Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Цель и задача исследований 11
Глава 2. Разработка теоретической модели топливного устройства, включающего горелочное устройство и топочную камеру, для мобильного предприятия питания 32
2.1. Анализ требований к техническим и эксплуатационным характеристикам жидкотопливных горел очных устройств и топочных камер 32
2.2. Разработка требований к режимным характеристикам жидкотопливных горелочных устройств 35
2.3. Обзор методов расчета горелочных и топливных устройств 38
Глава 3. Разработка научно-методических основ калориметрических исследований жидкотопливных горелочных устройств и топочных камер 53
3.1. Разработка методики исследования теоретических и экспериментальных аспектов процессов тепловой обработки пищи с помощью диффузионных и инжекционных горелочных устройств 53
3.2. Обоснование методики исследований и разработка стенда для испытаний топочных камер 59
3.3. Оценка погрешностей результатов измерений 66
Глава 4. Анализ результатов теоретических и экспериментальных исследований 70
4.1. Анализ результатов расчета ротационного горелочного устройства 70
4.2. Анализ результатов расчета испарителя напорного горелочного устройства с малой тепловой мощностью 72
4.3. Анализ результатов расчета смесителя инжекционной испарительной горелки 78
4.4. Анализ результатов теплотехнических исследований топочных камер с изменяемыми геометрическими параметрами 81
4.5. Анализ результатов испытаний горелочных устройств испарительного типа для передвижных и полевых предприятий общественного питания... 87
4.6. Обоснование технико-экономической эффективности разработанных жидкотопливных горелочных устройств 112
Глава 5.Основные результаты исследований 114
Выводы 119
Литература 121
Приложения
- Разработка требований к режимным характеристикам жидкотопливных горелочных устройств
- Обоснование методики исследований и разработка стенда для испытаний топочных камер
- Анализ результатов расчета испарителя напорного горелочного устройства с малой тепловой мощностью
- Анализ результатов теплотехнических исследований топочных камер с изменяемыми геометрическими параметрами
Введение к работе
Актуальность проблемы. Питание людей в рассредоточенных коллективах - одна из нерешенных государственных задач. Для обеспечения работы передвижных и полевых предприятий общественного питания необходимы компактные, мощные, унифицированные по энергоносителю и экономичные комплекты высокоэффективного теплового технологического оборудования.
Наиболее универсальным, доступным, экономичным и сравнительно безопасным видом энергоносителя в оборудовании для питания рассредоточенных коллективов, особенно в отдаленных районах страны, является дизельное топливо, используемое повсеместно для работы всей машинной техники. Применение его для огневого обогрева в аппаратах вместо электрической энергии позволяет не только дать многократную экономию энергоресурсов, но и значительно повысить надежность работы мобильных предприятий питания.
Аппараты для тепловой кулинарной обработки пищевых продуктов, использующие жидкое топливо, могут также широко и эффективно применяться в системах туризма, а также в качестве резервного источника энергии для обслуживания, пунктов питания, не обеспеченных централизованным источником электроснабжения. Создание оборудования для полевых предприятий питания сдерживается отсутствием автономных короткофакельных горелочных устройств малой тепловой мощности (до 15 кВт) с высокими эксплуатационными, надежностными и экологическими показателями, предназначенных для работы в малых топочных объемах. Разработка таких горелочных устройств усложняется отсутствием специальных методик, позволяющих определять оптимальные параметры горелочных устройств при их конструировании, а разработка аппаратов для тепловой кулинарной обработки продуктов с использованием жидкотопливного нагрева - отсутствием методик расчета и конструирования топочных камер малых объемов.
Процессы технологической обработки требуют применения универсальных аппаратов, позволяющих осуществлять полную гамму технологических операций по приготовлению пищи: варку, жарку, припуекание, пассерование, тушение, запекание, выпечку и другие.
Контингент питающихся - геологи, буровики, транспортные
строители, строители линий электропередач, мелиораторы,
сельскохозяйственные рабочие и работники лесной промышленности, а также целый ряд других профессий. Общее количество рабочих рассредоточенных коллективов, нуждающихся в питании, по данным Министерства торговли СССР (статистически определено в 90-е годы), составляло не менее 450 тыс. человек. В настоящее время данная ситуация в РФ не улучшается, причем это количество имеет тенденцию к росту в связи с развитием новых форм организаций труда при освоении отдаленных районов, таких как дежурные смены, краткосрочные десанты, вахтовый метод, при которых частично снимаются ограничения численности работающих.
В связи с этим имеется необходимость разработки компактных, мощных, унифицированных по энергоносителю и экономичных комплектов оборудования для передвижных и полевых предприятий общественного питания, с помощью которых можно было бы приступить к решению проблемы питания рассредоточенных коллективов.
Как известно, в РФ используется два основных вида жидкого моторного топлива - бензины и дизельное топливо. Оба теоретически могли бы быть использованы и в аппаратах предприятий общественного питания; однако использование бензина требует создания специальных строгих условий безопасной работы, что затруднительно в ограниченных объемах передвижных столовых: он имеет низкую температуру кипения и предел воспламенения, взрывоопасен, сильно ядовит. Поэтому единственным
с*
доступным и сравнительно безопасным источником энергии для оборудования данного вида предприятий является дизельное топливо.
Применение его для огневого обогрева в аппаратах вместо электрической энергии позволяет не только дать многократную экономию энергоресурсов, но и значительно повысить надежность работы мобильных предприятий питания.
Цель настоящего исследования - обеспечение теплоснабжения передвижных предприятий питания на основе использования эффективных автономных жидкотопливных горелочных устройств, соответствующих требованиям реализации тепловых кулинарных процессов.
Для осуществления поставленной цели решались следующие взаимосвязанные задачи:
- проведен анализ работы передвижных предприятий питания;
сформулированы требования по реализации эффективной тепловой кулинарной обработки пищевых продуктов при условии сжигания жидкого топлива;
проведен сравнительный анализ жидкотопливных горелочных устройств, используемых в Российской армии и других технических комплексах;
разработаны и предложены короткофакельные горелочные устройства, обеспечивающие процессы тепловой кулинарной обработки пищевых продуктов при максимальной эффективности сжигания жидкого топлива;
разработаны методика исследования и экспериментальный стенд, моделирующий работу теплового технологического оборудования на жидком топливе;
экспериментально проверена работоспособность предложенной жидкотопливной системы для реализации тепловых кулинарных процессов;
разработан параметрический ряд испарительных жидкотопливных горелочных устройств мощностью от 3 до 15 кВт;
предложены рекомендации по конструированию топочных камер для короткофакельных жидкотопливных горелок.
7 Методы исследования
Использовались теоретические и экспериментальные исследования
жидкотопливных горелочных устройств и топочных камер.
При выводе теоретических зависимостей применялся метод подобия и использовались уравнения теплообмена, описывающие конвективный и лучистый теплообмен применительно к топочным камерам и испарителям горелочных устройств.
Для подтверждения теоретических выводов результаты теоретических исследований сравнивались с экспериментальными данными. Научная новизна работы: впервые разработаны методики расчета горелочных устройств, позволяющие оценивать длину их факела в зависимости от способа сжигания: разработана методика расчета ротационного горелочного устройства с дисковым коническим распиливающим органом для дизельного топлива (и для сходных топлив); впервые исследован характер движения двухфазной системы - кипящего топлива - в испарителе инжекционного горелочного устройства, что позволяет учитывать критический (звуковой) режим течения паров топлива в соплах устройств; учитывать пульсацию давления, плотностей топливовоздушной смеси при определении размеров смесителя; учитывать режим течения топлива в испарителе и особенно специфические характеристики теплообмена от стенки испарителя к двухфазному потоку топлива; исследован теплообмен в топочных камерах и получен расчетный материал, необходимый для конструирования аппаратов на дизельном топливе в передвижных и полевых предприятиях питания; установлено, что для уменьшения закоксовывания испарителя необходимо развивать участок перегрева паров топлива, а также размещать соединительный патрубок "испаритель-сопло" в рабочей зоне обогрева испарителя или в непосредственной близости от нее; проведены технологические исследования по приготовлению пищи с использованием горелочных устройств в походных кухнях, эксплуатируемых в Российской армии.
8
Испытания полностью подтвердили эффективность предложенных
горелочных устройств на дизельном топливе.
Практическая значимость работы.
На основе результатов теоретических и экспериментальных
исследований разработаны принципы конструирования жидкогопливных горелочных устройств, соответствующих требованиям технологии приготовления пищи и условиям эксплуатации в мобильных предприятиях общественного питания.
Результаты проведенной работы использованы при разработке технических средств обеспечения в Вооруженных силах, а также малогабаритного автономного (передвижного)оборудования, получено авторское свидетельство АС СССР № 4833513/06 от 31.05.90.
Разработана методика для конструирования отдельных частей испарительного инжекционного горелочного устройства, а по результатам исследований построены номограммы для определения конструктивных параметров.
Объектом исследования в данной диссертационной работе являются жидкотопливные горелочные устройства и топочные камеры аппаратов передвижных предприятий питания, а предметом - гидродинамика и теплообменные процессы, сопровождающие работу теплогенерирующих элементов оборудования для их использования при разработке методик расчета автономных горелочных устройств малой мощности на жидком топливе с учетом конструктивных особенностей топочных камер. Проведенные в работе исследования позволили выявить условия эффективного применения испарительных горелочных устройств в тепловых аппаратах предприятий питания небольшой тепловой мощности с высокой степенью полноты сжигания топлива, и обоснованно подойти к их конструктивному исполнению. <*
9 В ходе работы предложены конструктивные меры по совершенствованию горелок и устранению указанных недостатков. Для этого разработан опорно-расчетный материал, позволяющий выбирать размеры конструктивных элементов в соответствии с требуемой мощностью.
В предложенной конструкции горелочного устройства устраняются
возможные недостатки, в том числе стабилизируется режим горения; обеспечивается полнота сгорания; расширяется диапазон регулирования тепловой мощности; оптимизируются геометрия и размеры топочной камеры; создается возможность повышения теплотехнических характеристик аппаратов и их эксплуатационных параметров.
Апробация работы. Основные результаты работы докладывались, обсуждались и одобрены:
-на 2-ой Всесоюзной научной конференции "Проблемы индустриализации общественного питания страны" (Харьков, ХИОП, 12-14 декабря 1989г.); -на Всесоюзном коллоквиуме "Процессы и аппараты пищевых производств" (Москва, МИНХ им. Г.В.Плеханова, 1988, 1989г.);
- на Всесоюзной научной конференции "Разработка и совершенствование
технологических процессов, машин и оборудования для производства,
хранения и транспортировки продуктов питания" (Москва, МТИПП, 26-28
мая 1987г.);
-на научной конференции "Плехановские чтения"(Москва, РЭА им. Г.В.Плеханова, 10 апреля 2005г.);
- на конференции"Липатовские чтения"(Москва, РЭА им.Г.В.Плеханова, 22-
23 декабря 2005г.).
Автор защищает: теоретическую методику разработки типоразмерного ряда тепловых аппаратов передвижных предприятий питания с использованием испарительного жидкотопливного горелочного устройства как теплогенерирующего элемента; теоретическую модель теплообмена в испарителе при газификации f жидкого топлива; модель движения парожидкостного потока топлива в зоне смесеобразования и горения;
10 конструкцию напорной испарительной жидкотопливнои горелки для полевой кухни, с использованием которой повышается эффективность использования топлива и возрастают эксплуатационные и экологические характеристики оборудования; расчетную методику для конструирования типоразмерного ряда ротационных горелок; методику оптимизации узла "горелочное устройство-топочная камера" теплового аппарата при малых расходах топлива (малой тепловой мощности - до 15 кВт).
Основные результаты диссертационной работы реализованы в рамках работ по договору №ТС-216 в в/ч № 25976 при создании современных полевых технических средств продовольственной службы Вооруженных Сил (тепловых аппаратов для приготовления пищи и термообработки продуктов) в части разработки, изготовления, наладки экспериментального стенда для испытаний жидкотопливных горелок и топочных камер; разработки методики расчета объемов и геометрии топочных камер тепловых аппаратов полевых предприятий питания; разработки методик расчета испарительных и ротационных горелочных устройств; получения экспериментальных контрольных, проверочных данных при полевых, лабораторных и войсковых технических и технологических испытаниях по применению при работе тепловых аппаратов жидкотопливных горелочных устройств различных типов. Публикации. По теме диссертации опубликовано девять печатных работ, в совокупности отражающих содержание диссертации по всем основным вопросам, получено авторское свидетельство АС СССР № 4833513/6 от 31.05.90.
Структура и объем работы. Структура диссертации соответствует логике научного исследования и включает в себя введение, пять глав, заключительные выводы, список литературы и приложения. Материал изложен на 131 странице машинописного текста, содержит 21 таблицу и 38
с*
рисунков. Список использованной литературы включает 138 наименований работ отечественных и зарубежных авторов.
Разработка требований к режимным характеристикам жидкотопливных горелочных устройств
При расчете ротационного горелочного устройства, представляющего собой вращающийся элемент- конический стакан - с вертикальной осью,, через которую проходиттопливопровод и первичный, воздух, закрепленный в подшипниковых опорах и заключенный в теплоемкий; неподвижный корпус, обеспечивающий; хорошую стабилизацию пламени и испарение крупных капель, (рис.2.1.), необходимо определить оптимальные соотношения диаметра распылителя, скорости его вращения и теплофизических свойств топлива: эти соотношения должны давать удовлетворительную дисперсность распыливания топлива в потоке смеси для обеспечения возможно большей полноты сгорания и стабильности факела при разных режимах [50, 51, 65]. В литературе приводится большое количество примеров исследований распылителей различных видов нефтепродуктов [48, 57, 58, 65, 76, 78]. Воспользовавшись законом Срезневского, согласно которому время сгорания крупной капли жидкого топлива определяется соотношением где - начальный диаметр капли, т - время горения, К - константа "о горения, причем, согласно выводам из диффузной теории горения Г.А. Варшавского [75, 76, 98] где Nu 2, у \\р - плотность топлива в горячей капле, кг/м3; с -удельная изобарная теплоемкость паров топлива, кДж/(кгхК) ; г - теплота парообразования, кДж/кг; X — теплопроводность парогазовой смеси, J1 и Т — температуры в зоне горения и на поверхности капли, К - можно оценить временные параметры горения, т.е. определить условие нормальной работы устройства. Проведенный анализ условий сжигания топлива для аппаратов полевых предприятий общественного питания позволяет сделать вывод, что наиболее приемлемой является методика определения параметров распыливания, приводимая В.Ф.Дунским и Н.В.Никитиным [35, 36]. Они приводят результаты исследований распылителей в диапазоне малых расходов распыливаемой жидкости.
В частности, примером маловязкой жидкости являлось трансформаторное масло, по физическим характеристикам весьма близкое к дизельному топливу, особенно в сходных температурных режимах. В результате испытаний были получены распределения диаметров капель в зависимости от режима течения пленки на дисковом распылителе. При этом 25% жидкости имело диаметры капель 30 — 150 мкм, 75% - 300 мкм; с повышением расхода (2 х 10"6 - 10"5 кг/с) до 80% жидкости находилось в виде капель диаметром 110-190 мкм. Радиус капли маловязкой жидкости г ,м, определяется из эмпирического соотношения Кроме того, важным выводом в исследованиях [39,40,58] является то, что именно при указанных малых расходах, в отличие от больших, выгоднее и целесообразнее применять ротационный распылитель для достижения устойчивой высокой дисперсности распыливания; при повышении же расхода дисперсность ротационного распыливания практически не отличается от дисперсности при распыливании в обычных механических форсунках, которые проще и дешевле. В топочном объеме без принудительной подачи воздуха скорость движения распыленных капель жидкости, надо полагать, не превысит значения Vpad: В соответствии (3) и (4) Q - объемный расход топлива, м3/с; о -поверхностное натяжение, Н/м; р - плотность топлива, кг/м3, при температуре распыливания; со— угловая скорость ротационного распылителя, рад/с; R — радиус распылителя, м; Vpad — скорость капли в радиальном направлении, м/с; /л - динамическая вязкость топлива (при температуре капли), Пахе. Задаваясь высотой факела, при помощи соотношений (1) - (4) можно определить параметры распыливания и, соответственно, конструктивные характеристики, соответствующие распылителю горелочного устройства необходимой тепловой мощности. Предлагаемая методика позволяет определить возможности создания устройства с ротационным распыливанием и определить границы этих возможностей (исходя из задаваемой мощности аппарата). Горелочное устройство испарительного типа представляет собой напорную систему. Топливо, находящееся в резервуаре при давлении 250-300 кПа, подается в топливопровод и из него через игольчатый вентиль - в испаритель, превращаясь на выходе из испарителя в перегретый пар. Затем оно смешивается в смесительной трубке с первичным воздухом и сжигается на выходе из отверстий насадка (рис. 2.2.). В существующих методиках расчета жидкотопливных горелочных устройств [28, 75, 118] параметры испарителя рассматриваются в связи с затратами теплоты на нагрев жидкого топлива до температуры кипения (при давлении в системе), его испарение и перегрев образующихся паров. Тепловой поток Q ,кВт, необходимый для компенсации данных затрат, определяется из соотношения где В — расход топлива, кг/с; сж и с„- теплоемкость соответственно жидкого топлива и паров при давлении в системе,кДж/(кгхК), г - теплота парообразования, кДж/кг, Ліж и A tn - разновидность температур соответственно для нагрева жидкости до кипения и для перегрева паров, К. При этом основным требованием, предъявляемым к устройству для нагрева испарителя, является обеспечение температурного режима стенок, исключающего коксование топлива. Как следует из основного уравнения теплопередачи, чем меньше поверхность контакта жидкого топлива с греющей поверхностью, тем выше при прочих разных условия должна быть температура последней. Последнее утверждение вполне справедливо, однако при тепловом расчете испарителя необходимо принимать во внимание режим движения в канале вначале жидкостной, а затем парожидкостной смеси (на участке кипения). Участок же движения перегретого пара может быть небольшой длины, так как он необходим лишь для выравнивания температурного поля по сечению канала, но фактически он должен иметь весьма значительную длину во избежание коксования, что возможно при значительном перегреве паров [8, 18]. Кроме того, необходимо иметь резервный объем испарителя на случай пульсаций парожидкостного потока. Из практики эксплуатации напорных испарительных горелочных устройств известно [9, 25], что температурный уровень испарителя при работе на дизельном топливе в зоне испарения не превышает 670 К, в соответствии с чем максимальный температурный перепад между стенкой и топливом (на участке кипения, в зоне насыщения в центре канала) в жидкой фазе лежит в пределах 50-100 К. Известно также, что длительное пребывание жидкого топлива при температуре кипения в контакте с греющими поверхностями приводит к интенсивному выделению на них смолистых отложений, быстро переходящих в кокс на перегретой стенке. Неравномерный и более интенсивный нагрев в зоне испарения быстро приводит к отложению кокса на стенках. Значительный нагрев (до 1000 К) в зоне однофазного пара не является опасным с точки зрения коксообразования [102, 118]. Для выравнивания температур (устранения неравномерности нагрева зон испарителя) и с целью интенсификации внутреннего и внешнего теплообмена используются различные способы оребрения поверхности нагрева и тонкостенные трубы.
Обоснование методики исследований и разработка стенда для испытаний топочных камер
Целью испытаний является исследование зависимости режима работы горелочного устройства от геометрии топочной камеры и определение оптимальных геометрических параметров топочных камер (по удельным тепловым напряжениям). Основным узлом экспериментального стенда является модель топочной камеры с изменяющимися геометрическими параметрами. Она представляет собой параллелепипед каркасной конструкции, выполненный из уголковой стали, с навесными стенками в виде стальных листов толщиной 2 мм (см. рис. 3.2., 3.3.). В топочной камере по стенкам закреплены уголки для крепления подового листа на различных уровнях, что обеспечивает изменение объема и высоты топки. Для изменения ширины топочной камеры предусмотрены стенки - вкладыши, закрепленные между сводом и подовым листом. Кроме того, возможно изменение объема и геометрической формы топки помещением в модель камеры необходимого вытесняющего объема (кирпича или закрытых емкостей определенной конфигурации), однако это требует значительно более продолжительного разогрева топочной камеры. С целью калориметрирования полезной тепловой нагрузки испытываемых горелочных устройств в качестве свода топочной камеры устанавливается проточный калориметр, выполненный в виде плоской коробки из стального листа (2,5 мм) с анкерными усилителями жесткости и устойчивости к линейным деформациям на случай резкого увеличения давления при внезапном закипании жидкости в калориметре. Верхний калориметр посредством распределительных гребенок может быть соединен с боковыми калориметрами, располагаемыми вертикально вдоль боковых стенок и имеющими возможность горизонтального перемещения, в результате которого камера суживается. Для этого боковые калориметры имеют длинные жесткие перпендикулярные их плоскостям патрубки с делениями, позволяющие определять снаружи ширину изменяемой омываемой с трех сторон топочной камеры (при верхнем положении подового листа). Для емкостных калориметрических испытаний в качестве свода используется настил с отверстием под соответствующий варочный сосуд. В данном случае модель топочной камеры позволяет моделировать реальный твердотопливный или жидкотопливныи аппарат, оптимизировать геометрию объема и определять теплотехнические характеристики жидкотошгавных горелочных устройств. Лицевая панель топочного объема оснащена комплектом съемных стенок с высотами, соответствующими положению пода, в каждом из которых предусмотрено окно и устройство для фиксации в нем горелочного устройства (рис. 3.8.). Крепление горелочного устройства на стенде: 1-уровни пода;2-уголки;3- заслонка;4- отверстия для крепления горелочного устройства; 5- фиксатор топливопровода; 6-подвижная передняя панель
Подовый лист имеет решетку с отверстиями диаметром 20 мм, расположенными в шахматном порядке и предназначенными для подачи вторичного воздуха в камеру. Для регулирования количества вторичного воздуха установлена заслонка в виде пластины с точным соответствием сечений отверстий в ней отверстиям пода (в открытом положении), перемещаемая относительно него в горизонтальной плоскости (рис. 3.9.). Для создания естественной тяги используется дымоход в виде канала прямоугольного сечения (200x100 мм) высотой более 2.5 м (от уровня пода). Для регулирования тяги в канале установлена поворотная задвижка (шибер), изменяющая сечение канала за топочным объемом. В связи с многообразием камер аппаратов на жидком топливе основным параметром для сопоставления теплотехнических характеристик камер могут являться удельные объемные тепловые напряжения - условный показатель, определяемый экспериментальным путем. Для расчета удельного теплового напряжения необходимо учитывать форму и размеры камер, тепловую мощность горел очного устройства. При отводе теплоты от свода и стенок с помощью системы проточного калориметрирования необходимо для вычисления КПД топки принимать в расчет только ту часть поверхности калориметров, которая соответствует размерам топки. . Основной геометрический параметр топочной камеры - ее эквивалентный диаметр, определяемый по формуле где \F— площадь пода топки, м2, а 77 - его периметр, м. Для оптимизации геометрической формы камеры следует соотносить экспериментальные данные по КПД топки и по удельным тепловым напряжениям с соответствующим значением d3KB, для определения наилучших условий теплообмена в зависимости от объема топки следует соотносить КПД топки с удельными объемами тепловыми напряжениями.
Анализ результатов расчета испарителя напорного горелочного устройства с малой тепловой мощностью
Экспериментальная проверка показала, что для различных конфигураций испарителя и в различных условиях эксплуатации горелочных устройств температура на стенке испарителя изменяется по его длине в пределах 560-680 К . Температура при эксплуатации горелочного устройства вне топки, в открытом варианте, со стороны пламени в среднем - 860 К , с противоположной стороны не превышает 620 К. ( Приведенные результаты были учтены при постановке задачи и расчете испарителя, который был произведен при помощи методики, приведенной в главе 2 (для испарителя цилиндрической формы рис. 4.2.).
В предлагаемой методике расчета исходным предположением является v то допущение, что внутри обогреваемого канала - испарителя - движется двухфазный поток пар-жидкость, характеристики которого имеют сложный пульсационный характер. Согласно последним данным отечественных и зарубежных исследований по двухфазным системам изменение коэффициента теплоотдачи от стенки канала к системе пар-жидкость весьма тесно связано с режимом течения среды. Поэтому тепловой поток на отрезке канала соответствующем режиму кипения (парообразования) является в значительной степени неравномерным и описывается сложными уравнениями с использованием критериальных форм соотношений.
Расчет испарителя в принципе сводится к расчету канала, состоящего из следующих условных участков: отрезка нагрева среды до кипения (до температуры насыщения), отрезка собственного кипения, по которому движется двухфазный поток (причем режим течения двухфазной смеси по длине этого отрезка может изменяться), и отрезка перегрева движущихся паров топлива. Если первый и третий отрезки имеют простое обоснование для расчета и могут быть определены при помощи линейных балансовых уравнений, то лежащий между ними отрезок кипения обычному расчету не поддается, так как при применении линейного уравнения теплового баланса велика погрешность. Однако при ряде допущений, используя методику расчета коэффициента теплоотдачи для канала с двухфазной смесью, можно получить характер изменения теплового потока и режима течения на длине рассматриваемого отрезка.
Следует отметить, что выделение границ отрезка канала с кипящей смесью носит условный характер, так как соседние режимы не имеют четких границ, их переходные области занимают определенную длину - однако расчет позволяет определить характер распределения режимов по длине цилиндрического канала с достаточной точностью.
При этом участок кипения принимается как отрезок цилиндрического канала с равномерным обогревом стенок, внешний тепловой поток (от топки к стенке канала) приблизительно равен (с погрешностью до 0,05) тепловому потоку внутри канала (от стенки к стенке) в каждом сечении. Такая постановка условий предполагает изменение среднелогарифмической температуры стенки канала Тст.
Разбивая отрезок кипения на короткие равные участки, можно методом итерации, используя компьютерную обработку, получить значения Тст по всей длине отрезка. При этом изменение температуры стенки и есть аналог среднеполагаемого профиля продольного сечения отрезка кипения (точнее, между ними можно установить взаимосвязь, а для типоразмерного ряда каналов - и получить набор коэффициентов для проектирования испарителей в широком диапазоне). Имеющаяся методика балансового теплового расчета коррелируется с режимом течения. Корреляция двухфазности движущейся системы в тепловом поле дают наложение эмпирического уравнения двухфазного потока на теоретические соотношения для теплообмена в канале с движущейся однофазной средой.
Авторы исследований, связанных с двухфазными системами, неоднократно подтверждают допустимость такого подхода к решению задачи с участием теплообменных аппаратов [101, 135, 137].
Для конкретизации задачи следует установить работы всех испарительных жидкотопливных горелочных устройств рассматриваемого назначения. Это соответствует атмосферному или пониженному давлению в окружающей среде, температуре воздуха от -50 до +50С, давлению в топливоподающей системе 250-300 кПа, топливо дизельное марок ДЛ, ДТ (3), обобщенная химическая формула которого - CieH34.
Расчет с итерацией и большими диапазонами многочисленных исходных параметров может быть универсализирован исключительно с применением расчетной программы. вязкость /гж = 0,00258 - 0,00000472 Т, Па хС; отрезок кипения разбивается на равные короткие участки по 0,01 м. Для каждого из этих участков поочередно рассчитываются балансовые уравнения, в результате чего методом итерации подбирается температура стенки Тст на каждом участке. Для этого из критериальных уравнений подобия определяются условия теплового баланса с учетом режима течения на данном участке. Затем, после сравнения тепловых потоков в случае, если температура стенки выбрана правильно, определяется степень сухости паров топлива х (начальное значение которой принимается равным 0,01, а предельное верхнее — 0,99; такой выбор граничных значений во-первых, обеспечивает конечность промежуточных результатов расчета, что важно для машинной обработки, и, во-вторых, соответствует условности границ отрезка кипения и конкретизирует граничные сечения).
Если х 0,99, расчет отрезка кипения можно считать законченным, так как это условие означает, что практически вся жидкость перешла в пар. Следует также ограничить длину отрезка кипения (в рассматриваемом случае - не более 0,25 м, хотя она в действительности и так невелика), что делается, исходя из конструктивных требований, предъявляемых к горелочному устройству.
Анализ результатов теплотехнических исследований топочных камер с изменяемыми геометрическими параметрами
Представляет определенный интерес определение тепловых напряжений в топочной камере при изменении ее геометрии. Это связано с практическим отсутствием специальной методики для расчета топочных камер малого размера (до 1 м3 ), в которых работают испарительные жидкотопливные горелки. Как было показано выше, режимы работы инжекционных газовых и жидкотопливных горелочных устройств имеют существенные отличия.
Поэтому были проведены опыты по определению тепловых напряжений при стационарном режиме работы горелочного устройства (ГК-5) в параллелепипедной топке, размеры которой изменялись в следующих пределах: длина / - 0,3 — 0,9 м ширина b - 0,25 — 0,5 м высота h - 0,25 - 0,4 м При этом- верхняя стенка топки являлась частью плоского проточного калориметра (соответствующий элемент его поверхности длиной / и шириной Ь), а боковые стенки выполнялись из теплоизоляционного материала, что позволяло приблизительно оценивать не только температурное поле, но и балансовые характеристики топочного объема. Результаты опытов сведены в табл. 4.5., а также представлены на рис. 4.7.
Из этих результатов можно сделать следующие выводы: а) при топочных объемах больших, чем номинальный (для данной тепловой мощности) приращение объема все меньше влияет на изменение температурного поля в камере; плавно снижается коэффициент полезного действия; при этом его снижение есть результирующая величина от эффектов увеличения боковой поверхности и снижения энтальпии уходящих продуктов сгорания (на выходе из камеры); отсюда нелинейность убывания КПД при увеличении объема; б) при слишком высоких тепловых напряжениях, соответствующих наименьшим значениям топочного объема, режим работы горелочного устройства нарушается, поскольку номинальная тепловая мощность неизменна; следовательно, говорить о каком-либо постоянстве исходных условий для этого случая можно лишь условно; в действительности, строго говоря, область изменения параметров системы «горелочное устройство -топочная камера» определяется нормальной работой горелочного устройства. Поэтому крайние левая и правая области кривой на рис. 4.7. условны. В критическом режиме истечения при постоянном давлении расход топлива (при истечении только перегретой паровой фазы) фиксирован, он определяется диаметром сопла. Расчетные значения (по методике, представленной уравнениями (19) - (34)) подтверждаются опытными данными. При проведении опытов с изменяемыми объемами топочных камер были экспериментально рассмотрены и отклонения режимов работы горелочного устройства при изменении диаметра сопла. Это дало результаты, представленные в табл. 4.6.
Как видно из таблицы, при отклонении диаметра сопла от расчетного значения в большую или меньшую сторону коэффициент полезного действия системы снижается, что может быть вызвано снижением теплового напряжения топочного объема, поскольку при одновременном соответственно увеличении или уменьшении топочного объема экстремум кривой (рис. 4.8.) смещается неадекватно. Имеет место наложение на значение КПД влияния температуры и, соответственно, величины энтальпии уходящих продуктов сгорания, также зависящей (нелинейно) от расхода топлива и топочного объема.
