Количества первичного

Чтобы решить этот вопрос, необходимо проанализировать процесс в регенеративном теплообменнике. Расчет по формуле (7.12) показы вает, что разность температур А73-ц на холодном конце теплообменника рассматриваемой R-спстемы Линде превышает 50 К, т. е. более чем ш. порядок ДТН—A72-i'. Объясняется это тем, что средняя теплоемкость Ср.т прямого потока т существенно больше, чем ср,п обратного потока * Возрастание АТт-п к холодном) концу теплообменника приводит к большим потерям эксергии от lie-обратимости теплообмена. Это наглядно показывают графики на рис. 7.9. Верхний график иллюстрирует протекание Тт (линия 2-3) и Тп (линия 6-1') вдоль теплообменника в зависимости от удельного количества передаваемого в регенеративном теплообменнике тепла q$. Расстояние по ординате между линиями 2-3 и 6-1' показывает ЛГт_„ в любом сечении теплообменника. По осп ординат нижнего графика вместо Т отложена те. Поскольку ie при заданной Г0.с есть однозначная

ставлено на рис. 7-1, г. О характере изменения во времени количества передаваемого тепла для рассматриваемого случая дают представление кривые на рис. 7-1, д. Здесь Q' и Q" — потоки тепла при стационарных режимах, Qi и Q2 — тепловые потоки через горячую и холодную поверхности стенки при нестационарном режиме. Заштрихованная площадка представляет собой количество тепла, затраченное на изменение энтальпии стенки (аккумулированное тепло).

Используя полученный закон изменения количества передаваемого тепла вдоль оси г, можно рассчитать раздельно по уравнениям (3.103), (3.116) — (3.119) параметры газа в любой точке оси z по горячей и холодной сторонам регенератора.

Из семи режимных характеристик — количества передаваемого тепла, двух расходов и четырёх крайних теплосодержаний или температур — должны быть заданы пять. По уравнениям (1) определяются две недостающие характеристики. После этого выбирается примерная конструктивная форма теплообменника, подсчитываются средние скорости теплоносителей и средние температуры, определяющие коэфициенты теплоотдачи. По этим данным находятся компоненты среднего коэфициента теплопередачи и самый коэфициент. По крайним температурам теплоносителей вычисляется средний температурный напор. Наличие всех перечисленных данных достаточно для определения по уравнению (2) потребной поверхности нагрева и установления окончательного конструктивного оформления теплообменника.

В гл. 2 упоминалось о возможностях увеличения концентрации частиц в фонтане и количества передаваемого материалу тепла.

Главной задачей в исследовании тепловых свойств экранной изоляции является задача нахождения методики расчета температурного поля в условиях стационарного и нестационарного режимов. Здесь под температурным полем понимается совокупность значений температур на поверхностях экранов. Знание температурного поля позволит, найти соотношения для количества передаваемого тепла.

Если известно распределение температур в многоэкранной изоляции, можно написать соотношение для определения количества передаваемого тепла:

мого1 путем излучения тепла определяется разностью температур в четвертых степенях. В связи с этим при высоких температурах теплоизлучающей поверхности и при относительно небольших температурах тепловоспринимаюшей поверхности количества передаваемого тепла получаются весьма значительными. Такие условия имеют место, например, в паровых котлах, где поэтому лучеиспускание расценивается, как наиболее интенсивный способ передачи тепла. Во многих современных котельных агрегатах более 50% тепла передается поверхностям нагрева путем лучеиспускания.

В практических расчетах теплового излучения -газов определение количества передаваемого тепла ведется с учетом' специфики и условий той тепловой установки, к 'которой они относят-

где QB и QCp — количества передаваемого тепла, ?>в и ?>Ср — расходы рабочего тела в витке с тепловой разверкой и витке, соответствующем среднему режиму, А — коэффициент пропорциональности. После подстановки A'JB и Д'/ср в (9-17) окончательно получим:

*$*$> в нение давления (вакуума) в третьем аппарате приводит к изменению разности температур процесса теплообмена в нем и, следовательно, к изменению количества передаваемого тепла. При этом изменяется количество пара, потребляемого из второго аппарата, что влечет за собой изменение температуры (давления) во втором

Таким образом, соотношение количества первичного и вторичного воздуха определяется схемой пылеприготовле-ния и типом мельницы.

* Коэффициентом eti здесь и далее авторы обозначают отношение количества первичного воздуха не к теоретически необходимому количеству воздуха для сжигания топлива, поданного с первичным воздухом, а количеству всего топлива, поступившего в мельницу. (Прим ред.)

Задавшись общим расходом воздуха, идущего на распыливание, можно, пренебрегая местными сопротивлениями, определить количества первичного и вторичного воздуха, пропорциональные площадям выходных сечений.

Системой безопасности предусмотрен немедленный останов котла при погасании факела, падении разрежения в топке, перегреве воды на выходе из котла сверх допустимой температуры (95 или 115° С) и падении давления в питающей магистрали. При отклонении заданной температуры горячей воды на выходе из котла осуществляется плавное изменение расхода топлива одновременно с изменением количества первичного и вторичного воздуха, что дает возможность поддерживать правильный режим горения при различных нагрузках форсунки.

Структура и длина свободного факела при прочих равных условиях зависят от характера движения потока (ламлнарное или турбулентное) и количества первичного воздуха, подаваемого в смеси с топливом.

На рис. 65 схематически показана структура горящего факела в зависимости от количества первичного воздуха в смеси его с горючим. Пунктирные линии показывают границы струи (аэродинамический факел), за пределами которых находится невозмущенная область воздуха.

Рис. 65. Структура горящего факела в зависимости от количества первичного воздуха в смеси его с газом

разуются два фронта (два конуса) горения: кинетический (Fj-ii ) и диффузионный (Рц~ш ). Область //, образованная продуктами горения, поступающими из фронта Fj-n, . и несгоревшим газом, поступающим из области /, может иметь различное развитие в зависимости от количества первичного воздуха в смеси его с горючим. При малых значениях п область // будет мало развитой, фронты горения Ff~TI и Рп-1п будут находиться вблизи друг друга и горение в целом будет приближаться к случаю, изображенному на рис. 65, в. При больших значениях п область // получит большое развитие, так как горючие составные части здесь сильно забалластированы продуктами горения, кинетический фронт горения Fj-л будет по размерам приближаться к случаю, изображенному на рис. 65, а, а общая длина пламени будет меньше, чем для случая, изображенного на рис. 65, в. Следует отметить, что наименьших размеров кинетический фронт горения достигает не при п = \, а при несколько меньшем значении п, так как максимальное значение нормальной скорости распространения пламени соответствует не стехиометрической смеси, а смеси несколько более обогащенной горючим. Характер факела принципиально не изменяется, если подвергнутся изменению некоторые условия сжигания. Так, если количество первичного воздуха, более необходимого для образования стехиометрической смеси («>!), то кинетический фронт горения Fi-m по размерам увеличится, так как горючее обеднится за счет забаллас-тирования его избыточным воздухом. Напротив, если первичный воздух обогатить кислородом и подать в количестве, соответствующем стехиометрической смеси, то кинетический фронт горения FJ-JJ сократится по размерам, а область / уменьшится по сравнению со случаем сжигания газа в обычном воздухе. Аналогичное влияние оказывает подогрев смеси перед сжиганием, что объясняется ускорением процесса зажигания смеси.

Основываясь на изложенном, естественно предположить, что профиль кривых распределения температур в вертикально расположенном факеле должен быть симметричным относительно его оси (см. рис. 59). Это одинаково справедливо как для случая горения готовой горючей смеси, так и для случая горения газа в атмосфере воздуха. Уровень температур в пламени, очевидно, будет зависеть от теплотворности горючего газа, а также от физических параметров газа и воздуха и, конечно, от количества первичного воздуха в горючей смеси. При прочих равных условиях пламя предварительно подоготовленной горючей смеси будет наименьших размеров и температура его будет наивысшей. По мере уменьшения содержания в смеси первичного воздуха объем и светимость пламени, а тякже его теплоотдача в окружающее пространство будут возрастать и, как следствие, будет снижаться температурный уровень факела. Профиль кривой распределения температур в поперечном сечении факела зависит от характера пламени (ламинарное и турбулентное). На рис. 67 показано распределение температур в простейшем случае (ламинарный факел) при сжигании готовой смеси. Кривая температур в этом случае в известной степени напоминает эпюру скоростей в ламинарном потоке. Профили температур для случаев горения в воздухе смеси газа с недостаточным количеством воздуха, а также при турбулентном характере струй будут носить более сложный характер.

Факел бывает устойчивым при условии равенства нормальной скорости воспламенения «„ и скорости горящей смеси ОУГ) находящихся в динамическом равновесии у кромки выходного сечения сопла. Достижение равенства этих скоростей зависит от многих условий и поэтому теория устойчивости открытого факела разработана недостаточно. Как известно, нормальная скорость воспламенения «„ зависит от состава горючего газа, от количества первичного воздуха в смеси и от температуры смеси.

3) возможность изменения характера работы гази-фикационной зоны регулированием количества первичного воздуха, его скорости, направления ввода (угла 6С между соплами 6 и осью камеры);