WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Степень крутки n, согласно формуле (1), зависит от величины углов и. Таким образом, изменяя значения геометрических параметров АТ, можно получить различную степень крутки потока на выходе из аксиально-тангенциального завихрителя и, как следствие, получить поток с заданными аэродинамическими показателями. Критерием выбора, оптимального значения углов и, для заданного диапазона изменения параметра n служит минимальное аэродинамическое сопротивление вх, создаваемое АТ завихрителем, при расчетном геометрическом комплексе горелки. Аналитическую зависимость, определяющую коэффициент аэродинамического сопротивления горелки, получаем из совместного решения уравнений гидродинамики с применением условия минимума сопротивлений по формуле:

, (2)

где Ro- плечо крутки потока на входе в горловину горелки; – угол установки лопатки, угол между касательной к средней линии профиля в точке ее пересечения с фронтом решетки и самим фронтом; ' – угол наклона плоскости узкого сечения межлопаточного канала к плоскости нулевого уровня; f – суммарная площадь узких сечений межлопаточных каналов горла решетки завихрителя; – коэффициент потери скорости, характеризующий уменьшение вектора абсолютной скорости на выходе из горелки, вызванного различного рода потерями; – потеря момента количества движения в вихревой камере; 1 – угол крутки, угол между вектором абсолютной скорости W1 и его окружным направлением на выходе из горелки.

Исследование выражения (2) на экстремум угла 1 показало, что каждому значению комплекса соответствует единственное значение угла 1, при котором наблюдаются минимальные затраты энергии на преодоление сопротивления. Наличие оптимального значения 1 предоставило возможность, используя методы аналитической алгебры, определить вид аналитической зависимости между углом крутки потока и параметрами АТ завихрителя предлагаемой конструкции горелочного устройства:

. (3)

По формулам (2) и (3) выполнен расчет гидравлических параметров аксиально-тангенциального завихрителя. Исходными данными расчета являются следующие величины: r1 -внешний радиус обоймы завихрителя; r2 -внутренний радиус камеры сгорания; b1 – толщина обоймы завихрителя; – угол наклона лопатки к касательной, проведенной к окружности, образуемой одной из любых плоскостей течения, проведенного перпендикулярно к оси завихрителя между передними и задними торцами завихрителя, и проходящими через выходную кромку лопатки; – угол наклона выходной кромки лопатки к оси завихрителя; Z – число лопаток, АТ завихрителя.

Для упрощения расчета была составлена программа расчета гидравлических параметров завихрителя на ЭВМ. По результатам расчета установлено, что для обеспечения минимального аэродинамического сопротивления в расчетном диапазоне изменения параметра n АТ завихритель должен обладать максимально возможным значением угла и соответственно минимальным значением угла. Расчет позволил определить оптимальные значения,, Z, обеспечивающие минимальное аэродинамическое сопротивление для данного типа АТ завихрителя.

В третьей главе представлены результаты экспериментальных стендовых исследований аэродинамических и тепловых характеристик камеры сгорания ЦППС.

Исследование выполнено на экспериментальном стенде, созданном для проведения комплексных испытаний камер сгорания цилиндрических прямоточных парогенераторов. Стенд включает в себя автономные системы, обеспечивающие возможность регулирования расходов топлива, окислителя, давления в камере сгорания и других параметров, что позволяет изменять в широких пределах коэффициент избытка воздуха 0,5 < < 10, тепловую мощность 1 МВт < N < 5 МВт, интенсивность отвода тепла в стенки и пр. Разработанный стенд позволяет провести комплексное исследование камер сгорания цилиндрических прямоточных парогенераторов, работающих как на тяжелом жидком, так и на газовом топливе.

В главе приведена также методика и результаты экспериментальных исследований. В первой серии экспериментов проведено исследование влияния конструктивных элементов на сопротивление экспериментального образца камеры сгорания ЦППС. Эксперименты проводились с изменением места установки и диаметра диафрагмы в камере сгорания, при изменении нагрузки горелки от 50% до номинальной.

Общее гидравлическое сопротивление экспериментального участка камеры сгорания в эксперименте без диафрагмы определялось по формуле, полученной в результате анализа существующих методик расчета камер сгорания на аэродинамическое и гидравлическое сопротивление:

. (4)

На основании анализа опытных данных автором получена аналитическая зависимость коэффициента аэродинамического сопротивления, аксиально-тангенциального завихрителя от числа Re:

. (5)

В формулах (4) и (5) – отношение плотности воздуха в камере к плотности воздуха в подводящем трубопроводе; dК, dТ – соответственно диаметр подводящего патрубка трубы и камеры сгорания, м; WК – скорость воздуха в камере сгорания, м/с; м.зав. – коэффициент аэродинамического сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя.

Сопоставление значения коэффициента местного гидравлического сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя, определенного по экспериментальной зависимости (5), со значениями, найденными по методике, изложенной в главе 2 [формула (3)], показало удовлетворительное соответствие расчета и эксперимента: расхождение не превышает 5% (рисунок 3).

Рисунок 3 – Зависимость местного коэффициента сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя от числа Re (опыт без диафрагмы)

При установке в проточной части камеры сгорания ЦППС диафрагмы по результатам измерений было выявлено, что общее гидравлическое сопротивление камеры сгорания в опытах с диафрагмой определяется, в основном, критерием Re для воздушного потока и параметром m= (отношением диаметра выходной диафрагмы к диаметру камеры сгорания). Место расположения диафрагмы не оказало значительного влияния на величину гидравлического сопротивления камеры сгорания. Данное явление интерпретировано высокой степенью турбулизации воздушного потока, обусловленной круткой воздушного потока аксиально-тангенциальным завихрителем, и ограниченной длиной экспериментального образца камеры сгорания. При малых величинах на зависимости Re выделяются два участка Re < 0,9·105; Re > 1,5·105, на которых коэффициент сопротивления прямо пропорционален Re. В промежуточной зоне 0,9·105<Re< 1,5·105 коэффициент сопротивления слабо зависит от Re. Здесь реализуется режим движения близкий к автомодельному (по числу Re). Такой характер зависимости числа Re сохраняется и при других величинах х/l (рисунок 4).

Данные экспериментальных исследований позволили определить характер влияния конструктивных элементов на сопротивление экспериментального образца камеры сгорания ЦППС и получить аналитическую зависимость сопротивления камеры сгорания от числа Re и диаметра диафрагмы. Общее гидравлическое сопротивление экспериментального участка камеры сгорания, определялось, исходя из выражения (4), принимая во внимание, что при рассматриваемых условиях вклад принудительного вихреобразования в общее гидравлическое сопротивление камеры сгорания незначителен и его в расчете можно не учитывать, а также учитывался коэффициент местного аэродинамического сопротивления диафрагмы по формуле:

. (6)

Рисунок 4 – Зависимость коэффициента сопротивления камеры сгорания от числа Рейнольдса при dД / dК =0,603; 0,808 при различных значениях x/l

.....

Аналитическая зависимость для расчета коэффициента аэродинамического сопротивления камеры сгорания от числа Re при установке в камере сгорания диафрагмы:

, (7)

где диафр. – коэффициент местного аэродинамического сопротивления диафрагмы.

Во второй серии опытов исследовались тепловые характеристики экспериментального образца камеры сгорания ЦППС, поверялась разработанная методика теплового расчета. Исходя из поставленных задач, при проведении тепловых испытаний камеры сгорания были определены значения температур теплоносителя (в двух несмежных заходах спирали), стенки внутренней трубы, в зоне, омываемой теплоносителем, и стенки трубы в зоне ребра. Результаты температурных измерений модельного образца ЦППС представлены на рисунке 5.

По результатам эксперимента было найдено распределение температуры воды вдоль оси рабочего участка для режимных условий, в которых производился эксперимент. Установлено, что нагрев теплоносителя производится в бескризисном режиме, без резких скачков температуры теплоносителя и перегрева стенки камеры сгорания. Хотя температура ребра парогенерирующего канала выше, чем в стенке камеры сгорания, в среднем на 15-20%, она не превышает допустимого предела. Результаты эксперимента подтвердили, что использование в предлагаемой конструкции цилиндрической камеры сгорания с конвективным переносом тепла позволило существенно увеличить плотность теплового потока на теплопередающую поверхность. Спиральные каналы обеспечивают существенный рост критической плотности теплового потока при Х>0 и дают возможность увеличения теплонапряженности конструкции при сохранении коэффициента запаса на необходимом уровне. Численные данные экспериментальных исследований, учитывающие технологические особенности предлагаемой конструкции камеры сгорания, были использованы при разработке методики теплового расчета камеры сгорания парогенератора ЦППС.

В четвертой главе приведена методика теплового расчета камеры сгорания ЦППС. Методика расчета разработана в соответствии с рекомендациями нормативного метода, с учетом методик расчета теплообмена в камерах сгорания реактивных двигателей, а также данных экспериментальных исследований камеры сгорания цилиндрического прямоточного парогенератора.

Полученные в результате синтеза аналитические зависимости использованы при разработке математической модели теплообмена и создании алгоритма программы теплового расчета камеры сгорания ЦППС на ЭВМ.

Разработанная методика позволяет определить основные конструктивные и геометрические параметры камеры сгорания парогенератора, обеспечивающие наибольшую эффективность работы.

Сопоставление распределения плотности теплового потока (воспринимаемого водой от продуктов сгорания) вдоль оси рабочего участка, определенного по разработанной автором методике и найденного по результатам эксперимента, продемонстрировало удовлетворительное соответствие расчета и эксперимента (рисунок 5). Кривые 1,2,3- соответственно расчетные величины теплового потока и температурных профилей вдоль оси экспериментального образца камеры сгорания (расчет).

Это подтверждает правомерность использования предложенной методики для расчета процессов теплообмена цилиндрических прямоточных парогенераторов.

Рисунок 5 – Сопоставление расчетных и экспериментальных данных в экспериментальном образце камеры сгорания цилиндрического прямоточного парогенератора со спиральными каналами

В пятой главе произведен экологический анализ аспектов промышленного применения мобильной парогенераторной установки ЦППС для паротеплового воздействия на пласт месторождения Ярега.

Произведена также оценка влияния принятых технологических и конструктивных решений на экологический уровень цилиндрического прямоточного парогенератора.

С точки зрения общей энергоемкости и экологичности теплового процесса воздействия на пласт, при одинаковом конечном эффекте нефтеотдачи, очевидно, что разработка месторождений с использованием мобильных ЦППС является наиболее экономичной и природоохранной.

Выводы

  1. Произведено теоретическое обоснование и разработка конструкции камеры сгорания и горелочного устройства с лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем.
  2. Разработан алгоритм и произведен расчет конструктивных параметров аксиально-тангенциального завихрителя камеры сгорания ЦППС. Определены следующие оптимальные значения величин =22°, =35°, Z=32, обеспечивающих минимальное значение коэффициента аэродинамического сопротивления в расчетном диапазоне изменения конструктивного параметра крутки n=2,21.
  3. Определены основные аэродинамические и тепловые характеристики разработанной конструкции камеры сгорания с лопаточным аксиально-тангенциальным завихрителем.
  4. Получены аналитические зависимости для расчетов коэффициентов сопротивления аксиально-тангенциального завихрителя и камеры сгорания ЦППС.
  5. Разработана на базе теоретических и экспериментальных исследований математическая модель теплообмена камеры сгорания ЦППС.
  6. На базе теоретических и экспериментальных исследований разработана методика теплового расчета камеры сгорания парогенераторов ЦППС.
  7. Выполнен анализ экологических показателей использования ЦППС на объектах нефтяных месторождений по сравнению с существующими в настоящее время котлами УПГ, ППУ-3М, ВПГ-6 ЦКТИ, который показал, что уровень загрязнения в зоне расположения котлов при этом снижается на 12 %.

Основное содержание диссертации изложено в следующих публикациях:

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»