относительной высоты траков:
1 — (4р - 1); 2 — ^
При проведении эксперимента на почве влажностью Ж 42 % деформация почвы гусеничным движителем составляет незначительную величину, поэтому результаты ее измерения имеют большой разброс и здесь не приводятся.
Теоретические исследования показали, что величина коэффициента сопротивления качению Лп увеличивается по мере увеличения глубины колеи. Экспериментальные исследования в целом подтвердили такой характер изменения Лп = Л(к).
При расчете теоретического значения Л учитывалось, что конструкция гусеничного движителя при исследовании двух типов траков остается неизменной, поэтому затраты энергии на трение в движителе тоже постоянны.
Анализ данных, приведенных в таблице, показывает, что расхождение между теоретическими и экспериментальными данными составляет вели-
Теоретические и экспериментальные значения сопротивления качению на почве W = 65 %
Показатель Гусеничный движитель
с резинокордными траками с металлическими, траками
Расчетное значение коэффициента сопротивления качению Л -'р в том числе: составляющая от деформации почвы Л п составляющая от трения в самом движителе /тр составляющая от деформации траков Л Экспериментальное значение коэффициента сопротивления качению Л 0,080 0,042 0,028 0,010 0,088 0,099 0,071 0,028 0,120
п
чину незначительную. Можно также сделать вывод, что полный коэффициент сопротивления качению для движителя с резинокордными траками несколько ниже, чем с металлическими. Более равномерное распределение давления снижает глубину колеи и компенсирует этим отрицательное влияние повышенной высоты траков.
Список литературы
1. Воронин, В.А. Основы теории тракторов, автомобилей и самоходных сельскохозяйственных машин / В.А. Воронин. — Благовещенск, 1981.
2. Лапик, В.П. Совершенствование эксплуатационных качеств гусеничных движителей кормоуборочных комбайнов с резинокордными траками: дис. ... канд. техн. наук. — Брянская ГСХА, 1995.
УДК 631.3:662.756.3.004.55
В.П. Коваленко, доктор техн. наук, профессор Е.А. Улюкина, канд. хим. наук, доцент
ФГОУ ВПО «Московский государственный агроинженерный университет имени В.П. Горячкина»
ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ АЛЬТЕРНАТИВНОГО БИОТОПЛИВА
Потребность в использовании при эксплуатации двигателей внутреннего сгорания биотоплив из растительного сырья взамен продуктов нефтяного происхождения наряду с причинами техникоэкономического характера (наличие возобновляемых сырьевых ресурсов, более низкая стоимость и т. п.) диктуется также экологическими соображениями, поскольку применение биотоплив позволяет резко снизить содержание в выхлопных газах двигателя загрязняющих атмосферу токсичных веществ (оксида углерода, тяжелых углеводородов, оксидов азота, сажи, соединений серы и т. п.), а также исключить трудноустранимые загрязнения почвы и водных источников, возникающие при проливах нефтепродуктов, и уменьшить масштабы парникового эффекта, оказывающего отрицательное влияние на климат планеты.
Для российских условий к наиболее перспективным биотопливам из растительного сырья относятся продукты, получаемые из рапсового масла. Использование рапсового масла в чистом виде при эксплуатации существующих дизельных двигателей без их существенной конструктивной доработки невозможно из-за высокой вязкости этого продукта, поэтому его применяют в смеси с дизельным топливом. Смесевое биотопливо обладает лучшими экологическими показателями по сравнению с дизельным топливом, и хотя его применение не полностью решает все проблемы загрязнения окружающей среды, но экономически оправдано низкой стоимостью и простотой получения этого продукта. Более эффективным является использование в качестве моторного топлива продукта переработки рапсового масла — его метилового эфира, который по своим физико-химическим свойствам близок к нефтяному дизельному топливу.
62
Вопросы применения биотоплив на основе рапсового масла в качестве горючего для дизельных двигателей исследуются достаточно широко, однако использование указанных продуктов при эксплуатации мобильной техники затрудняется из-за отсутствия инфраструктуры для обеспечения этой техники биотопливами, учитывающей их специфические физико-химические свойства и основанной на научно обоснованных организационно-технических решениях по вопросам транспортирования, хранения биотоплив и заправки ими машин.
Для использования рапсового масла в качестве компонента смесевого биотоплива необходимо осуществить ряд технологических операций, к которым относятся очистка рапсового масла, его нагрев до необходимой температуры и смешение с дизельным топливом в заданных пропорциях.
Очистка рапсового масла необходима, так как при производстве из семян путем холодного отжима возможно его загрязнение частицами растительного происхождения, а также твердыми механическими примесями и эмульсионной водой. Используемые в настоящее время для удаления этих загрязняющих веществ фильтры намывного типа недостаточно эффективны, поэтому перспективным является использование в качестве фильтрующего материала для очистки рапсового масла новых высокопористых полимерных материалов, имеющих пространственно-глобулярную структуру (ПГС-полимеров) [1]. Для очистки рапсового масла целесообразно применение фильтра с двухступенчатым фильтроэлементом из ПГС-полимеров, первая ступень которого имеет цилиндрическую форму, а вторая выполнена в виде набора конических дисков чечевицеобразной формы (рис. 1). Большой ресурс работы таких фильтров достигается выбо-
