авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования ...»

-- [ Страница 3 ] --

2 – кольца Zulzer C-Ring No.2.5 [5];

3 – стальные кольца Палля 50х50;

4 – насадка «Инжехим-2000» [1] Результаты расчетов аппаратов с рассматриваемыми контактными устройствами представлены в таблице 1.

Во всех аппаратах осушка газа достаточна для его последующей переработки, транспортировании и использовании при соответствую щих температурах и давлениях.

Также выполнен расчет десорбера для регенерации насыщенного раствора ДЭГа по уравнению Кремсера. Установлено число теоретиче ских тарелок: для нижней части аппарата – 3, для верхней – 2.

Таблица 1. – Результаты расчета вариантов абсорбера Контактное устройство Параметр Ситчатая та- Кольца Раши- Насадка «Ин релка га 25х25 жехим-2000»

диаметр абсорбера 2,2 м 2,2 м 2,0 м количество тарелок / высо- 10 штук 3,7 м 3,0 м та слоя насадки гидравлическое сопротив- 8993 Па 2125 Па 1030 Па ление колонны Произведен расчет аппарата с тарельчатыми (ситчатая тарелка, свободное сечение 10 %, высота сливной планки 30 мм) и насадочными контактными устройствами (стальные кольца Рашига 25х25).

Расчет тарельчатого аппарата выполнялся по теоретическим тарел кам с дальнейшим уточнением КПД тарелки. Расчет насадочного аппа рата основан на вычислении высоты слоя насадки, эквивалентной одной теоретической тарелке (ВЭТТ).

Результаты расчетов аппаратов с рассматриваемыми контактными устройствами представлены в таблице 2.

Таблица 2. – Результаты расчета вариантов десорбера Контактное устройство Параметр Ситчатая тарелка Кольца Рашига 25х диаметр абсорбера 0,4 м 0,4 м высота:

тарельчатой части 1,84 м – слоя насадки – 1,37 м По приведенным данным видно, что абсорбер с насадочными кон тактными устройствами «Инжехим-2000» обладает меньшей металло емкостью и гидравлическим сопротивлением колонны, в отличие от других рассчитанных аппаратов. Десорбер с насадочными контактными устройствами также обладает меньшей металлоемкостью по сравнению с тарельчатым аппаратом.

Список литературы Технология переработки природного газа и конденсата: Справочник. М.:

1.

ООО «Недра-Бизнесцентр», 2002.– 517 с.

Смидович Е.В. Технология переработки нефти и газа. Часть 2. Деструк 2.

тивная переработка нефти и газа. М.: Химия, 1968. – 376 с.

Коуль А. Л., Ризенфельд Ф. С. Очистка газа. М.: Недра, 1968. 392 с.

3.

Лаптев А.Г., Крылова А.Н., Минигулов Р.М. Повышение эффективности 4.

массообменных аппаратов на установке осушки природного газа // Энергоресурсоэффективность и энергосбережение: Х междунар. симпо зиум. Казань: Издательство: Печатный салон «Онегин», 2009. – С. 237 244.

Лаптев А.Г., Крылова А.Н., Бажиров Т.С Свидетельство о государствен 5.

ной регистрации программы для ЭВМ «Предпроектный расчет тарель чатого абсорбера с ситчатыми тарелками». № 2011615102. 29.06.2011.

УДК 620. УВЕЛИЧЕНИЕ ПОЛНОТЫ СГОРАНИЯ ТОПЛИВА В ГАЗОВОЙ ГОРЕЛКЕ ПУТЕМ РАСШИРЕНИЯ ДИАПАЗОНА ЕЕ РЕГУЛИРОВАНИЯ Лаврентьев А.В.

Руководитель – Наумов С.А.

ФГБОУ ВПО «Оренбургский государственный университет»

E-mail: teploosu@mail.ru Вопрос защиты окружающей среды остро стоит перед обществом, на протяжении многих лет. И заставляет задуматься о совершенствова нии как подготовки топлива к сжиганию, так и самого процесса горе ния.

Актуальность проблемы обусловлена, в первую очередь, желанием сберечь невозбновимый, и быстро исчезающий источник энергии, такой как природный газ. Теплоэнергетика является одной из загрязняющих сфер промышленности. Это связано с огромным количеством вредных веществ в продуктах сгорания.

Газ является самым удобным, обладающим чрезвычайно высокими потребительскими качествами видом органического топлива, поэтому устройства, работающие на нем, пользуются особой популярностью.

Почти все они оснащаются системами автоматики, благодаря чему до стигается высокая безопасность и безотказность их работы.

Существующие виды горелок обладают широким спектром досто инств. Конструкция газовой горелки очень проста. Ее запуск занимает доли секунды и работает такая горелка практически безотказно. Газо вые горелки используются для отопительных котлов или промышлен ного применения.

Сегодня существует два основных вида газовых горелок, их разде ление ведется в зависимости от используемого метода образования го рючей смеси (состоящей из топлива и воздуха). Различают атмосферные (инжекторные) и наддувные (вентиляционные) устройства.

По типу регулирования относится к модулируемым горелкам, ко торые нагревают котёл непрерывно, по мере необходимости повышая или снижая мощность. Диапазон изменения режима горения — от 10 до 100% номинальной мощности.

Модулируемые горелки подразделяются на три типа по принципу работы модулирующих устройств:

– горелки с механической системой модуляции;

– горелки с пневматической системой модуляции;

– горелки с электронной модуляцией.

Рассматриваемую горелку можно отнести к горелкам с механиче ской системой модуляции.

Преимущества модулируемых горелок:

-продление срока службы теплоагрегата;

-экономия топлива не менее 5% (по сравнению с плавно двухступенчатыми горелками соответствующей тепловой мощности), частотное и кислородное регулирование;

-экологические нормы сжигания газа с минимальным количеством вредных выбросов в атмосферу по СО (даже до 0%) и NОx (по швей царским, самым жестким нормам);

-широкий диапазон регулирования мощности (от 10 до 100%) и высокий КПД теплоагрегата во всем диапазоне регулирования.

Рассмотрим особый вид модулироемой горелки в которой проис ходит тепловое расширение подаваемой газовой смеси, вследствие чего происходит повышение экономичности и полноты сгорания топлива, путем турбулезации потока газо – воздушной смеси при ее сжигании.

Газовая горелка работает следующим образом. Часть вырабатыва емого котлом пара 1, поступает в механический привод 2, приводя во вращение целиндрический редуктор 3, передавая крутящий момент ремням 13, и вращая газоподводящий центральный 7 и переферийный каналы, через подшипники скольжения 12, пар проходящий через тур бину попадает в пластинчатый теплообменник 2, и удаляется через кон денсатопровод 14, поступающая газовая смесь с начальными парамет рами (температура 1, давление 1) через трубопровод, нагревается и расширяется в пластинчатом теплообменнике 2, приобретая параметры (температура 2, давление 2), поступает в газовый трубопровод, заполня ет пространство в корпусе 5, через перфорированные отверстия 8, рас пределяется в центральном 6, и переферийном 7 газоподводящих кана лах, за счет вращения перфорированного трубопровода газоподводящих каналов, режим течения газовой смеси из ламинарного переходит в тур булентный, после чего во вращающихся газоподводящих каналах, газо вая смесь, имеющая турбулентный режим течения поступает в сопла го рения 9 и 10, расположенных противонаправленно друг относительно друга. При необходимости повысить содержание воздуха в газо – воз душной смеси, происходит подача воздуха через канал 11.

Рисунок 1 – Принципиальная схема газовой горелки 1-паропровод, 2-турбина,3-целиндрический редуктор, 4-пластинчатый теп лообменник, 5-патрубок подвода газовой смеси, 6-переферийный газоподводяцийка нал,7- центральный газоподводяций канал, 8-перфорированные отверстия, 9,10 сопла горения,11- патрубок подачи воздуха,12-подшипники скольжения,13- рем ни,14- конденсатопровод Такой результат приводит к увеличению КПД, за счет турбулеза ции потока по средствам вращения газоподводящих каналов, повышает ся полнота сгорания топлива, соответственно и экономия топливно – воздушной смеси.

Достигается за счет установки пластинчатого теплообменного ап парата, в котором соответственно происходит тепловое расширение по даваемой газовой смеси, вследствии чего происходит повышение эко номичности и полноты сгорания топлива, путем турбулезации потока газо – воздушной смеси при ее сжигании.

Список литературы www.staroruspribor.ru/ Классификация горелок по виду топлива.

1.

2. http://www.climat4u.ru/ Соколов Б.А. Устройство и эксплуатация оборудования газомазутных 3.

котельных. 2007 г.

Быков В.В. Газопламенные горелки. 1974 г.

4.

УДК 621. ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ТУРБИН ВЛАЖНОГО ПАРА Лавриненко С.В., аспирант Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: serg86@tpu.ru Концерн «Энергоатом» в течение последних лет проводит целенаправленную работу по модернизации турбоустановок АЭС для увеличения коэффициента использования установленной мощности (КИУМ). На рис. 1 приведены результаты этой работы. Видно, что проведенная модернизация оборудования уже в 2009 г. позволила получить дополнительную мощность, эквивалентную мощности новой турбины 220 МВт, а в 2010 г. она будет соответствовать вводу нового энергоблока 440 МВт.

Рис. 1. Дополнительная мощность турбоустановок АЭС России, полученная в результате внедрения систем шариковой очистки конденсаторов (1), совершенствования систем сепарации и промежуточного перегрева пара (2) и модернизации ЦНД турбин К-500-6,4/3000 (3) Повышение единичных мощностей паровых турбин (в особенности для АЭС) требует увеличения площади выхлопа последних ступеней (из-за повышенного расхода пара) для обеспечения необходимого пропуска пара при глубоком вакууме и снижения выходных потерь.

Этого можно достичь увеличением высоты лопаток последних ступеней, числа выхлопов, т.е. числа цилиндров низкого давления (ЦНД), а также переходом при больших мощностях турбин АЭС (более 1000МВт) от быстроходных (частота вращения 50......60 с-1) к тихоходным (частота вращения 25...30 с). В настоящее время разработаны титановые лопатки для быстроходных турбин длиной l = 1400 (Siemens, Hitachi и др.), а для тихоходных — 1840 (Siemens) и мм (Alstom) [1]. Увеличение высоты лопаток для тихоходных и особенно для быстроходных турбин приводит к значительному повышению напряжений в лопатках и дисках, возрастанию массы и габаритов роторов, а также окружных скоростей в периферийных се чениях лопаток. Все это вызывает значительные проблемы при проектировании, изготовлении и эксплуатации лопаток предельной длины.

Элементы проточных частей турбин насыщенного пара и особенно лопатки последних ступеней подвергаются непрерывному воздействию влажного пара и эродируют. Термин «эрозия» (от латинского слова ero sion – разъедание) означает износ поверхности деталей машин и механизмов, возникающий вследствие комплексного воздействия внешних сил при контакте поверхности материала со средой, в которой она находится. В зависимости от того, какая среда является носителем этих сил, эрозию можно подразделить на несколько видов: коррозию, истирание твердыми частицами (абразивная эрозия), газовую, кавитационную, электрическую [2].

Анализ специфических условий, в которых находятся отдельные элементы проточных частей паровых турбин, показывает, что наиболее характерными видами эрозии в паровых турбинах являются:

1) ударное воздействие капель;

2) кавитационная эрозия;

3) химическая и электрохимическая коррозия.

Следует особо подчеркнуть, что в натурных условиях все названные виды эрозии взаимосвязаны друг с другом и действуют одновременно. Попадание капли, движущейся с большой скоростью, на поверхность лопатки является причиной начала кавитации.

Микроударное воздействие капли о поверхность металла изменяет его электрический потенциал в месте удара, что стимулирует электрохимическую коррозию в присутствии электролита.

Образовавшееся в месте удара микронарушение рельефа поверхности (язва) «облегчает» образование «вихря» при растекании следующей капли, попавшей на это место, что в свою очередь способствует образованию новой кавитационной полости. Ее захлопывание вызывает кавитационную эрозию. Так, в упрощенном виде можно представить взаимовлияние и взаимосвязь указанных выше трех явлений (удар капли, возникновение кавитационной полости и изменение электрического потенциала), вызывающих соответственно три вида эрозии.

При течении пара в проточной части турбины практически невозможно выделить какой-либо один вид эрозии. В зависимости от параметров среды (влажность и дисперсность пара, скорость рабочей среды, температура) и состояния поверхности металла в отдельных режимах и на различных участках проточной части турбины может преобладать тот или иной вид эрозии.

На основании экспериментальных исследований разрушения различных материалов при ударе одиночной капли было установлено, что при больших скоростях соударений весьма твердые материалы подвергаются пластической деформации. Так, например, водяная капля диаметром около 1 мм при скорости соударения 760 м/сек образует на поверхности алюминиевого образца лунку глубиной 2 мм и диаметром 3 мм. Единичные капли, падающие на образец со скоростью до 1 м/сек, деформируют даже такой твердый материал, как карбид урана.

Это свидетельствует о том, что в месте удара капли должно возникать импульсное давление очень большой величины. Измерение давлений в месте падения капли представляет большие трудности, так как размер падающих частиц мал, а время взаимодействия капли с рабочей лопаткой равно 10-б – 10-4 сек.

Процесс эрозионного износа конструкционных материалов при вы сокоскоростном взаимодействии с жидкими частицами характеризуется тремя этапами: инкубационным (скрытым);

асимптотическим (установившимся) и переходным между ними (рис. 2) [3-5].

Рис. 2. Кривая кинетики эрозионного износа. Период: I – инкубационный;

II – переходный;

III – асимптотический В течение инкубационного периода при каплеударном воздействии на поверхность потери массы материала не происходит, но изменяется ее (поверхности) вид и повреждается приповерхностный слой материала мишени с образованием новых дислокаций и микротрещин.

Переходный период – непродолжительный, характеризуется высокой неравномерностью и достижением максимальной скорости, значительно превышающей скорость в асимптотическом периоде. Развитие переходного периода, во всяком случае на его первоначальной стадии, предопределяется процессами, происходящими в инкубационном.

После переходного периода развитие эрозионного разрушения обусловлено характеристиками вновь образуемой поверхностной структуры материала, и далее поверхностное разрушение будет происходить с постоянной скоростью (асимптотический период).

Расчет движения двухфазного потока за предпоследней ступенью, определение дисперсности и количества влаги, попадающей в периферийную зону комбинированной ступени, а также оценка массы отсепарированной влаги в поворотной решетке являются очень сложной задачей.

Характер распределения влажности, дисперсности, углов и скоростей двухфазного потока за ступенями большой веерности (последние и предпоследние ступени ЦНД) зависит от геометрических и режимных параметров (теплоперепадов, реактивности и др.), но прежде всего от доли крупнодисперсной влаги, т.е. влаги, движущейся со значительным скольжением (св/сп 0,7...0,8) и соударяющейся с поверхностями сопловых и рабочих лопаток. Доля крупной влаги за висит от места возникновения, теплоперепадов (скоростей пара), давлений и других параметров. Так, если линию насыщения процесс расширения в h, s-диаграмме пересекает в точке, соответствующей состоянию перед последней ступенью, то доля крупной влаги не будет превышать 5...7%, если же перед предпоследней ступенью – то в последней ступени доля крупной влаги может составлять 15 % и выше.

Опубликованные результаты экспериментальных исследований много ступенчатых турбин и одиночных ступеней весьма ограничены и недостаточно точны (например, направление движения крупных капель определялось эрозионным методом, т.е. по смыву краски с металлических шариков), что не позволяет считать сделанные обоб щения достаточно надежными.

Список литературы Направления совершенствования быстроходных паровых турбин АЭС / 1.

Г.А. Филиппов, А.С Лисянский, О.И. Назаров, Ю.П. Томков // Энергетические машины и установки. 2008. № 3. С. 3—12.

Урвальцев Л.А. Эрозия и защита материалов. М., «Машиностроение», 2.

1966.

Эрозия/ Под ред. К. Прис. М.: Мир, 1982.

3.

Спринжер Дж. С. Эрозия под воздействием капель жидкости. М.:

4.

Машиностроение. 1981.

Поваров О.А., Станиша Б., Рыженков В.А. Исследование эрозийного 5.

износа рабочих лопаток паровых турбин // Теплоэнергетика. 1988. №4.

С. 66-69.

Селезнев Л.И., Рыженков В.А. Эрозийный износ конструкционных 6.

материалов // Технология металлов. 2007. №3. С. 19-24.

УДК 532. ГРАВИТАЦИОННОЕ ОСАЖДЕНИЕ ЧАСТИЦ С УЧЕТОМ НЕСТАЦИОНАРНЫХ И «НАСЛЕДСТВЕННЫХ» ЭФФЕКТОВ Лапшин А.А., Усанина А.С.

Томский государственный университет, г. Томск E-mail: arthost@bk.ru Процессы движения частиц дисперсной фазы (твердых частиц, ка пель и пузырьков) в поле силы тяжести играют важную роль в природе, в различных технологических процессах и в проблемах экологии. В ка честве примеров можно привести закономерности образования атмо сферных осадков, процессы седиментации и барботажа, распростране ния облака жидко-капельных аэрозолей при аварийном сбросе авиаци онного топлива и токсичных компонентов жидких ракетных топлив при отделении ступеней ракет-носителей [1].

В большинстве работ по гравитационному осаждению частиц рас сматривается уравнение движения, учитывающее силу тяжести, силу Архимеда и силу сопротивления [2].

В ряде практически важных задач необходимо учитывать влияние нестационарных и «наследственных» сил, действующих на частицу [3 5]. При нестационарном движении тела как в идеальной, так и в вязкой жидкости на него со стороны жидкости действует сила, связанная с присоединенной массой [6]. Для шара сила сопротивления направлена противоположно вектору ускорения шара du / dt и равен V du Fпр, (1) 2 dt где V – объем частицы.

Уравнение движения шара с учетом Fпр (1) имеет вид V du du F, m dt 2 dt или du p V F, (2) 2 dt где F – действующие на шар внешние силы (сила тяжести, сила Архимеда и сила сопротивления).

Коэффициент при du / dt в (2) можно рассматривать как некоторую эффективную массу шара, которая складывается из массы самого шара m pV и присоединенной массы mпр V / 2, которая равна половине массы жидкости, вытесненной шаром. Особенно значителен вклад Fпр при движении пузырька.

На частицу, движущуюся с переменной скоростью в вязкой жидко сти действует еще одна дополнительная сила, зависящая от предысто рии движения («наследственная» сила Бассэ [6, 7]). В настоящей работе проводится сравнительная оценка вклада нестационарных и «наслед ственных» сил на движение сферической частицы при малых числах Рейнольдса. В первом приближении рассматривается движение части цы, начинающей в момент t 0 двигаться равноускоренно по закону gt.

В рамках данного приближения Л.Д. Ландау получил аналитиче ское решение для суммарной силы сопротивления [6]:

1 3 6 t Fc 2 R3 g 2 t, (6) R 3 R где – коэффициент кинематической вязкости жидкости;

R – ра диус шара. Подставляя в (6) диаметр шара D 2R и коэффициент дина мической вязкости, получим для силы сопротивления следую щую формулу:

Fc Fc1 Fc 2 Fc3, (7) где Fc1 3 D gt – сила вязкого сопротивления;

Fc 2 Vg / 2 – сила, связанная с присоединенной массой;

Fc3 3gD2 t – сила Бассэ.

На рис. 1 и в табл. 1 приведены значения компонент силы сопро тивления в разные моменты времени для следующих начальных дан ных: =8 Пас;

p =7.85 г/см3;

D 3.2мм.

Для экспериментального исследования влияния нестационарных эффектов на осаждение твердой частицы в вязкой жидкости была разра ботана установка, схема которой приведена на рис. 2. Установка состо ит из прозрачного резервуара 1 с плоскопараллельными стенками раз мером 50 60 300 мм, изготовленного из органического стекла. Шарик 2 установлен на ферритовом стержне 4, помещенном в обмотку элек тромагнита 5. При снятии напряжения от источника питания 6, шарик отсоединяется от стержня и с нулевой скоростью поступает в резервуар.

Скорость осаждения шарика измеряется путем обработки видеосъемки, которая проводится с использованием скоростной видеокамерой 3.

Из рис. 1 видно, что на начальном участке осаждения частицы не стационарные или «наследственные» силы сравнимы с силой Стокса и их необходимо учитывать при анализе начального участка осаждения.

Рис. 1. Зависимость компонент силы сопротивления от времени Рис. 2. Схема экспериментальной установки Большое влияние на силу Бассе оказывает вязкость, поэтому на первом этапе исследований проведены измерения коэффициента дина мической вязкости для рабочих жидкостей. Коэффициент динамической вязкости определялся путем измерения скорости стационарного оса ждения сферической твердой частицы в стационарном стоксовском ре жиме. Суть данного метода заключается в следующем. Времяпролет ным методом определяется скорость осаждения частицы u на некото ром участке L в рассматриваемой жидкости. Время осаждения частиц определяется секундомером с погрешностью 0.1 с. Из формулы для скорости стационарного осаждения частицы в стоксовском режиме сле дует, что gD 2 ( p ).

18u В качестве рабочих жидкостей были выбраны силиконовое масло марки ПМС-100, трансформаторное масло и водно-глицериновый рас твор (ВГР). Результаты измерения вязкости приведены в таблице 1.

Таблица 1. – Вязкость рабочих жидкостей Жидкость ПМС-100 Трансформаторное масло ВГР, 10-3 Пас 98±2 22.0±0.3 8.80. Список литературы Усанина А.С. Динамика и устойчивость формы капель и пузырьков при 1.

течении вязкой жидкости: дис. … канд. физ.-мат. наук : 01.02.05 / А.С.

Усанина ;

Томский государственный университет. – Томск, 2011. – с.

Шиляев М.И., Шиляев А.М. Аэродинамика и тепломассообмен газодис 2.

персных потоков, Томск.;

Изд-во Том. гос. арх.-строит. ун-та, 2003. с.

Висицкий Е.Г., Петров А.Г., Шундерюк М.М. Движение частиц в вязкой 3.

жидкости под действием силы тяжести и вибрации при наличии силы Бассе // Прикладная математика и механика. 2009. Т. 73. Вып. 5. С. 763 775.

Невский Ю.А., Осипцов А.Н. О роли нестационарных и «наследствен 4.

ных» сил в задачах гравитационной конвекции суспензий // Вест. МГУ.

Сер. 1. Математика, механика. 2008. № 4.С. 37-40.

Водопьянов И.С., Петров А.Г., Шундерюк М.М. О нестационарном оса 5.

ждении сферической твердой частицы в вязкой жидкости // Известия РАН. Механика жидкости и газа. 2010. № 2. С. 98-107.

Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Теоретическая физика. Т. 6. Гидродинамика.

6.

М.: Наука, 1986. 736 с.

Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред. Т. 1. М.: Наука, 1987. 7.

с.

УДК 665.7.032. ЭЛЕМЕНТАРНАЯ МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПИРОЛИЗА ДРЕВЕСНЫХ ОТХОДОВ А.Ю. Мищенко, А.А. Юнусов, магистры, Национальный исследовательский Томский политехнический университет,Томск E-mail 87mischenko@mail.ru Проблемой энерготехнологического использования древесного топлив и утилизации отходов древесины занимаются долгое время, од нако в последнее десятилетие ей стали уделять больше внимания. Во многих странах с целью уменьшения зависимости от нефти и газа воз рос интерес к использованию органического топлива [1]. Проблемы утилизации и рационального использования отходов древесного произ водства, можно решить нетрадиционными методами переработки, од ним из которых является газификация, позволяющая конвертировать любые органические вещества в газ, состоящий в основном из СО, Н2, СО2, СН4. Разработка технологий, позволяющих применять различные виды биомассы в энергетических целях, актуальна задача, как для раци онального использования природных ресурсов, так и для создания авто номных источников теплоснабжения и электроснабжения, работающих на местных видах топлива. В этом смысле весьма привлекательным сы рьем являются древесина и торф, относящиеся к возобновляемым угле водородным ресурсам. В нашей стране сосредоточено около 47 % миро вых запасов торфа и 24 % древесины. Запасы торфа в России в пересче те на условное топливо составляют 68,3 млрд. т., которые превосходят суммарные запасы нефти (31 млрд. т.), газа (22 млрд. т.), уступая лишь запасам угля (97 млрд. т.) [2]. Перспективным направлением данного процесса является высокотемпературная бескислородная паровая гази фикация.

В Кузбасском государственном техническом университете был со здан экспериментальный стенд использованный при паровой газифика ции органического топлива, схема которого представлена на рисунке 1.

Основным элементом экспериментального стенда является рабочий участок, изготовленный в виде цилиндрической трубы. В качестве ис ходного материала для процесса конверсии использовалась мелкая су хая древесная фракция, которой имела размер частицы 2 мм.

Рис.1. Схема экспериментального стенда конверсии углеродсодержащих материалов 1 – парогенератор;

2 – система термостабилизации генератора;

3 – генератор водород–кислородной горючей смеси;

4-система термостабилизации и огнезащиты горючей смеси;

5-термостат;

6-рабочий участок;

7-конденсатор-сепаратор;

8 система термопар с АЦП;

9-система сбора газовых проб;

10-система измерения расхода газа;

11- система измерения расхода конденсата;

12-магистраль оборот ной воды;

13-вакуум-насос – компрессор;

14 – слой углеродсодержащего материала (сборка);

15- место засыпки древесной фракций.

Реакция водяного пара с углеродом топлива с образованием СО и Н2 [3] С+Н2О=СО+Н2 (1) описывается уравнением.

drn K1CT rn. (2) w dz Граничное условие 1.

rn z В ходе решения данного уравнения при заданных граничных усло виях получаем следующее K1CT z rп exp( (3) ), w где rn – концентрация водяного пара, м3/м3;

w – скорость парогазо вой смеси при реальных параметрах с учетом порозности слоя, рассчи танная по составу продуктов реакции (1), м/с;

z – расстояние до газо распределительной решетки, м ;

К1=7,2103exp(-9093/Т) – константа скорости взаимодействия водяного пара с углеродом древесины, м3/(с кг);

Т – температура кипящего слоя, К;

СT=(1-)УСС/100 – концентра ция углерода топлива в слое, кг/м3;

– порозность слоя насадки, м3/м3;

У – плотность полукокса, кг/м3;

СС – содержание углерода в полукоксе на сухую массу, %.

Образование СО2 и реагирование его с углеродом топлива (С+СО2=2СО2 Н=+159.7 кДж/моль), описывается уравнением:

drCO 0.5K1CT rn K 2CT rCO2, (4) w dz rСО2 |z 0 0, где rCO – концентрация углекислого газа, м3/м3;

К2=5317exp( 7980/Т) – константа скорости реагирования СО2 с углеродом древесины, м3/(с кг).

Подставим уравнение (3) в (4) проинтегрируем его и получим:

0.5K1 K C z KC z rCO2 exp 1 T exp 2 T (5) K 2 K1 w w Образование СО и СО2 описывается уравнением drCO 2 K 2CT rCO2, (6) w dz rСО |z 0 0, где rCO – концентрация оксида углерода, м3/м3.

Подставляя уравнение (5) в (6) и интегрируя его, получаем:

K 2CT z K1CT z 1 exp w 1 exp w, K 2 K (7) rCO 2 K 2 K1 K1 K где rCO коэффициент 2 в знаменателе учитывает уменьшение кон центрации СО за счет увеличения объема продуктов реакции (8) в 2 ра за.

Образование водорода из углерода и водяного пара осуществляется по реакции С+Н2О0,5(СО2+С)+Н2СО+Н2, (8) rH 0.5(1 rn ), (9) где rH – концентрация водорода, м3/м3;

коэффициент 0,5 учитыва ет уменьшение концентрации водорода за счет увеличения объема про дуктов реакции (8) в 2 раза [4].

Список литературы Грачёв А.Н., Совершенствование техники и технологии процесса терми 1.

ческой переработки древесных отходов: Дис.. канд. тех. наук. Казань, 2005.-186 с.

Зорина Г.И., Брух-Цеховой А.Р. Современное состояние технологии га 2.

зификации за рубежом. -М.: ВНИИТЭнефтехим, 1986. 48с.

Исаева Е.Н., Иванова JI. Изучение пиролиза хвойных пород: Дис.. канд.

3.

техн. наук. -Ленинград, 1970. 223с.

Козлов В.Н. Пиролиз древесины. Под ред. Акад. И.П. Бардина. -М.:

4.

Академ. Наук СССР, 1954. 284с УДК 536. УСЛОВИЯ ЗАЖИГАНИЯ ОТХОДОВ ДЕРЕВООБРАБОТКИ Мошков А.Г., Огородников В.Н., магистранты Национальный исследовательский Томский политехнический универси тет, г. Томск bet@tpu.ru В последние десятилетия, несмотря на повышенное внимание к безопасности современных производств и технологических процессов со стороны органов технического надзора всех государств мирового со общества, увеличивается число происшествий, малых и крупных ава рий, техногенных катастроф. Возможны многие варианты реализации условий зажигания пожароопасных материалов в условиях самых раз ных производств. Источники зажигания, встречающиеся в производ ственных и природных условиях, а также в быту, весьма разнообразны как по запасу энергии, так и по природе своего происхождения. Отходы деревообрабатывающих производств с одной стороны являются доста точно перспективными энергоносителями [1], но с другой стороны представляют собой пожароопасные материалы [2]. Возможны различ ные сценарии возгорания таких отходов, наиболее опасными из которых являются, скорее всего, древесные сухие опилки.

Целью настоящего исследования является установление по резуль татам экспериментов зависимости времени задержки зажигания диспер гированной древесины от начальной температуры частиц металла (ста ли), а также выделение предельных условий зажигания исследовавше гося материала.

Исследования проводились на экспериментальной установке [3] по методике [4]. Опилки сосны с характерными размерами 0,5-1 мм, соот ветствующими отходами типичного лесопильного технологического процесса, предварительно в течение длительного времени высушива лись до полного удаления влаги. Затем навеска исследовавшегося мате риала ( 20 г) помещалась в стеклянную емкость [5] малых размеров та ким образом, чтобы толщина слоя диспергированной древесины состав ляла 3-3,5 мм на площади около 10 см2. Нагрев частиц стали диаметром d = 610-3 м и толщиной h = 310-3 710-3 м проводился аналогично [3-5].

Затем частица, нагретая до запланированной температуры, сбрасыва лась из камеры нагрева на поверхность слоя древесины. Для обеспече ния достоверности результатов измерений проводилась серия опытов 7 раз подряд при одинаковых условиях. Регистрация времени задерж ки зажигания проводилась аналогично [3,4]. Кривые построены в ре зультате аппроксимации экспериментальных данных. Аппроксимаци онные зависимости получены методом наименьших квадратов. Систе матическая погрешность определения ind не превышала ± 1,5 %. На ри сунке 1 приведены полученные в проведенных экспериментах значения ind. Сравнение полученных зависимостей =(Тч) с аналогичными, по лученными для жидких топлив (например, дизельного топлива [3]), по казывает существенно меньшее рассеяние экспериментальных значений ind древесины при фиксированных начальных температурах частиц.

ind, с 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, ТЧ, К 1273 1313 1353 1393 1433 Рис.1. Экспериментальные зависимости времени задержки зажигания опи лок из сосны от начальной температуры частицы (1 – металлическая ча стица d = 6 10–3 м, h = 3 10–3 м ;

2 – металлическая частица d = 6 10-3 м, h = 510-3 м;

3– металлическая частица d = 6 10-3 м, h = 710-3 м).

Абсолютные значения времен задержки зажигания опилок незна чительно отличаются от аналогичных значений для дизельного топлива [3]. Этот результат обусловлен, возможно, сочетанием ряда факторов.

Первый – существенно меньшая скорость поступления горючего во внешнюю среду окислителя – воздух по сравнению с парами – продук тами испарения жидких топлив. С другой стороны на газификацию дре весины затрачивается много меньше энергии по сравнению с жидкими горючими веществами и температура пиролизных газов существенно выше температуры продуктов испарения любых жидких топлив. В ито ге концентрация горючих газов в воздухе при термическом разложении древесины меньше, чем при испарении жидких топлив. Но температура этих газов играет большую (по сравнению с концентрацией) роль в свя зи с характером зависимости Аррениуса скорости химических реакций от температуры и концентрации.

Необходимо отметить, что предельными температурами зажигания для всех рассматривавшихся в экспериментах размеров частиц соответ ствовали значения 1273 К. Эти температуры соответствуют диапазону нагрева частиц, образующихся при сварке и резке металлов в реальных технологических процессах. Поэтому можно сделать вывод о высокой пожарной опасности технологических процессов, прямыми или косвен ными продуктами которых являются мелкодисперсные отходы древеси ны, при возможном воздействии частиц металлов, образующихся при сварке или резке металлических конструкций.

Полученные результаты также позволяют сделать заключение и о пожарной опасности технологий быстрого пиролиза, рассматриваю щихся в последние годы как весьма перспективные технологии терми ческой конверсии древесной биомассы с целью получения биогаза и биотоплива (моторного и твердого) [6]. Продолжительность пребывания частиц древесины в камерах реакторах быстрого пиролиза составляет не более двух секунд при температуре поверхности реактора до 875 К [1].

В этих диапазонах изменения температур и времени зажигание диспер гированной древесины не происходит, как показали эксперименты.

Следовательно, технологии быстрого пиролиза древесины [1] при ука занных выше ограничениях по времени и температуре технологическо го процесса можно считать пожаробезопасными.

Экспериментально исследовано зажигание диспергированной дре весины одиночными, нагретыми до высоких температур металлически ми частицами фиксированных размеров. На основании результатов про веденных экспериментальных исследований можно сделать вывод об устойчивом зажигании древесных опилок одиночными частицами нагретыми до температуры более 1273 К. Установлено, что время за держки зажигания опилок незначительно отличаются от аналогичных значений для дистиллятного топлива. Полученные результаты также позволяют сделать выводы о высокой пожарной опасности технологи ческих процессов продуктами которых являются мелкодисперсные от ходы древесины.

Список литературы Корольченко А. Я., Корольченко Д. А. Пожаровзрывоопасность веществ 1.

и материалов и средства их тушения: справочник : в 2-х ч. – 2-е изд., пе рераб. и доп. – М. : Пожнаука, 2004.

Кузнецов Г. В., Захаревич А. В., Максимов В. И. Зажигание дизельного 2.

топлива одиночной «горячей» металлической частицей // Пожаровзры вобезопасность. — 2008 – Т. 17, № 4. – С. 28–30.

Захаревич А.В., Кузнецов В.Т., Кузнецов Г.В., Максимов В.И. Зажига 3.

ние модельных смесевых топливных композиций одиночной, нагретой до высоких температур частицей // Физика горения и взрыва. 2008. Т. 44, №5. С. 10-15.

Захаревич А.В., Кузнецов Г.В., Максимов В.И. О механизме зажигания 4.

бензина одиночной нагретой до высоких температур металлической ча стицей // Пожаровзрывобезопасность, 2008 – т. 17, – № 5. – С. 39-42.

Кузнецов Г. В., Стрижак П.А. Зажигание накаленной одиночной части 5.

цей жидких углеводородных топлив //Известия Томского политехниче ского университета, 2008. – т.312 – № 4. Энергетика. – с. 5-10.

УДК 536. ИССЛЕДОВАНИЕ СВОБОДНОЙ КОНВЕКЦИИ В ЗАМКНУТОМ ПРЯМОУГОЛЬНОМ ОБЪЁМЕ С ЛОКАЛЬНЫМ ИСТОЧНИКОМ ЭНЕРГИИ ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЯ Максимов В.И., к.т.н., Нагорнов Д.А.

Национальный исследовательский Томский политехнический универси тет, г. Томск E-mail: Dmitrijn@sibmail.com В современном мире рациональное и безопасное использование тепловой энергии является одной и важнейших задач. Однако подобное не возможно без полного понимания процессов теплообмена и теплопе реноса. Одними из главных способов теплопереноса является конвек тивные течения. В частности, от масштабов конвекции зависит безопас ность эксплуатации технических систем в условиях, когда обычные способы отвода тепла непригодны и удаление выделяемого системой тепла проводится за счет этого механизма. Последнее имеет особенно большое значение во многих электронных приборах и системах, а также энергетических установках. Таким образом, изучение конвективных те чений имеет большое значение при оптимизации физических процессов, связанных с производством и использованием энергии.

Задача в данном исследовании различных режимов конвекции в замкнутой прямоугольной области с локальным источником энергии и не теплоизолированными стенками заключалась в определении основ ных характеристик этого явления.

На рисунке 1 представлена принципиальная схема эксперимен тальной установки. Для экспериментального исследования естественной и смешанной конвекции использовался оптический метод цифровой трассерной визуализации (ParticleImageVelocimetry – PIV)[1]. Поток га за «засевался» [2] твердыми частицами, подсвечивался световым лучом и снимался на видеокамеру. В качестве трассирующих частиц использо вался гидрооксида кальция с размерами не более 10 мкм. Ввод частиц проводился в различных точках на оси симметрии области исследова ния, в верхней части полого параллелепипеда. Подсветка трассирующих частиц осуществлялась мощным источником света через оптическую систему, состоящей из ряда линз и зеркал. Изображение регистрирова лось с боковой поверхности исследуемой области высокоскоростной видеокамерой. Информацию о скорости частиц в потоке получали из обработки двух кадров, на которых зафиксировались частицы в два мо мента времени. Специальное программное обеспечение позволяло стро ить поле скоростей и векторов частиц в выбранном сечении за установ ленный промежуток времени. В качестве программной среды использо валась система программирования технических расчетов Mathworks MatLabс адаптированным модулем PIVlab (Time Resolved Digital ParticleImage Velocimetry Tool) [3].

Рис. 1 Принципиальная схема экспериментальной установки.

1-Источник светового пучка, 2- Световая плоскость, 3-Исследуемый поток, 4 Цифровая видеокамера, 5- компьютер.

Основная погрешность определения поля скоростей и линий тока газовой среды состояла в неполной идентичности трассирующих частиц (конфигурация, размер, плотность) приводящую к тому, что некоторые трассеры не всегда точно следовали за потоком. Кроме того, диаметр используемых частиц ограничивал размер элементарной области снизу, а использование более мелких частиц сопряжено с влиянием броунов ского движения на их смещение.

Ниже представлены характеристики конвективных режимов раз личной интенсивности.

а) б) Рис. 2 Линии тока (а) и изотахи (б) потока газа в замкнутой областис ис точником тепловыделения: x=20 см. qист=800 Вт/м2. Скорость приведена в см/сек.

а) б) Рис. 3 Линии тока (а) и изотахи (б) потока газа в замкнутой области с ис точником тепловыделения: x=20 см. qист=2100 Вт/м2. Скорость приведена в см/сек.

а) б) Рис. 4 Линии тока (а) и изотахи (б) потока газа в замкнутой областис ис точником тепловыделения. x=20 см. qист=3100 Вт/м2. Скорость приведена в см/сек.

Исследование различных режимов конвекции в замкнутой прямо угольной области с локальным источником энергии и не теплоизолиро ванными стенками позволило получить линии тока и изотахи потоков воздуха, а также ключевые характеристики данного процесса.

Кроме того выявлено хорошее соответствие результатов экспери ментального изучения характеристик свободной конвекции в замкнутом прямоугольном объёме с теоретическими следствиями, получаемыми при моделировании подобных течений[4].

Список литературы 1. 1.Raffel, M.;

Willert, C.;

Wereley, S.;

Kompenhans, J. Particle Image Veloc imetry: APracticalGuide.Springer-Verlag, 2.ООО "Сигма-Про" совместно с Институтом Теплофизики СО РАН 2.

(2009). Засев воздушных потоков. Новосибирск. [Электронный ресурс].

– http://www.polis-instruments.ru/equipment/seeding/, свободный. – Загл. с экрана.

3.W. ThieclickePIVlab – time-resolved particle image velocimetry (PIV) tool.

3.

[Электронный ресурс]. – http://www.mathworks.com/matlabcentral/fileexchange/27659-pivlab-time resolved-particle-image-velocimetry-piv-tool/, свободный. – Загл. с экрана.

4. Кузнецов Г.В., Шеремет М.А. Моделирование пространственного 4.

теплопереноса в замкнутом объеме с локально сосредоточенными ис точниками тепловыделения.// Известие Томского политехнического университета. – 2003. – Т.306, №6. – С.69–72.

УДК 536. ЛАБОРАТОРНАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ АЭРОЗОЛЕЙ МИНЕРАЛЬНЫХ МАСЕЛ Науметов Т.И.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: tagir-in@mail.ru Явление объемной конденсации паров с образованием тумана (мелкодисперсного аэрозоля) представляется важным при работе мно гих технических систем [1, 2]. В литературе [1] установлены основные законы, определяющие процесс образования и роста частиц жидкой фа зе в парогазовых смесях при их охлаждении. С целью эксперименталь ного изучения образования аэрозолей и получения аэрозолей высококи пящих жидкостей, например, минеральных масел была создана уста новка, схема которой показана на рисунке.

Рисунок. Схема установки для получения аэрозоля:

1- корпус испарителя;

2 – крышка;

3- патрубок вывода потока аэрозоля;

4 – трубка подвода воздуха;

5 – термопарный чехол;

6 – термопара;

7 – загрязненное масло;

8 – нагреватель;

9 – корпус фильтра;

10 – крышка;

11 – фильтрующий элемент;

12 – очищенное масло;

13 – компрессор;

14 – ресивер;

15 – редуктор;

16 – регулировочный вентиль Установка включает в себя следующие основные элементы: испа ритель, маслоотделитель, и блок подачи воздуха.

В корпус испарителя 1 герметично закрытый крышкой 2 заливается минеральное масло 7, нагреваемое с помощью регулируемого электро нагревателя 8. Температура масла контролируется с помощью термо электрического преобразователя температуры 6 заключенного в термо парный чехол 5. В испарителе пары минерального масла смешиваются со струей воздуха поступающего из ресивера 14 через трубку подвода воздуха 4 и образуют здесь масловоздушную смесь в виде масляного тумана. Перед выбросом полученной парогазовой смеси в атмосферу она предварительно проходит очистку. Из испарителя масляный аэро золь подается в маслоотделитель, где минеральное масло 12, уловлен ное специальным фильтрующим элементом 11, собирается в нижней ча сти корпуса фильтра 9. Далее воздух выводится из маслоотделителя че рез спускные отверстия крышки 10 в атмосферу. Концентрация масла на выходе испарителя варьируется за счет изменения расхода воздуха и нагрузки на нагревателе испарителя. Расход воздуха в установке регу лируется с помощью редуктора 15 и вентиля 16. При большой концен трации может происходить укрупнение частиц минерального масла еще до маслоотделителя, и эффективность очистки будет выше. Блок подачи воздуха состоит из воздушного компрессора 13 нагнетающего воздух в ресивер 14 до необходимого давления. Температура в элементах уста новки определялась медь-константановыми термопарами. В качестве вторичного прибора использовался милливольтметр В7-35.Для опреде ления расхода воздуха использовался предварительно проградуирован ный поплавковый ротаметр РС-5.

Результатом работы установки является полученный в испарителе 1 конденсационный аэрозоль и уловленное в маслосборнике минераль ное масло 12.

Проведение испытаний установки показало принципиальную воз можность реализации предложенного принципа объемной конденсации.

Данная установка может найти применение при проведении расчетных и экспериментальных исследований теплообмена при испарении раз личных высококипящих жидкостей в плоском слое, пересыщения паров жидкости и осаждения аэрозоля на фильтре.

Список литературы Амелин А.Г. Теоретические основы образования тумана при конденса 1.

ции паров. – М.: Химия, 1972. – 304 с.

Шутов С.А., Дорохов А.Р., Куценогий К.П., Пащенко С.Э. Механизм 2.

образования мелкодисперсного тумана в винтовом маслозаполненном компрессоре// Процессы переноса в энергохимических многофазных си стемах. – Новосибирск, 1983. – С. 27–30.

УДК 621.181.

УЛУЧШЕНИЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ТЭЦ Г.БИШКЕК ПРИ СЖИГАНИИ УГОЛЬНОЙ ПЫЛИ Осинцев К.В., к.т.н.

Южно-Уральский государственный университет (ФГБОУ ВПО ЮУрГУ (НИУ)), г.Челябинск E-mail: osintsev2008@yandex.ru Строительство и развитие ТЭЦ г. Бишкек начиналось с оснащения котлами БКЗ-160, потребляющими природный газ и мазут. Карагандин ский промпродукт и близкий ему по свойствам ташкумырский камен ный уголь рассматривались в качестве топливного резерва, используе мого в короткий отопительный период времени. С учетом этого проект выполнен с минимизацией затрат на топливоподачу и пылеприготовле ние, исключен даже мельничный резерв, а в топке максимально сокра щено количество разводок экранных труб под установленные в один ярус горелки, в каждой из которых по два пылевых канала с пылепита нием от различных мельниц, рис.1а,б. При такой компоновке увеличи ваются тепловые напряжения сечения qF 2,8 МВт/м2 и лучистой по верхности экранов qлг 1,7 МВт/м2 в зоне активного горения против нормируемых для топок с твердым шлакоудалением значений qнF 1, МВт/м2 отдельного горелочного яруса и qнлг 0,8 МВт/м2, а также за вышен температурный уровень факела в конце зоны активного горения на Таг 100 К [1, 2, 3]. В этих условиях плавятся частицы топливной породы, активизируется процесс шлакования экранов, холодной ворон ки с забиванием шнеков шлакоудаления. Котлы в аварийном порядке останавливают на расшлаковку. Для улучшения ситуации на ряде кот лов выполнена малозатратная реконструкция систем сжигания с органи зацией рассредоточенного ввода в зоны активного горения реагентных потоков, вызвавшая изменение характера горения пыли проектного угля со снижением температурного уровня факела, в том числе Таг. Это поз волило снизить активность шлакования топочных камер, повысить до проектной величины паровую нагрузку котлов, уменьшить концентра цию оксидов азота в отводимых продуктах сгорания, рис.1в [1].

Сегодня на ТЭЦ г.Бишкек сжигают угли других марок и месторож дений, в том числе, небольшие партии бурого угля Каракечинского ме сторождения, частицы сопутствующей породы которого плавятся при пониженной температуре. При подаче пылевых потоков этого угля в топки котлов БКЗ-160 с модернизированными системами сжигания в углах и на скатах холодных воронок вновь появляются следы шлака.

При нагрузках Дпп 135 т/ч начинают шлаковаться ширмы. Для орга низации нормальной работы котлов требуется более радикальное вме шательство в конструктивное оформление зоны активного горения то пок с уменьшением существующих значений тепловых напряжений [2, 3]. Но, если величина показателя qлг может быть уменьшена путем уве личения межярусного расстояния с вынесением пылепроводов из суще ствующих горелочных блоков, рис.1г, то приблизиться к безопасному нормативному значению qнF при фиксированных размерах топки со гласно «Норм» можно за счет снижения тепловой и паровой нагрузок на ~ 15 % (Дпп 0,85 Днпп 136 т/ч) [2, 3].

Повысить нагрузку можно при переходе к низкотемпературному сжиганию топлива, для чего необходимо реализовать приточно диффузионный механизм питания факела окислителем, в частности, раздельным (рассредоточенным) вводом реагентных потоков через спе циально разработанные многофункциональные горелочные устройства [4 – 10]. Работа горелок сопровождается формированием сверхнизких значений падающих тепловых потоков в направлении амбразур, в связи с чем повышается их долговечность с продлением межремонтного срока до 12 – 16 лет и более. В низкотемпературном факеле понижается ак тивность окислительных процессов, в том числе образования оксидов азота, вследствие чего концентрация этого вредного для здоровья людей и окружающей среды вещества в отводимых продуктах сгорания оказы вается ниже, чем при обычном сжигании пыли, вводимой в топку в сме си со всем окислителем.

Рекомендуемая для котлов БКЗ-160 схема размещения мно гофункциональных горелок представлена на рис.1. Схема учитывает возможность использования пыли как проектного каменного, так и ка ракечинского бурого угля, других твердых топлив, природного газа, подсветочного (растопочного) мазута.

Рис.1. Схема топки котла БКЗ-160: а,б,в – продольный и поперечный раз резы топки с существующими пылепроводами;

б – ввод в топку однородной реа гентной смеси;

в – раздельный ввод реагентов в топку;

г – вариантная схема ком поновки многофункциональных горелок на боковых стенах топки;

1 – топка;

2 – зона активного горения;

3, 4 – горелки нижнего и верхнего ярусов;

5, 6 – мельницы;

7 – потоки реагентных смесей;

8 – условная окружность касания потоков 7;

9, 10, 11 – потоки пылевоздушной смеси, природного газа, воздуха;

12, 13, 14 – условные окружности касания реагентов 9, 10, 11;

15 – газовые сопла;

16 – мазутные фор сунки;

Н Н/Н т – текущая и полная высота топки, м.

Устойчивое горение частиц угольной пыли в факеле многофункци ональной горелки достигается при содержании летучих веществ на го рючую массу Vг 20 %. При Vг 40 % согласно норм безопасности пы леприготовления в мельницы подают газы рециркуляции, обеспечива ющие концентрацию кислорода О2 16 %. Последующий вывод инерт ного балласта с пылью в топку и его вовлечение в воспламенительный процесс приводит к дополнительному снижению температуры факела.

Появляющаяся в зоне активного горения температурная неравномер ность, способная вызвать локальное шлакование, уменьшается рациона лизацией схем компоновки и включения горелок [9, 11, 12] Список литературы Перевод котла БКЗ-160 на технологию ступенчатого сжигания топлива / 3.

В.В. Осинцев, А.К. Джундубаев, В.Я. Гигин и др. // Электрические стан ции. – 1993. – №3. – С. 25 – 29.

Тепловой расчет котлов. Нормативный метод. Изд. 3-е. перераб. и доп.

4.

СПб.: НПО ЦКТИ-ВТИ, 1998. – 257 с.

Митор, В.В. Проектирование топок с твердым шлакоудалением (допол 5.

нение к нормативному методу теплового расчета котельных агрегатов).


Руководящие указания // В.В. Митор, Ю.Л. Маршак. – Л.: ВТИ – НПО ЦКТИ, 1981. – вып. 42. – 118 с.

Управление тепловой структурой факела в топках котлов БКЗ-210-140Ф 6.

с однородной фронтальной компоновкой горелок при сжигании разно родного топлива / К.В. Осинцев, В.В. Осинцев, М.П. Сухарев, Е.В. То ропов // Теплоэнергетика. – 2005. – №9. – С. 14 – 23.

Улучшение процесса сжигания топлива на котлах БКЗ-210-140Ф / К.В.

7.

Осинцев, В.В. Осинцев, М.П. Сухарев, Е.В. Торопов // Электрические станции. – 2006. – №11. – С. 13 – 19.

Особенности и организация факельного процесса в топке с многофунк 8.

циональными горелками / В.В. Осинцев, Г.Ф. Кузнецов, В.В. Петров, М.П. Сухарев // Электрические станции. – 2002. – №11. – С. 14 – 19.

Осинцев, К.В. Расчет характеристик начального участка полидисперсно 9.

го факела при фронтальном прямоточном вводе реагентов в топку / Осинцев К.В. // Тепловые процессы в технике. – 2009. – №9. – Том 1. – С. 379 – 382.

Анализ результатов опытного сжигания высокореакционного бурого уг 10.

ля на котле БКЗ-210-140Ф. / В.В. Осинцев, Г.Ф. Кузнецов, В.В. Петров, М.П. Сухарев // Теплоэнергетика. – 2003. – №8. – С. 27–32.

Осинцев, К.В. Учет неоднородности и нестабильности тепловой струк 11.

туры топочного факела при использовании многофункциональных горе лок / Осинцев К.В., Осинцев В.В. // Теплоэнергетика. – №6. – 2007. – С.

66 – 70.

Способ снижения теплового потока в направлении горелочных амбразур 12.

/ Осинцев К.В. // Электрические станции. – 2009. – №11. – С. 13 – 17.

Совершенствование методов снижения температурных неравномерно 13.

стей в топках с фронтальной компоновкой горелок / В.В. Осинцев, В.В.

Осинцев, А.М. Хидиятов, др. // Теплоэнергетика. – 1990. – №4. – С.23 – 26.

Осинцев, К.В. Повышение надежности топки и дымоотводящих элемен 14.

тов котла Бабкок-Вилькокс при сжигании природного газа в подовых щелевых горелках / К.В. Осинцев // Теплоэнергетика. – 2010. – №4. – С. – 8.

УДК 62-83:681. МИКРОПРОЦЕССОРНЫЕ СИСТЕМЫ ПОЗИЦИОНИРОВАНИЯ ДЛЯ УСТРОЙСТВ УПРАВЛЕНИЯ ПОДАЧЕЙ ТОПЛИВА Поклад П.М., к.т.н.

Ивановский государственный энергетический университет, г. Иваново E-mail: cdminfo@rambler.ru Достаточно большие запасы газа, развитые промышленные струк туры добычи, переработки и транспортировки природного газа, делают его основным элементом производственно-социальной сферы общества.

В то же время в связи с непрерывным ростом стоимости энергоресурсов и их транспортировки, невозобновляемостью запасов природного газа важнейшей задачей при проектировании новых, реконструкции и экс плуатации действующих газопроводов является снижение и экономия энергозатрат. Это достигается внедрением газоперекачивающих агрега тов (ГПА) нового поколения и повышением эффективности эксплуата ции действующих ГПА. В то же время решение этой задачи актуально для всех установок, в которых используются конверсионные газотур бинные двигатели, а именно, газоперекачивающие станции, модульно блочные и стационарные электростанции, приводы гребных винтов и т.д.

Основным направлением решения этой задачи является разработка эффективных систем управления ГПА, одним из важнейших элементов которых являются регуляторы режимов работы газотурбинных устано вок.

Задачи управления и регулирования режимов работы газотурбин ных установок имеют целый ряд специфических особенностей, к кото рым относятся: необходимость управления одним исполнительным ор ганом – регулирующим клапаном, при одновременном изменении не скольких регулируемых переменных, сильная зависимость параметров газотурбинного двигателя от режима работы, необходимость обеспече ния компромисса между быстродействием системы при компенсации возмущений и стабильностью регулирования в установившемся режи ме.

Подавляющее большинство электроприводов для управления доза торами подачи жидкого и газообразного топлива в настоящее время вы полняются на базе шаговых двигателей. Несмотря на кажущую очевид ность такого решения, оно имеет ряд существенных недостатков, таких как: относительно невысокое быстродействие, определяемое ограни ченной приемистостью используемого шагового двигателя;

малая точ ность позиционирования;

невысокая стабильность, обусловливаемая использованием регуляторов непрерывного типа;

высокое энергопо требление в режиме силового удержания, определяемое низкой часто той коммутации ШИМ и большими токами в обмотках шагового двига теля;

низкая помехозащищенность канала передачи управляющего сиг нала от системы управления газотурбинной установкой.

Большинство из вышеперечисленных недостатков обусловлено ис пользованием в качестве исполнительного элемента шагового двигателя и аналогового регулятора положения дозатора, что делает необходимым применение преобразователей формы представления информации, сни жающих точностные показатели системы и стабильность ее характери стик.

В работе предлагается создание систем позиционирования с высо кими динамическими и точностными показателями работы, обеспечи вающих надежную работу при эксплуатации в тяжелых условиях, а также, использование новых подходов к разработке систем управления дозаторами газоперекачивающих агрегатов. Одно из перспективных направлений решения этой проблемы заключается в управлении дозато рами ГПА посредством гибридных электроприводов с бесколлекторны ми двигателями (БКД), базирующихся на принципах цифровой фазовой синхронизации с включением микроконтроллера непосредственно в контур управления для позиционирования дозирующего элемента и расширения функциональных возможностей электропривода.

Анализ изученных материалов показывает, что хотя тенденции раз вития прецизионных систем позиционирования прослеживаются доста точно явно, единого решения этой задачи не существует. Проблема за ключается в многообразии возможных способов достижения цели управления, а поэтому существует значительная неопределенность в физической структуре системы и конкретных аппаратных решениях. Ни один из известных, взятых в абсолюте, способов управления не позво ляет создавать минимальные по конфигурации системы управления до зирующими устройствами ГПА с заданными свойствами при мини мальных затратах.

Поэтому важное значение при выборе рационального способа по строения системы играет так называемое "сопроектирование" аппарат ной и программной составляющих ("HW/SW Codesign"), что является характерной особенностью процесса разработки современных сложных систем. Стремление решить поставленную задачу с минимальными за тратами приводит к необходимости сочетания импульсных и цифровых методов обработки данных в процессе перемещения приводного меха низма, как это представлено на рис. 1.

Рис.1. Структурная схема системы позиционирования Информация о положении и скорости вала двигателя (М) преобра зуется резольвером (ВР) в импульсные сигналы, частота f и фазовое по ложение которых однозначно связаны с параметрами движения. За фиксированный фазовым дискриминатором ФД сигнал фазовой ошибки преобразуется в цифровой код программным частотно-фазовым дис криминатором (ПЧФД), обеспечивающим защиту от опрокидывания ре гулирования. Регулятор скорости (РС) формирует алгоритм управления скоростным контуром, а регулятор положения (РП) на основании ин формации о положении вала xF, вычисляет сигнал ошибки позициони рования (dx), которая посредством преобразователя "код-частота" (ПКЧ) формирует сигнал задания fZ для скоростного контура. Блоки компенсации (БК) и идентификации тока (БИТ) обеспечивают линеари зацию регулировочных характеристик БКД. Взаимодействие всех бло ков управления осуществляется цифровой системой (рис. 3).

В Ягельном и Приозерном ЛПУМГ ООО "ТЮМЕНТРАНСГАЗ" были проведены испытания опытного образца ИФЭП дозатора газооб разного топлива для газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-16 на базе турбины НК-16СТ, и оценка его характеристик относительного дозиру ющего устройства ДУС-6,5М ОАО "МПО им. Румянцева". По проведе нию работ были получены официальные акты испытаний.

Опытный образец дозатора газообразного топлива базируется на механических узлах блока ДУС-6,5М и моментном двигателе ДБМ-70 0.16-3.2 с датчиком положения ротора ВТ60. Для управления дозатором вместо блока БУШДМ-1 используется интеллектуальная система пози ционирования (рис. 2). В ходе испытаний установлено (табл. 1), что применение узла управления с моментным двигателем позволило повы сить точность и быстродействие дозирующего устройства при суще ственном снижении потерь в цепях управления.

Рис. 2. Вид контроллера электропривода ГПА на базе Рис. 3. Система позиционирования на КСНК КСНК Таблица 1. Сравнительные характеристики опытного образца доза тора и ДУС-6,5М Ед. ДУС-6,5М с Опытный Характеристика изм БУШДМ образец Ход дозирующего элемента мм 6 Дискретность разбиения 1600 Ход за один шаг мкм 3.75 1. Макс. скорость перекладки сек 0.3 0. Потребляемая мощность Вт 600 Потребляемый ток А 10 Частота ШИМ (удержание) кГц 0.1 -0.5 Частота ШИМ (слежение) кГц 1–5 В результате получено увеличение точности позиционирования в 2 раза, быст родействия на 20% и полосы пропускание на 25%. Установлено, что предлагаемые мехатронные узлы обеспечивают снижение потребляемой мощности на 70% в ква зиустановившихся режимах работы электропривода и на 20% в динамических ре жимах его работы. Снижение потребляемой мощности оценивалось относительно существующего привода дозатора с шаговым двигателем.

УДК 669.004. ОЦЕНКА СВЯЗНОСТИ ДИСПЕРСНЫХ МАТЕРИАЛОВ В УСТАНОВКАХ ГАЗООЧИСТКИ Разва А.С., к.т.н., Додонова И.В., Беляев И.А.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: razva@tpu.ru В явлениях прилипание порошковых тел в газовых средах можно рассматривать 2 случая, характеризующие различные условия нахожде ния частиц на запыленной поверхности. В первом случае, когда при липшие частицы не соприкасаются между собой, речь идет о прилипа нии отдельных частиц. Второй случай соответствует прилипанию слоя порошка. Прилипшие частицы соприкасаются между собой и образуют на подкладке 1 или несколько слоев. В первом случае при отрыве ча стиц пыли преодолеваются силы прилипания, величина которых обу славливается размерами частиц пыли, природой контактирующих тел и свойствами среды, окружающей запыленную поверхность. Во втором случае, помимо указанных факторов, оторвавшиеся частицы могут дей ствовать на соседние частицы, находящиеся с ними в контакте, и опре делять отрыв последних. При исследованиях прилипания слоя порошка не дается анализ сил, обеспечивающих удержание и отрыв этого слоя, и не учитывается особенности различных случаев прилипания.


Связная дисперсная среда отличается от несвязной тем, что при сжатии этой среды в матрице несвязная среда подвергается упругим де формациям, а связная пластическим. При снятии нагрузки с материала несвязный материал приобретает исходную форму, связный находится в уплотненном состоянии с уменьшенным объемом.

В процессе сжатия пыли под нагрузкой, не превышающей 50 кПа, разрушаются аутогезионные связи в агломератах, формируются новые контакты, происходит уплотнение материала. При столь малых давле ниях сами частицы не разрушаются и не деформируются. Плотность пористой среды в матрице после сжатия определяется из соотношения:

н H к xк, где н, к -плотности насыпная и конечная;

H, xк -высота засыпки начальная и конечная.

При выпрессовке материала из матрицы получается брикет, проч ность которого определяется аутогезионными силами между частицами.

В процессе сжатия дисперсная среда, представляющая собой агло мерированную пыль, подвергается пластическим деформациям с фор мированием дисперсного тела, а на последней стадии устанавливается равновесие между внешнем давлением на материал и давлениями упру гих контактов между частицами. При упругой деформации дисперсной среды в матрице боковое давление с ростом нагрузки меняется незначи тельно [Зенков], при пластической деформации происходит существен ное изменение этого давления. При снятии нагрузки материал после пластического деформирования находится в напряженном состоянии, причем боковое давление при снятии нагрузки остается неизменным и становится главным напряжением, поскольку на торцевых поверхностях осевые давления равны нулю.

Приведем оценку генерации напряжения, ответственного за повы шение связности материала, при пере мещении плунжера. На рис.1 представ лена схема сжатия дисперсного пори стого порошка в матрице 1 плунжером 2. Обозначим координату перемещения плунжера через h (система координат связана с плунжером), а координату перемещения дисперсной среды через x, тогда x H h. Начальное положе ние плунжера h 0, конечное hк.

В момент приложения нагрузки mg плунжер движется с положи тельным ускорением, в момент остановки плунжер движется с отрица тельным ускорением, поэтому воздействие внешней силы на объем дис персного материала является нестационарным или зависящим от вели чины перемещения плунжера.

Пусть S -сила противодействия среды плунжеру, равная пощади плунжера ( S R2 ) на суммарное давление. Эта сила складывается из сил, ответственных за перемещение частиц в объеме с увеличением числа контактов, возникающих напряжений, определяющих связность, и силы внешнего трения. Апроксимация этой силы может быть пред h ставлена в виде: S S, где, -постоянные коэффициенты.

hк Уравнение движения плунжера имеет вид:

h d d mg S mg S m m (1) h hк dt 2hк d hк Здесь m - масса груза и плунжера.

Скорость плунжера выразится формулой:

h h S 2 ghк (2) hк mg 1 hк S Поскольку =0, при h =0 и hк, то в (2) должно быть 1 или mg mg (3) S При =1 уравнение (2) имеет вид:

h 2 gh 1 (4) hк Нестационарное воздействие плунжера на дисперсную среду гене рирует напряжение в материале во всем объеме. Если положить, что все возмущения распространяются мгновенно во всем объеме, изменения равномерны, т.е. все значения определяемых величин в каждой точке дисперсной среды одинаково, то из уравнения энергии можно опреде лить ту работу, которая была затрачена на повышении напряжения в объеме дисперсной среды на всем пути плунжера до его остановки.

Элементарная работа воздействия на объем дисперсной среды плунжером:

H x S dh S dx 1 mg (5) dx H xк Элементарная работа, затраченная на переукладку частиц, увели чения числа контактов и вследствие этого повышения напряжения при пластической деформации дисперсной среды dSx.

Элементарная работа на преодоление сил внешнего трения частиц 2 R H x n при их перемещении на расстояние dx, n -коэффициент бокового давления, -коэффициент трения:

n H x 2 Rdx (6) mg H x 2 R H x n 1 dx R 2 H xк Уравнение энергии имеет вид:

H x d пл R x 1 mg dx H xк (7) mg H x 2 R H x n 1 dx R 2 H xк пл - напряжение, возникающее при пластической деформации аг ломератов. При возникновении упругих контактов напряжение в дис персном теле уравновешивает давление плунжера и определяется из уравнения статического равновесия:

xк mg d R 2 dx 2 R n 0S При =0 решение уравнения (3) имеет вид:

кпл S n H H H ln H xк ln 2 (8) R mg xк xк При =1 уравнение (3) имеет аналитическое решение:

R2 4 n H x dx H x 0 H H d 2 x dx H xк x R H xк xк mg rgk xк кпл S 2 H H ln H xк H xк mg xк (9) 4 n 2 H H 2 xк H ln 2 H H xк R H xк xк При =2 решение уравнения (3) имеет вид:

H 2 xк2 кпл S 3 H H ln 2 H H xк H xк mg xк (10) H 3 xк n H ln 3H H xк H H xк H 6 3 2 2 R H xк xк 2 Таблица №1 Зависимость 0,05 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 xк 1,180 0,961 0,538 0,311 0, 1,359 0,801 0,663 0,422 0,101 5 9 6 3 1,044 0,554 0,430 0, 1,621 1,343 0,848 0,691 0,206 0,101 f ( xк ) 7 5 8 1,450 1,098 0,563 0,435 0,317 0, 1,82 0,877 0,707 0,207 9 8 6 6 8 кпл S xк где A= f ( xк ) =, xк = H mg 1, Относительное напряжение 0, 0, 0, 0, 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 Относительный объем Величина пл определяет то напряжение в материале, которое оста ется после снятия нагрузки. При этом на открытых торцах цилиндра осевое напряжение равно нулю, а боковое давление, равное nпл, стано вится главным. При выдавливании (экструзии) материала из цилиндра сила выдавливания уравновешивается силой трения. Из этого условия можно получить соотношение:

2H P k n э (10) exp R mgA РЭсила выдавливания (экструзии). Подставляя в (10) значение А из (5) можно найти значение µn, используя экспериментальные отноше ния РЭ/mg. Это отношение определяет связность. При РЭ/mg =0 дис персный материал идеально сыпучий (несвязный), при РЭ/mg 0.4 пыль является сильно связной, агломерированной, образующая отложения на поверхностях аппаратов.

ЛИТЕРАТУРА Андрианов Е.И. Методы определения структурно-механических харак 1.

теристик порошкообразных материалов. М.: Металлургия, 1982.- 256 с.

Зимон А.Д. Адгезия пыли и порошков. – М.: Химия, 1976. – 432 с.

2.

Разва А.С., Некрасова К.В., Зыков Е.Г., Василевский М.В. О трансфор 3.

мации дисперсной фазы в циклонном пылеуловителе//Материалы три надцатой Всероссийская научно-техническая конференции "Энергетика:

экология, надежность, безопасность" Томск: Изд-во ТПУ,-2007.

С.241244.

Некрасова К.В., Разва А.С., Зыков Е.Г., Василевский М.В.. Определение 4.

связности сыпучих материалов. //Материалы тринадцатой Всероссий ская научно-техническая конференции "Энергетика: экология, надеж ность, безопасность"Томск: Изд-во ТПУ,-2007. С. УДК 669.004. ОБРАЗОВАНИЕ ОТЛОЖЕНИЙ В ЦИКЛОННОМ АППАРАТЕ Василевский М.В., к.т.н., Разва А.С., к.т.н., Голубева Л.А.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: razva@tpu.ru Устойчивость процесса обеспыливания газов в инерционных аппа ратах определяется термодинамическими свойствами несущего потока и физико-химическими свойствами частиц. Один и тот же аппарат мо жет иметь эффективность близкую к 100% и близкую к 0% в случае об разования отложений на поверхности аппарата. Устойчивость обеспы ливания газов в наиболее распространенных циклонных аппаратах определяется условиями взаимодействия частиц пыли с ограничиваю щими поток поверхностями и возникновением отложений пыли, нару шающими конфигурацию потоков, процессы транспортировки жгутов из частиц, и как следствие-уменьшение эффективности процесса сепа рации пыли. В [1] приведены сведения об эффективности циклонов на известковой пыли с медианным диаметром =12 мкм, и дисперсией =2,5. Оказалось, что циклоны УЦ-500, ЦОЛ-3 имеют показатели ниже, чем ЦН-15, хотя фракционные эффективности у них выше. При анализе процессов отложения пыли сравнивают силы упругого отскока и силы адгезии частицы к поверхности. Отношение этих сил прямо пропорцио нально кубу диаметра частицы [2]. Таким образом для мелких частиц силы адгезии и аутогезии при их взаимодействии со стенкой являются преобладающими. Эффект залипания частиц многократно усиливается при наличии в потоке агломератов, состоящих их мелких частиц.

Тела обладают поверхностной свободной энергией. Уменьшение этой свободной энергии есть работа агломерации. Поверхностная удельная свободная энергия жидкости есть поверхностное натяжение.

Мелкие частицы обладают развитой поверхностью, следовательно, и большой поверхностной свободной энергией.

Поверхность раздела твердой частицы представляет адсорбирован ный слой молекул газообразного или жидкого вещества. В насыпном состоянии частицы связаны между собой контактными взаимодействи ями (аутогезионными силами), которые определяют связность частиц.

Во взвешенном состоянии эти силы меньше или больше гидродинами ческих сил, разъединяющих частицы. Аутогезионные силы, ответствен ные за образование агрегатов из частиц оказываются больше гидроди намических. Прочность агломератов зависит от прочности индивиду альных контактов частиц F, координационного числа, пористости П, а также размера исходных чаcтиц d [3].

Т 1 П F /П d2 (1) Агломерат в виде шара, состоящий из множества частиц, обтекае мый потоком, испытывает раздавливающее воздействие перепада дав ления в лобовой части. Возникающие при этом боковые усилия способ ствуют разъединению частиц, причем напряжения разъединения про порционально перепаду давления, поскольку частицы связаны аутоге зионными силами. В реальных условиях агрегат обтекается дисперсным потоком с локальным значением концентраций и фракционного состава частиц В градиентных потоках частицы получают вращательное движе ние. При обтекании агломерата более мелкими частицами возможно эрозийное разрушение его тела.

Коэффициент сопротивления шара в диапазоне чисел Рейнольдса 500-100000 имеет значения, находящиеся в интервале 0,6-0,4;

для диа пазона 1000-100000 этот коэффициент принимается равным 0,44;

а сила сопротивления прямо пропорциональна скоростному напору [4].

При обтекании шара потоком распределение давления по поверх ности в направлении потока неравномерно. В диапазоне значений угла между осями, проходящими через лобовую точку 0 и любую другую точку поверхности шара в диапазоне углов 0-40. избыточное давление меняется от 1 до 0, в диапазоне 40-90. уменьшается до -0,4 и далее остается приблизительно постоянным. Перепад давления между точка ми пересечения поверхности шара и линий, параллельных оси 0-180 в лобовой и кормовой его частях уменьшается в диапазоне углов 0-40 от 1,4 до 0, в других диапазонах приблизительно равен нулю.

рис. Сопротивление крупной частицы в автомодельной области обтека dч2 W, где 0.44, 1 ч. Распреде ния определяется P x 4 ление давления по поверхности агрегата показано на рис. В области 0-400 давление избыточно (положительно), при 400 это давление равно нулю, в области 40-1800 избыточное давление отрица тельно. Поскольку перепад давления на агломерате является действую щей нагрузкой, то эта нагрузка должна определяться интегралом давле ния по поверхности. Однако средний перепад определяется лобовым сопротивлением. Поэтому напряжение на поверхности под воздействи w ем давления в направлении оси 0-180 определится, как x x.

Эта действующая распределённая нагрузка определяет возникающее напряжение внутри агрегата. При импульсном воздействии мелких ча стиц на агломерат напряжения в теле его возникают в виде волны, при чем деформации, ведущие к перекладке частиц, необратимы. Скорость распространения волн деформаций в поперечном и продольном направ лениях в грунтовых материалах находятся в диапазоне 100-300 м/с со ответственно [5]. Характер кривой разгрузки в материалах после им пульсного воздействия зависит не только от свойств материала, но и ча стоты воздействия импульса. Однако сравнение времени воздействия нагрузки и времени распространения волны, позволяет считать, что находится при постоянном воздействии нагрузки.

В реальных потоках агрегаты из мелких частиц находятся под воз действием переменных аэродинамических сил со стороны транспорти рующего их потока Рассмотрим движение частиц в равномерном восходящем потоке [6]. При движении одиночной крупной частицы-агломерата в восходя щем потоке уравнение имеет вид :

U n dU g 1 ;

(1) U в dt где U-скорость частицы, Uв-скорость витания., g-ускорение силы тяжести, -скорость газа, n=1-2 зависит от режима обтекания частицы газом. Интегрирование (1) позволяет получить зависимость пути, прой денного частицей от его скорости при n=2 (автомодельная область со противления).

U Uв Uв Uв U в ln U в ln, при условии, что Lp Uв U Uв g U0=0-начальная скорость частицы. Если за масштаб скорости принять, то последнее выражение можно выразить в безразмерном виде:

1U Uв 1 Uв Lp U 0 1 U в ln 1 U в ln, (2) 1 U Uв 1 Uв L 2g U U где Lp p 2 ;

U в ;

U в.

Кривые на рис.1 позволяют определить скорость на каждой длине пробега частицы.

Рис. Для малых чисел L p зависимость U f ( Lp,U в ) приведена в таблице (1):

Таблица Uв L p 10 0.05 0.1 0.2 0. 0.5 0.1 - - 1 0.18 0.1 - 5 0.33 0.19 0.075 10 0.42 0.25 0.1 20 0.57 0.38 0.2 0. 100 0.91 0.49 0.33 0. Таблица 2 Значение U в м с Uв м/c 10 20 40 80 0.1 0.05 0.025 0.0125 0. 0.5 0.25 0.125 0.0625 0. 10 1 0.5 0.23 0.125 0. Скорость витания Uв находится из зависимости:

U в dч g d ч ч Ar Reв ;

при Reв Ar ;

18 0.61 Ar 1/ d g ч U в 1.71 ч.

Расчеты показывают, что для крупных агломератов Uв6-12 м/с, для мелких агломератов Uв=1-5 м/с;

для мелких частиц Uв0.01м/c.

Причем можно принять, что для агломератов коэффициент аэродинами ческого сопротивления n=2 (автомодельная область), для исходных ча стиц n=1 (ламинарная область обтекания частицы). Для мелких частиц можно положить, что частицы разгоняются потоком до значения близ кой к его скорости на участке длиной на 2 порядка меньшей чем для аг ломератов, и этой длиной можно пренебречь. Анализ приведенных в таблицах данных показывает, что на агломерат, вошедший в поток с ну левой скоростью действует максимальная сила со стороны потока (нарастание скорости агломерата составляет не более 20 от скорости потока при скоростях потока более 20 м/с). Если агломерат образовался за счет влаги, то можно теоретически определить его прочность. Проч ность агломерата зависит от диаметра исходных частиц, поверхност ного натяжения связующего, количества связующего W, угла смачи ваемости частиц связующим. Здесь принято, что =0. Нагрузка на аг ломерат зависит от значения скорости обтекания газом, плотности сре ды, концентрации мелких частиц, относительных скоростей агломерата s 1. Для 1000 значение w x x и частиц. приве дено в таблице (3).

Таблица 3 Значение Рх (Па) м/с 0.001 0.005 0. 20 200 640 40 800 2560 80 3200 10440 160 12800 40960 Прочность гранул в зависимости от диаметра исходных частиц приведены в следующей таблице:(=7310-3Дж/м2, =0) (прочность гра Т 1 П F /П d нулы: ):

Таблица 4 Значения Т(Па),мкм W 1 5 0.27 38000 7700 1.3 38000 7730 3.7 37000 7400 7.5 35000 7000 Сравнение данных позволяет сделать вывод, что при скоростях по тока больше 40м/с агрегаты могут разрушаться. При умеренных скоро стях агрегаты из мелких частиц более устойчивы к нагрузкам, которые характерны при осуществлении процессов в производственных газо очистных аппаратах. Поступающие в аппарат агломераты взаимодей ствуют с поверхностями, деформируются, образуют отложения в виде полос.

Список литературы Штокман Е.А Очистка воздуха.- М.: Изд-во АСВ,1999.-320 с 1.

Зимон А.Д.Адгезия пыли и порошков.- М.: Химия, 1976.-432 с.

2.

Зимон А.Д., Андрианов Е.И. Аутогезия сыпучих материалов.- М.: Ме 3.

таллургия, 1978.- 288 с.

Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа.- М.: Наука, 1973.-848 с.

4.

Цытович Н.А.Механика грунтов.- М.:Высш. шк.,1983.- 288с.

5.

Бабуха Г.Л., Рабинович М.И. Механика и теплообмен потоков полидис 6.

персной газовзвеси, Киев: Наукова думка, 1969.- 217с.

УДК 533.9;

537. РАЗРАБОТКА МЕТОДА КОНТРОЛЯ ДИСПЕРСНОСТИ АЭРОЗОЛЕЙ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ Солодовникова М.С.

Томский государственный университет, г. Томск E-mail: 314691@mail.ru В настоящее время широкое распространение в различных направ лениях техники и технологии получили нанопорошки оксидов метал лов. Для их получения используется целый ряд технологий. Одной из перспективных является плазмохимическая технология, в которой для получения нанодисперсных порошков используется плазменная уста новка (рис.1) [1].

Для генерации термической плазмы используется дуговой, вы сокочастотный (ВЧ) или сверхвы сокочастотный (СВЧ) плазменный генератор (1). Плазменный поток поступает в реактор (2). Перераба тываемое сырье в газообразном, жидком или порошкообразном со стоянии вводится в плазменную струю на входе в реактор. Ввод компонентов осуществляется че рез отверстия расположенные не в канале течения плазмы, а выне сенные в плоскость верхней крышки реактора (3). Очиститель выполнен в виде стержня из ме талла или керамики (4). Стержень закрепляется на валу (5), разме щенном в крышке реактора пер пендикулярно к ней, и прилегает к плоскости крышки реактора. Для Рис.1 - Плазменная установка удаления слоя полученного нано порошка с цилиндрической поверхности в реакторе размещен кольце образный очиститель стенок (6). Очиститель выполнен в виде металли ческого или керамического кольца, прикрепленного к стержням или трубкам (7). Перемещение очистителя обеспечивается вручную или с использованием электрического, пневматического или другого привода (8). Реактор снабжен коническим днищем (9), к которому через затвор переключатель (10) присоединяются два сборника получаемых продук тов (11,12). Затвор-переключатель обеспечивает попеременное соедине ние этих сборников к объему реактора. Из реактора газодисперсный по ток, содержащий нанопорошок, поступает на фильтр (13), где происхо дит разделение нанопорошка и газа. Если отходящий газ содержит вредные примеси, то предусматривается очистка газа в поглотителе (14) [2].

Данная установка относится к области получения наноразмерных порошков (НП) элементов, неорганических соединений и композиций, в частности к плазменному оборудованию для производства НП различ ного назначения [3].

Основным параметром, определяющим качество полученных по рошков, является размер капель прекурсора, поэтому в систему автома тизации данных технологических процессов необходимо включать устройство для непрерывного контроля дисперсности исходных капель [4].

Наиболее перспективными являются оптические методы, которые не вносят возмущения в поток капель и позволяют получить оператив ную информацию о их размере. Для оптического метода контроля дис персности используется лазерная установка. Световой пучок направля ется на исходные капли, далее происходит рассеяние света.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.