Исследования тепловых процессов с применением моделирования: Учебное пособие

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования «ПЕНЗЕНСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ»

А.А. Черный ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ С ПРИМЕНЕНИЕМ МОДЕЛИРОВАНИЯ Учебное пособие

Пенза 2008

УДК 669.621.74

Р е ц е н з е н т ы: Научный совет Пензенского научного центра; главный металлург ОАО «Пензадизельмаш» А.С. Белоусов Черный А.А. Исследования тепловых процессов с применением моделирования: учебное пособие / А.А. Черный. – Пенза: Пензенский государственный университет, 2008. – 48с. Изложены теоретические основы математического моделирования, выявленные исследованиями закономерности процессов сжигания газовоздушной смеси применительно к газовым вагранкам. Приводятся новые разработки, позволяющие рационально сжигать газ в шахтных чугуноплавильных печах. Учебное пособие разработано применительно к учебному процессу по кафедре «Машины и технология литейного производства». Оно может быть использовано при изучении курсов «Термодинамика», «Печи литейных цехов», «Принципы инженерного творчества», а также при выполнении курсовых и научно-исследовательских работ. В пособии использованы оригинальные разработки автора, являющиеся его интеллектуальной собственностью.

© Черный А.А., 2008 2

ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ низшая теплота сгорания природного газа, Дж/м3; qг, qвс, qгк - приведенный к нормальным условиям расход природного газа соответственно горелочной системой, одним соплом или одной горелкой, одним каналом горелочного сопла, м3/ч; qв, qвс, qвк - приведенный к нормальным .условиям расход воздухаокислителя соответственно горелочной системой, одним соплом или одной горелкой, одним каналом горелочного сопла, м3/ч; приведенный к нормальным условиям общих расход газовозqс душной смеси, м3/ч; диаметр канала горелочного сопла в выходном сечении, м; d0 wг, wв - скорость истечения из канала соответственно горючего газа, воздуха, м/с; Q нр -

α - коэффициент расхода (избытка) воздуха; Тв, Тг, Tс, Тк, Tпс - температура соответственно воздуха-окислителя, горючего газа, газовоздушной смеси, в камере сжигания, продуктов сгорания. К; адис - степень диссоциации природного газа (метана); Тф - температура в точке по оси факела, где прекращалось повышение CO2 в продуктах сгорания, К; lв - длина зоны воспламенения газовоздушной смеси, принятая как расстояние от выходного сечения канала горелочного сопла до точки на осевой линии факела, где начинается повышение содержания СО2 - в газовом потоке, м; lф - длина факела, принятая как расстояние от выходного сечения канала горелочного сопла, где прекращается повышение СО2 в продуктах сгорания, м; α0 - коэффициент расхода воздуха, при котором достигается максимально возможная температура в факеле или в камере сжигания; Тфmax Ткmax - достигаемая при α0 максимально возможная температура соответственно в факеле, в камере сжигания, К; П0 периметр по кромкам горелочного сопла у выходного 2 сечения, м ; площадь выходного сечения канала горелочного f0 2 сопла, м ; n0 количество горелочных сопел; DP расстояние между осями горелочных сопел, м; Lс расстояние между центрами выходных сечений каналов горелочных сопел, м; wс, wсг - скорость истечения газовоздушной смеси из канала горелочного сопла, соответственно приведенная к нормальным усло3

за, м;

виям, с учетом Тс, м/с; Rl критерий Рейнольдса; DТ , LТ - соответственно диаметр и длина горелочного туннеля, м; qгд, Гд - дополнительный расход природного газа на подсвечивание продуктов сгорания соответственно приведенный к нормальным условиям в м3/ч, в процентах от расхода природного газа на сжигание; dкд - диаметр канала для истечения дополнительного расходуемого природного газа, м; wгд - скорость истечения из канала с dкд дополнительно расходуемого природного газа, м/с; fпос - площадь выходного сечения щелевого канала горелочного сопла м2; Ш0, До, dн, dв, dс - соответственно ширина, длина, наружный диаметр, внутренний диаметр, диаметр по средней линии щелевого канала горелочного сопла в выходном сечении, м; Rг - гидравлический радиус, м; dтн - наружный диаметр газораспределительной трубы, dг - диаметр отверстий для истечения горючего газа, м; расстояние между рядами отверстий для истечения горючего гаSг εпс степень черноты продуктов сгорания; δокч, δокс - толщина оксидной пленки на кусках нерасплавившегося над зоной плавления соответственно чугуна, стали, мм; Тмет - температура получаемого жидкого металла. К; GПП1, GПП2 - производительность печи по массе полученного жидкого металла соответственно за первый час плавки, за второй час плавки, кг/ч;

ηТП - термический коэффициент полезного действия печи за период плавки; УМЕТ - потери металла при плавке в печи, %; Х - количество опытов по плану проведения экспериментов; NN0 - количество опытов в центре плана (на среднем уровне независимых переменных); U9 - дисперсия опытов; А1, В1, С1, D1, Е1 - величины первого фактора при условии А1<С1<Е1
4

А2<С2<Е2
lв , d0 lф

,

d0 Т ф + III

KВ =

Kф =

Тс

5

lВ , Ш0 lф

Ш0

,

ВВЕДЕНИЕ При производстве различных изделий много деталей делают из металла, причем чаще из литых чугунных заготовок. С увеличением выпуска металлоизделий требуется все больше чугунных отливок, а следовательно, и жидкого металла, получаемого из чугуноплавильных агрегатов, больше становится расход потребляемого на плавку и перегрев металла топлива. Актуальность проблемы обусловлена усилением требований по экономии и рациональному использованию сырьевых, топливно-энергетических и других материальных ресурсов. Добыча сырья и топлива обходится все дороже, а запасы полезных ископаемых невосполнимы. Поэтому наиболее экономное и рациональное использование всех видов материальных ресурсов приобретает особое народнохозяйственное значение. Актуальность проблемы также связана с дефицитностью и удорожанием твердого топлива - кокса, применяемого для плавки чугуна, невозможностью, сложностью, дефицитностью или неэкономичностью использования в ряде случаев для плавки и нагрева материалов электроэнергии и возможностью использования газообразного топлива - природного газа, широко используемого в качестве технологического топлива в металлургическом, литейном и в ряде других производств. Возникла необходимость не только полной замены твердого топлива шахтных плавильных печей газообразным, но и создания универсальных шахтных плавильных агрегатов, в которых без значительного переоборудования можно было бы использовать газообразное или твердое топливо. Актуально получение расплава - полупродукта в шахтных печах, в которых применялось бы газообразное топливо и которые могли бы расходовать минимальное количество этого топлива, иметь высокий термический коэффициент полезного действия. Использование полученного расплава - полупродукта в мартеновских и электрических плавильных печах позволило бы повысить производительность этих печей, уменьшить расход топлива, электроэнергии. Проблемой является повышение экономичными способами температуры в факелах и одновременное увеличение светимости продуктов горения, рациональное сжигание природного газа в агрегатах для плавки чугуна. Процессы сжигания природного газа в агрегатах для плавки чугуна должны позволять проведение требуемых технологических процессов, быть эффективными, экономичными, а это длительный период оставалось нерешенной задачей. Для совершенствования газовых вагранок и процессов плавки в них материалов возникла необходимость разработки теплотехнических основ сжигания газообразного топлива в шахтных чугуноплавильных агрегатах, что возможно на основе применения эффективных методов математического моделирования.

6

1. РАЗРАБОТКА ЭФФЕКТИВНОЙ МЕТОДИКИ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ЧУГУНОПЛАВИЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ 1.1.

Базовая разработка для математического моделирования На основании анализа ортогональных методов планирования экспериментов разработана применительно к чугуноплавильным процессам новая методика математического моделирования процессов, которая менее трудоемка, чем ранее предложенные, позволяет проще, при меньшем количестве опытов оптимизировать процессы и выявлять более точные математические модели при планировании экспериментов на пяти уровнях независимых переменных (факторов) или, в частных случаях, на четырех, трех уровнях независимых переменных. В результате предварительного анализа для нелинейного математического моделирования процессов при ортогональном планировании однофакторных и многофакторных экспериментов на пяти уровнях независимых переменных предложено универсальное уравнение регрессии, в общем виде представляющее пятичлен y = b10 ⋅ x 0 + b mn ⋅ x mn + b mr ⋅ x mr + b ms ⋅ x ms + b mω ⋅ x mω , в котором y - показатель (параметр) процесса; x0= +1; x mn = x nm + v m ;

x mr = x rm + a m ⋅ x nm + c m ;

x ms = x sm + d m ⋅ x rm + l m ⋅ x nm + f m ;

x mω = x ωm + g m ⋅ x sm + h m ⋅ x rm + k m ⋅ x nm + l m ;

m - порядковый номер фактора; xm-m -й фактор (независимое переменное); n, r, s, ω - изменяемые числа показателей степени факторов; vm, dm, cm, dm, lm, fm, gm, hm, km, lm - коэффициенты ортогонализации; b 10 , b mn , b mr , b ms , b mω - коэффициенты регрессии. Новая методика математического моделирования систематизирована в виде программ для ЭВМ. 1.2. Основные символы языка ПЛ/1 и обозначения в программах К основным символам языка ПЛ/1 относятся: 26 заглавных латинских букв; 10 десятичных цифр от 0 до 9; знаки арифметических операций + сложение, - вычитание, * умножение, / деление, ** возведение в степень; знаки операций отношения, > больше, < меньше, = равно; скобки (), знаки . ; : , ! /* */ // .

7

Основные обозначения в программах следующие: Х - количество опытов по плану проведения экспериментов; NN0 - количество опытов в центре плана (на среднем уровне независимых переменных); U9 - дисперсия опытов; А1, В1, С1, DI, El, F ( J ) - величины первого фактора при условии А1 < С1 < Е1 < Dl <В1; J1, 01, P1, T1 - показатели степени первого фактора в уравнении регрессии; А2, В2, С2, D2, Е2, Н ( J ) - величины второго фактора при условии А2 < С2 < Е2 < D2 <В2; J2, 02, Р2, Т2 - показатели степени второго фактора в уравнении регрессии; A3, ВЗ, ЕЗ, L ( J ) - величины третьего фактора при условии A3 < ЕЗ < ВЗ; J3, 03- показатели степени третьего фактора в уравнении регрессии; Y ( J ) - величина J-го показатели процесса в соответствии с планом проведения экспериментов; FF ( J ), НH ( J ), LL ( J ) - соответственно величины первого, второго, третьего факторов для проверки точности математической модели и выполнения по ней расчетов; V1, UI, QI, 11, MI, F1, G1, H1, K1, L1 - коэффициенты ортогонализации, определенные по величинам второго фактора; V2, U2, Q2, 12, M2, F2, G2, Н2, К2, L2 - коэффициенты ортогонализации, определенные по величинам второго фактора; V3, U3, Q3 - коэффициенты ортогонализации, определенные по величинам третьего фактора; В ( J ) - J-й коэффициент регрессии; Z (J) - J-и определенный расчетом показатель процесса; Т ( J ) - J-и рассчитанный t-критерий; К9 - количество статистически значимых коэффициентов регрессии; F6 - рассчитанный F-критерий; Y0 (J) - величина J-го показателя процесса на среднем уровне независимых J

переменных; - величина, изменяющаяся от 1 до Х в программе RN и от 1 до

NN0 в программе RD при шаге 1.

8

1.3. Алгоритм математического моделирования сложных процессов Математическое моделирование процессов с помощью методов планирования экспериментов включает в себя установление факторов (независимых переменных), влияющих на показатель процесса (зависимую переменную), и выявление общих функциональных связей, выбор величин факторов, построение планов проведения экспериментов, определяющих изменение факторов при каждом опыте, проведение экспериментов в соответствии с планом, определение ошибки экспериментов, вычисление коэффициентов регрессии полинома, связанного с планом и матрицей планирования, оценку значимости коэффициентов регрессии, адекватности и точности математической зависимости, описывающей процесс, построение математической модели процесса. Показатели процесса должны быть однозначными, статистически эффективными, числовыми, факторы должны измеряться с пренебрежимо малой ошибкой по сравнению с ошибкой в определении показателя процесса. Разработанные для исследования сложных процессов эффективные методы планирования экспериментов и математического моделирования целесообразно использовать в виде созданной автором универсальной программы RN на языке программирования ПЛ/1 для ОС ЕС ЭВМ. Программа RN включает три программы для проведения однофакторных экспериментов на трех, четырех и пяти уровнях независимых переменных, когда соответственно Х = 3, Х = 4, Х = 5, шесть программ для проведения двухфакторных экспериментов по планам 32, 3·4, 3·5, 42, 4·5, 52, когда соответственно X = 9, X = 12, X = 15, X = 16, X = 20, X = 25, одну программу для трехфакторных экспериментов по плану 33, когда Х=27. Планы проведения экспериментов представлены в частях программы RN, имеющих метки АЕ1, АЕ2, АЕЗ, АЕ4, АЕ5, АЕб,АЕ7, АЕ8, АЕ9, ЕА1, а уравнения регрессии - во встроенных подпрограммах, имеющих метки ВВ1, ВВ2, ВВЗ, ВВ4, ЗВ5, ВВ6, ВВ7, ВВ8, ВВ9, СС1. В программе RN имеются табличные данные t-критерия (Т0) и F-критерия (F7) для 5%-ного уровня значимости. При выполнении расчетов по программе величина Т0 определяется в зависимости от F8 = NN0 - 1, а F7 - в зависимости от F8 и F 9 =Х + NN0 - К9. Для расчета дисперсии опытов U9 на языке программирования ПЛ/1 разработана программа RD. Алгоритм математического моделирования следующий: 1. Начало выполнения программы RD. 2. Ввод NN0 и Y0 (J). 3. Расчет и вывод U9. 4. Конец выполнения программы RD. 5. Начало выполнения программы RN. 6. Ввод X, NN0 , U9, величин А1, В1, С1, D1, E1, J1, 01, P1, T1, A2, В2, С2, D2, E2, J2, 02, Р2, Т2, АЗ, ЕЗ, ВЗ, J3, 03, Y(J), FF (J), HH (J), LL(J ) 9

в соответствии с планом проведения экспериментов, имеющимися данными для проверки точности математической модели и расчетов по математической модели. 7. В соответствии с Х расчет и вывод V1,U1, Q1, I1, M1, F1, G1, H1, K1, L1, V2, U2, Q2, I2, M2, F2, G2, H2, K2, L2, VЗ, UЗ, Q3, B(J) до анализа статистической значимости; Z (J) до анализа статистической значимости В(J); Y(J)-Z(J) для проверки программы; Т(J); F8; определение и вывод T0; расчет и вывод B(J) после анализа статистической значимости; К9; F9 определение и вывод F7; расчет и вывод Z(J) после анализа статистической значимости В (J); F6; проверка адекватности и вывод сообщения "адекватно" или "неадекватно"; расчет и вывод Z(J) для проверки точности математической модели, получения по ней результатов в зависимости от FF (J), HH (J), LL (J). 8. Конец выполнения программы RN. Программы RN и RD проверены при выполнении расчетов на ЭВМ. Эффективность разработанной методики математического моделирования связана с возможностью быстрого выявления точных математических моделей как простых, так и сложных процессов при минимально возможном количестве проводимых экспериментов и малых затратах. Значительным преимуществом методики математического моделирования является её универсальность, так как ее можно применить для однофакторных и многофакторных экспериментов, при трех, четырех, пяти уровнях факторов, при одинаковом и неодинаковом количестве уровней факторов, при планах полных факторных экспериментов и выборках из этих планов в различных вариантах. Она позволяет переходить без особых затруднений от пятиуровневых планов к четырех- и трехуровневым, от планов полного факторного эксперимента к выборкам из этих планов и наоборот.

10

1.4. Планы проведения экспериментов В табл. 1.1 - 1.7 представлены планы проведения экспериментов. Таблица 1.1 План № опыта F (J) Y (J) 1 A1 Y(1) 1 3 2 B1 Y(2) 3 E1 Y(3) 1 А1 Y(1) 2 В1 Y(2) 41 3 С1 Y(3) 4 D1 Y(4) 1 A1 Y(1) 2 B1 Y(2) 1 5 3 C1 Y(3) 4 D1 Y(4) 5 E1 Y(5) Таблица 1.2 План проведения двухфакторных экспериментов 42 № опыта F (J) H (J) Y (J) 1 A1 A2 Y(1) 2 B1 A2 Y(2) 3 A1 B2 Y(3) 4 B1 B2 Y(4) 5 A1 C2 Y(5) 6 B1 C2 Y(6) 7 A1 D2 Y(7) 8 B1 D2 Y(8) 9 C1 A2 Y(9) 10 C1 C2 Y(10) 11 C1 D2 Y(11) 12 C1 B2 Y(12) 13 D1 A2 Y(13) 14 D1 C2 Y(14) 15 D1 D2 Y(15) 16 D1 B2 Y(16)

11

Таблица 1.3 № опыта 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

План проведения экспериментов 3 ⋅ 5 F (J) H (J) A1 A2 B1 A2 A1 B2 B1 B2 A1 E2 B1 E2 E1 A2 E1 B2 E1 E2 A1 C2 B1 D2 A1 D2 B1 C2 E1 C2 E1 D2

Y (J) Y(1) Y(2) Y(3) Y(4) Y(5) Y(6) Y(7) Y(8) Y(9) Y(10) Y(11) Y(12) Y(13) Y(14) Y(15)

Таблица 1.4 План проведения двухфакторных экспериментов 52, 32 План

№ опыта

F (J)

H (J)

Y (J)

32

1 2 3 4 5 6 7 8 9

A1 B1 A1 B1 A1 B1 E1 E1 E1

A2 A2 B2 B2 E2 E2 A2 B2 E2

Y(1) Y(2) Y(3) Y(4) Y(5) Y(6) Y(7) Y(8) Y(9)

План

№ опыта

F (J)

H (J)

Y (J)

52

10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

A1 B1 A1 B1 E1 E1 Е1 С1 С1 С1 С1 D1 D1 D1 D1 D1

C2 D2 D2 C2 C2 D2 A2 C2 E2 D2 B2 A2 C2 E2 D2 B2

Y(10) Y(11) Y(12) Y(13) Y(14) Y(15) Y(16) Y(17) Y(18) Y(19) Y(20) Y(21) Y(22) Y(23) Y(24) Y(25)

12

Таблица 1.5 № опыта 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Планы проведения экспериментов 4 ⋅ 5 F (J) H (J) A1 A2 B1 A2 A1 B2 B1 B2 A1 E2 B1 E2 А1 C2 В1 D2 А1 D2 В1 C2 С1 A2 С1 C2 С1 E2 С1 D2 С1 B2 D1 A2 D1 C2 D1 E2 D1 D2 D1 B2

Y (J) Y(1) Y(2) Y(3) Y(4) Y(5) Y(6) Y(7) Y(8) Y(9) Y(10) Y(11) Y(12) Y(13) Y(14) Y(15) Y(16) Y(17) Y(18) Y(19) Y(20) Таблица 1.6

№ опыта 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Планы проведения экспериментов 3 ⋅ 4 F (J) H (J) A1 A2 B1 A2 A1 B2 B1 B2 E1 A2 E1 B2 А1 C2 В1 D2 А1 D2 В1 C2 E1 C2 E1 D2

13

Y (J) Y(1) Y(2) Y(3) Y(4) Y(5) Y(6) Y(7) Y(8) Y(9) Y(10) Y(11) Y(12)

ВЫВОДЫ 1. Разработанный метод математического моделирования на основе планирования экспериментов позволяет точно решать поставленные задачи за сравнительно короткое время и с меньшими затратами труда. Значительным преимуществом метода является его универсальность, так как он может быть применен для случаев однофакторных и многофакторных экспериментов, при пяти, четырех, трех уровнях факторов, при одинаковом и неодинаковом количестве уровней факторов, для случаев полных факторных экспериментов и выборок из этих планов в различных вариантах. 2. Методика планирования экспериментов и математического моделирования процессов разработана так, что позволяет от более сложного метода переходить к менее сложному без значительных затруднений (от пятиуровневых планов к четырех", трех-, двухуровневым планам, от полного факторного эксперимента к выборкам из этих планов. 3. Разработанная методика позволяет применять наиболее часто встречающуюся в практике последовательность математического моделирования, когда для уточнения математической модели производится переход от простых методов моделирования к более сложным путем использования дополнительных экспериментальных данных в соответствии с планом проведения экспериментов. 4. Для выполнения математического моделирования применительно к чугуноплавильным процессам разработаны программы на языке ПЛ/1. 2. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ СЖИГАНИЯ ПРИРОДНОГО ГАЗА ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ВАГРАНОЧНОМУ ПРОЦЕССУ 2.1. Выявление величины угла раскрытия факела при высокотемпературном сжигании смеси природного газа с воздухом По результатам экспериментов установлено, что длина туннеля, стабилизировавшаяся в процессе оплавления шамотных трубок факелом, Lтст зависит от разности Dт - d0 . Величина отношения

L тст находилась в преDт − d0

делах от 2,57 до 2,46, уменьшаясь в указанных пределах по мере увеличения w c от 20 до 110 м/с при сжигании горючей смеси с Tc = 293 К. При w c ≥ 70 м/с величина ϕн близка к 23°. Эксперименты показали, что в теплоизолированном объеме, заполненным горячими газами с температурой 1073 К, происходит непрерывное поджигание газовоздушной смеси, причем при 20 < w c < 30 м/с не наблюдается отрыв пламени от сопла горелки. По мере повышения температуры в горелочных туннелях и в камере сжигания процесс горения газа все более стабилизировался, а влияние w c на lф уменьшалось. При температуре 14

внутренних огнеупорных стенок туннеля больше 1973К происходило стабильное горение газовоздушной смеси при 20 ≤ w c ≤ 110 м/с. 2.2. Влияние расхода и скорости истечения газовоздушной смеси, а также диаметра горелочного сопла на тепловые и геометрические параметры закрытого факела В табл. 2.1 представлены результаты экспериментального исследования процесса высокотемпературного сжигания "холодной" газовоздушной смеси. Эксперименты показали, что при d0=const и прочих одинаковых условиях с увеличением wс и соответственно qc температура в факеле Тф повышается, причём до wс= 70 м/с происходит значительный прирост температуры ΔТ ф , а затем температура в факеле Тф возрастает незначительно (табл. 2.1). При этом lф увеличивается по криволинейной зависимости. По мере увеличения скорости wс её влияние на lф уменьшается. Таблица 2.1 Параметры закрытого факела в зависимости от wс при 3 3 Q pH = 35250⋅10 Дж/м , Тс=293 К, α = I, d0= 0,03м lв, lф, Δ Тф, Тф, wс,, Кв Кф Кт м/с м м К град 20 0,118 3,93 0,420 14,0 1762 0 6,39 40

0,123

4,10

0,450

15,0

1912

150

6,90

50

0,124

4,13

0,460

15,3

1962

200

7,08

60

0,125

4,17

0,465

15,5

1987

225

7,16

70

0,126

4,20

0,467

15,6

2012

250

7,25

80

0,126

4,20

0,470

15,7

2022

260

7,28

90

0,126

4,20

0,471

15,7

2027

265

7,30

110

0,127

4,23

0,475

15,8

2037

275

7,33

Полученные по результатам экспериментов показатели процесса Кв, Кф, Кт (табл. 2.1), а также определенные по экспериментальным данным с использованием программы RD дисперсии опытов U9, имеющие соответственно величины 0,0018; 0,027; 0,016; были введены в программу RN, по которой выполнены расчеты и анализы, позволившие выявить следующие математические зависимости: К в = 4,1225 + 0,0021 ⋅ ii − 0,002135 ⋅ K i , (2.1) К ф = 15,2 + 0,01333 ⋅ i i − 0,012745 ⋅ К i , 15

(2.2)

Кт = 7,02 + 0,007667 ⋅ ii - 0,0003167 ⋅ Кm,

(2.3)

где i i = wс – 65; Кi = wс1,5 – 11,849 ⋅wс + 192,13; Кm = wс2 – 130 ⋅ wс + 3100. Полученные математические зависимости (2.1) - (2.3) отражают реальный процесс в пределах изменения wс от 20 до 110 м/с при указанных в методике условиях, Для величин факторов wс = 40 м/с, wс = 60 м/с, wс = 70 м/с в результате расчетов по формулам (2.1), (2.2), (2.3) соответственно получено Кв: 4,1316, 4,2274, 4,2433; Кф: 15,2, 15,8, 15,9; Кт: 7, 7,33, 7,4. Результаты расчетов по формулам (2.1), (2.2) свидетельствуют о том, что с увеличением wс увеличиваются Кф и Кв, причем Кф возрастает на большую величину, чем Кв. Это можно объяснить тем, что процессы горения и догорания протекают медленнее, чем воспламенения. Повышение температуры в закрытом факеле при увеличении wс в связи с повышением qc можно объяснить увеличением теплового напряжения объёма факела Нфг. Но чтобы произвести расчет величины.Нфг, надо определить объём горящей части факела. Закрытый факел по приближенному подобию со свободно горящим факелом в продольном сечении вероятно имеет вид криволинейной трапеции с основанием [О, lф], которая ограничена непрерывной кривой y = f ( х ). Поэтому объём факела при круглом выходном сечении горелочного сопла можно рассматривать как объём тела, образованного вращением трапеции вокруг оси Ох. Поперечными сечениями будут круги с радиусами, равными модулю ординаты у вращающейся кривой. Следовательно, площадь сечения π⋅y2 = π⋅[f ( х )]2 и объём тела вращения lф

2

lф

Vф = π ⋅ ∫ [f ( x )] ⋅ dx = π ⋅ ∫ y 2 ⋅ dx 0

0

можно использовать при расчетах, но должны быть известны функции y = f (x) применительно к факелу. Упрощенно закрытый факел можно представить в виде усеченного прямого конуса, расширяющегося от сопла горелки на угол раскрытия факела ϕн = 23° и распространяющегося по осевой линии сопла на длину lф, а зону воспламенения - в виде круглого прямого конуса с основанием, равным d0, и высотой, равной lв. Исходя из геометрических построений зон факела и учитывая приближенное подобие геометрической формы факелов, выведены следующие формулы: 2 π ⋅ d 02 ⋅ lф ⎡ lф ϕн ⎛ l ф ϕн ⎞ ⎤ ⋅ ⎢0,75 + 1,5 ⋅ ⋅ tg + ⎜ ⋅ tg ⎟⎟ ⎥ , Vф = d0 2 ⎜⎝ d 0 2 ⎠ ⎥ 3 ⎢⎣ ⎦

Vв =

π ⋅ d 02 ⋅ lф

12

,

(2.4)

(2.5)

16

Fф =

π ⋅ lф ⎛ ϕ ⎞ ⎜ d 0 + lф ⋅ tg н ⎟ , ϕ 2 ⎠ cos н ⎝ 2

(

Fв = 0,5 ⋅ π ⋅ d 0 ⋅ 0,25 ⋅ d 02 + lв2 Q гс = Q pH ⋅ w c ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ d 02 , Q гс H фг = , 11 ⋅ (Vф − Vв )

)

0,5

(2.6)

,

(2.7) (2.8) (2.9)

uв =

1 ⋅ w c ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ d 02 , Fв

(2.10)

uс =

1 ⋅ w c ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ d 02 , Fф

(2.11)

где Vф - общий объём факела (с ядром), м3; Vв - объём ядра факела, м3; (Vф - Vв) ~ объём горящей части факела, м3; Fф - площадь боковой поверхности факела (образуемой по углу раскрытия факела), м2; Fв - площадь боковой поверхности ядра факела (площадь поверхности воспламенения газовоздушной смеси в факеле), м2; Qгс - тепловая нагрузка факела, Дж/с; Дж ; м3 ⋅ с

Нфг - тепловое напряжение объёма горящей части факела,

Uв - сравнительная скорость воспламенения газовоздушной смеси в закрытом факеле, м/с; Uс - сравнительная скорость сгорания газов в закрытом факеле, м/с. В табл. 2.2 приведены экспериментальные и рассчитанные по формулам (2.4) - (2.11) геометрические и тепловые параметры закрытого факела. Из данных табл. 2.2 следует, что с увеличением wc, но прочих одинаковых условиях прямо пропорционально увеличиваются Qгс и Hфг. Этим объясняется повышение температуры в закрытом факеле Тф (табл.2.1). С увеличением wс, а следовательно, и увеличением Re газового потока факела, при одновременном повышении Тф увеличивается скорость химических реакций в факеле, чем и объясняется возрастание uв и uс . Данные табл. 2.2 свидетельствуют о том, что с уменьшением и соответственно с увеличением ∑ П 0 , уменьшаются lф и lв, но при этом увеличиваются Нфг и Тф. В исследованных пределах изменения d0 при постоянстве прочих условий uв, uс близки к постоянным величинам, что можно объяснить противоположным воздействием на скорость химических реакций двух факторов: с уменьшением d0 уменьшается величина Re, а следо17

вательно, и степень турбулентного перемешивания газов в факеле, в результате чего скорость химических реакций должна уменьшаться; в противоположность этому в связи с увеличением Нфг и Тф скорость химических реакций в факеле возрастает, что и приводит в конечном итоге к стабилизации скорости химических, реакций в закрытом факеле при изменении величины d0. Анализ данных табл. 2.2 показывает, что Тф, можно повысить, приближая к теоретической температуре для данной газовоздушной смеси, как за счет увеличения wс в связи с увеличением qс при d0 = const и прочих одинаковых условиях, так и за счет уменьшения d0, гидравлического радиуса R г =

∑f ∑П

или увеличения

0 0

∑П

0

,

∑П ∑f

∑f

при

0

0

0

= f0 ⋅ n 0 =

gc = const и wc

прочих одинаковых условиях. Таблица 2.2 Геометрические и тепловые параметры закрытого факела в зависимости от d0,

∑П

0

, Rг,

∑П ∑f

0

0

Дж/м3, Тс = 293 К, α = 1, ϕн = 23º, wс = 70 м/с,

∑f

0

= f0 ⋅ n 0 =

gc = const wc

м

0,040 0,628

0,034 0,748

0,030 0,848

0,027 0,933

0,025 1,021

м

0,01000

0,00850

0,00750

0,00675

0,00625

м-1

100,0

117,6

133,3

148,1

160,0

lф

м

0,620

0,530

0,467

0,420

0,390

lв

м

0,168

0,143

0,126

0,113

0,105

Vф

м3

0,016015

0,009990,

0,006837

0,004980

0,003979

Vв

м3

0,000070

0,000047

0,000030

0,000021

0,000017

Vф-Vв

м3

0,015946

0,009943.

0,006807

0,004959

0,003962

Fф

м2

0,33030

0,24104

0,18720

0,15145

0,13049

Fв

м2 Дж м3 / с

0,010630

0,007690

0,005980

0,004826

0,004151

17,7⋅106

20,5⋅106

23,3⋅106

25,9⋅106

27,8⋅106

1962

1987

2012

2022

2022

∑П

d0, м

при Q pH =35250-103

0

Rг

∑П ∑f

0

0

Hфг Тф

К

ΔТ ф uв

град м/с

0

25

50

60

60

8,28

8,26

8,27

8,30

8,28

uс

м/с

0,27

0,26

0,26

0,26

0., 27

18

Выявленная экспериментами обратно пропорциональная зависимость lф и lв от

∑П

0

и

∑П ∑f

0

подтверждает влияние газодинамики в факеле на про-

0

цессы горения. Эта .зависимость указывает и на то, что при оптимальных прочих условиях путем изменения формы выходного сечения горелочного сопла, позволяющего сохранить энергетически выгодную форму в поперечных сечениях потока и уменьшение

f0 П или увеличение 0 , можно уменьП0 f0

шать lв, lф и повышать Тф. Следовательно, имеется возможность совершенствования конструкций газовых горелок путем изменения формы выходного сечения сопла или системы сопел. Поскольку при круглых выходных сечениях горелочных сопел Rг

∑f ∑П

0 0

=

0,25 ⋅ π ⋅ d 02 ⋅ n 0 d 0 , П0 = π ⋅ d0, т.е. Rг и П0 прямо пропорционально = π ⋅ d0 ⋅ n0 4

зависят от d0, то и lф, lв, Тф зависят от d0, хотя прямое влияние на эти параметры факела оказывают П0, Rг в связи с развитием процесса горения в потоке по периметру выходного сечения горелочного сопла. Были выполнены эксперименты, позволившие получить в зависимости от изменения wс и d0 по плану 42 при Х = 16 следующие величины lф в м: Y (1) = 0,35; Y (2) = 0,395; Y (3) = 0,56; Y (4) = 0,63; Y (5) = 0,42; Y (6) = 0,475; Y (8) = 0,542; Y (9) = 0,38; Y (10) = 0,46; Y (11) = 0,525; Y (12) = 0,61; Y (13) = 0,392; Y (14) = 0,47; Y (15) = 0,536; Y (16) = 0,626. По этим показателям процесса с учетом определенной дисперсии опытов u9 = 0,000025 была получена математическая зависимость, связывающая lф, wс и d0 и имеющая следующий вид: lф = 0,490687 + 0,0006208⋅ii - 0,0002135⋅Кi + 14,925⋅pi + +8796,84⋅ui , (2.12) где ii = wс – 65; Кi = wс1,5 - 11,849 ⋅ wс +192,13; pi = d0 – 0,00325; ui = d02 – 0,4788 ⋅ d01,5 + 0,06421 ⋅ d0 - 0,0003378. При wc = 30 м/с, d0 = 0,025 м; wc = 40 м/с, d0 = 0,035м; wc = 60 м/с, d0 = 0,04м; wc = 70 м/с, d0 = 0,025 м; wc = 65 м/с, d0 = 0,03 м; wc = 55 м/с, d0 = 0,3 м получены соответственно следующие величины lф в метрах в результате экспериментов: 0,356; 0,512; 0,61; 0,39; 0,465; 0,525; расчетов по формуле (2.12): 0,35517; 0,51346; 0,61283; 0,39124; 0,46995; 0,52765. Следовательно, расчеты по формуле (2.12) дают достаточно точные результаты, причем при изменении wc в пределах от 20 до 110 м/с и d0 от 0,025 до 0,04 м при принятых в методике условиях. Для случая d0 = 0,03 м расчет по формуле (2.12) дает величины lф, которые после деления на d0 становятся Kф, близкими по величинам к Kф, определенным при тех же значениях wс по формуле (2.2), а для случая wс = 70 19

м/с при изменении d0, как представлено в табл. 2.2, рассчитанные по формуле (2.12) величины lф мало отличаются от тех величин lф, которые приведены в табл. 2.2. Во всех случаях сравнения результаты расчета по формуле (2.12) отличались от экспериментальных данных не более, чем на 5%. Из анализа полученных данных следует, что в теплоизолированных объемах рационально сжигать газовоздушную смесь при d0 ≤ 0,03 м и wс ≥ 70 м/с. В этом случае достигаются высокие величины Тф, а Кф увеличивается незначительно. Поскольку с уменьшением величины d0 при wc = const факел становится короче, то короткофакельное сжигание холодной газовоздушной смеси может быть достигнуто при малых диаметрах сопел горелочной системы. Изложенные выше экспериментальные данные указывают на независимость повышения температуры в факеле от создаваемых условий для процесса горения. Так, данные, приведенные в табл.2.2, свидетельствуют о повышении температуры в факеле на ΔТ ф по мере уменьшения объёма горящего факела Vф при qc = const, а следовательно, и при близком к постоянной величине количестве выделяемого в факеле тепла, т.е. при повышении теплового напряжения объёма факела. С увеличением qс, а следовательно, и wс повышается тепловое напряжение объёма закрытого факела, что приводит к повышению Тф. 2.3. Влияние комплекса факторов на основные показатели процесса горения газовоздушных смесей Эксперименты, выполненные по плану 52 при Х = 25 для выявления зависимостей Кв, Кф, Тф от α и Тв позволили получить показатели процесса, которые представлены в запланированной последовательности Y(1) до Y(25) в виде рядов величин Кв: 4,38; 4,26; 3,15; 3,1; 3,76; 3,68; 4,19; 3,02; 3,6; 4,07; 3,39; 3,46; 3,97; 3,9; 3,31; 4,26; 3,96; 3,65; 3,35; 3,05; 4,2; 3,91; 3,62; 3,33; 3,04; Кф: 16,4; 16; 9,8; 9,4; 13,1; 12,7; 15,5; 9; 12,2; 14,7; 11; 11,4; 14,3; 13,9; 10,6; 16; 14,3; 12,7; 11; 9,4; 15,6; 14; 12,4; 10,8; 9,2; Тф в К: 1936; 1983; 2050; 2056; 1989; 2018; 2019; 2092; 2057; 1962; 2040; 2022; 2000; 2040; 2075; 1985; 2008:2030; 2054; 2077; 2012; 2026; 2044; 2062; 2077. По этим величинам с использованием программы RN установлены зависимость K в = B1 + B2 ⋅ i + B3 ⋅ K i + B4 ⋅ pi + B5 ⋅ ii ⋅ pi + B6 ⋅ q i + B7 ⋅ ii ⋅ q i +

+ B8 ⋅ pi ⋅ K i + B9 ⋅ K i ⋅ q i + B10 ⋅ u i + B11 ⋅ ii ⋅ u i + B12 ⋅ K i ⋅ u i + B16 ⋅ li + + B17 ⋅ pi ⋅ li + B18 ⋅ q i ⋅ li + B21 ⋅ mi

где i i = α - 0,96;

Ki = α1,25 - 1,237⋅α + 0,236828;

li = α1,5 - 2,37468 ⋅ α1,25 + 1,46834 ⋅ α - 0,09366; 20

(2.13)

mi = α2 - 7,83241 ⋅ α1,5 + 12,3984 ⋅ α1,25 - 5,7494⋅ α + 0,183405; pi = Tв – 433; qi = Tв2 – 866 ⋅ Tв +177689; ui = Tв3 – 1299 ⋅ Tв2 +545807 ⋅ Tв – 73968956; в1 = 3,7044; в2 = - 1,505; в3 = 223,88; в4 = - 0,0036657; в5 = - 0,012607; в6 = 5,918367 ⋅ 10-6; в7 = - 1,46866 ⋅ 10-4; в8 = 1,533; в9 = 0,0162027; в10 = 4,90768 ⋅ 10-8; в11 = - 1,2087 ⋅ 10-6; в12 = 1,31974 ⋅ 10-4; в16 = - 8209,67; в17 = - 115,642; в18 = - 1,12177; в21 = - 219113; зависимость K ф = в1 + в ⋅ ii + в3 ⋅ K i + в 4 ⋅ pi + в13 ⋅ Vi + в 21 ⋅ mi ,

(2.14)

1,1

где i i = α - 0,96; Ki = α - 1,09542 ⋅ α + 0,09533; mi = α1,3 - 3,2356 ⋅ α1,2 + 3,514 ⋅ α1,1 - 1,2827⋅ α + 0,004286; pi = Tв – 0,0433; Vi = Tв1,3 – 5,9459 ⋅ Tв1,2 +11,8647 ⋅ Tв1,1 – 7,9558 ⋅ Tв+11,505; в1 = 12,616; в2 = - 2,7; в3 = 1529,638; в4 = - 0,023371; в13 = - 1717,82; в21 = - 5,417·107; зависимость (2.15) Тф =2028,56 - 45901(α1,25 -1,23708⋅α +0,23683) -0,300286 (Тв - 433); При выявлении зависимостей Кв=f (α;Тв), Кф=f (α;Тв), Тф=f (α;Тв) в программу RN вводились определенные с использованием программы RD дисперсии опытов U9, величины которых соответственно равны 0,0016; 0,023; 483. Зависимости (2.13) - (2,15) справедливы для случаев высокотемпературного сжигания газовоздушной смеси в теплоизолированной камере при изменении α от 0,88 до 1,04 и ТВ от 293 до 573 К. Эксперименты подтвердили тот факт, что с повышением Tв уменьшаются Кв, Кф, так как с повышением температуры скорость химических реакций возрастает. Наименьшие величины Кв, Кф получены при α0, когда достигалась максимально возможная для принятых условий температура в факеле Тфmax. С увеличением Tв повышается Тф и уменьшаются величины Кв, Кф. Температура Тфmax достигается только при оптимальном для данного значения Тв коэффициенте расхода воздуха α0, который для указанных в методике условий связан с Тв следующей зависимостью: (2.16) α0 = 1,009 - 0,000099 ⋅ Tв Совместно α и Tв сложно влияют на процесс горения газовоздушной смеси. При изменении α и Tв, но постоянстве d0, qг, изменяется и скорость истечения смеси горючего газа с воздухом wсг, которую можно определить по формуле 21

wсг =

q г ⋅ (Т г + 10 ⋅ α ⋅ Т в ) , м/с 3600 ⋅ 273 ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ d 02 ⋅ n 0

(2.17)

Следовательно, хотя зависимости (2.13)-(2.15) двухфакторные, но надо учитывать и третий фактор wсг, который связан с α и Tв и в каждом конкретном случае может быть определен по формуле (2.17). За пределами факелов в камере сжигания температура была ниже, чем в факелах. Если в градусах К Тфmax = 1950,3 + 0,2479 ⋅ Тв, (2.18) (2.19) Тфmax = 4473 – 2500 ⋅ α0, (2.20) то Ткmax = 1945 + 0,198 ⋅ Тв, (2.21) Ткmax = 3963 – 2000 ⋅ α0, или Тфmax – Ткmax = 5,3 + 0,0499 ⋅ Тв, (2.22) (2.23) Тфmax – Ткmax = 510 – 500 ⋅ α0, Анализ формул (2.22) и (2.23) свидетельствует о том, что с уменьшением α0 при увеличении Tв величина Тфmax–Ткmax увеличивается. Это можно объяснить излучением большого количества тепла продуктами сгорания по мере снижения величины α0 при повышении Tв. Расчет по формулам (2.13) - (2.15) позволяет определить существенно влияющие на технологический процесс в высокотемпературных печах величины Кв, Кф, Тф, а формулы (2.18) - (2.21) могут быть использованы для определения величин Тфmax,Ткmax. Зная Tв, можно по формуле (2.16) выявить величину α0, при которой достигается Тфmax. Экспериментально установлено влияние QpH на Кф в исследованных пределах изменения QpH от 33080⋅103 до 36300⋅103 Дж/м3. Это влияние можно учитывать коэффициентом (2.24) КТС = 0,0109⋅[ QpH (4,1868⋅103)-1]0,5 , на который умножается величина Кф, полученная по формуле (2.14). Для случая QpH = 35250⋅103 Дж/м3 КТС = 1. Формула (2.24) применима только при изменении величины в связи с изменением содержания горючих составляющих природного газа. Если QpH уменьшается в связи с увеличением в составе природного газа СО2 и N2, то скорость химических реакций и температура в факеле уменьшаются, а относительная длина факела увеличивается. Начиная с Тв = 573 К на Кф и Кв оказывает влияние степень диссоциации углеводородов природного газа Qдис, причем преимущественно Qдис метана, который преобладает в природном газе. Образовавшиеся в результате диссоциации ионы водорода вступают в реакцию с кислородом горячего воздуха в камере смешения горелочного устройства, создают гидроксильные группы, ускоряют процесс горения в факеле, способствуя сокращению относительной длины зоны воспламенения в факеле по экспериментальным данным пропорционально (1-Qдис), т.е. (2.25) Квд = Кв ⋅ (1 - Qдис), 22

где Кв определяется по формуле (2.13). Влияние Qдис и Кф сказывается меньше, чем на Кв, так как образовавшийся в камере смешения горелочного устройства углерод догорает в основном в высокотемпературной зоне факела. Поэтому относительную длину факела при Tв > 573 К можно определить по формуле (2.26) Кфд = Кф - Qдис ⋅ Кв, где Кф, Кв - соответственно определяются по формулам (2.13), (2.14). Расчеты по формулам (2.25), (2.26), которые учитывают диссоциацию углеводородов в камере смешения горелочного устройства, дают результаты, отличающиеся от экспериментальных данных -не более чем на 5 %. В случае нагрева природного газа до температуры больше 573 К в связи, с диссоциацией углеводородов приблизительно в (1 + Qдис) раза увеличивается количество газообразных горючих компонентов, в связи с чем формула (2.17) принимает следующий вид: w СГ =

g Г ⋅ [(1 + Q дис ) ⋅ Т Г + 10 ⋅ α ⋅ Т в ] , 3600 ⋅ 273 ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ d 02 ⋅ n 0

(2.27)

Входящую в формулы (2.25) - (2.27) величину Qдис можно рассчитывать по математической зависимости Qдис = 0,5504 + 2,348⋅10-5⋅ (ТГ - 941) - 3,7094⋅10-4⋅ (ТГ1,5 – - 4,8657⋅ТГ + 14995,6 + 1,591⋅10-5 ⋅ (TГ2 - 83,56 ⋅ TГ1,5 +

(2.28)

+ 1933,15 ⋅ TГ -292427). Сравнение влияния повышения ТГ при Тв = 293 К с влиянием увеличения Тв при ТГ = 293 К показало, что применение ввода нагретого природного газа по сравнению со случаем сжигания "холодной" газовоздушной смеси позволяет уменьшать Кв, Кф и повышать вследствие ускорения процесса горения. Но при предварительном нагреве только воздуха-окислителя до той же температуры, до которой нагревался природный газ, эффективность достигается выше в уменьшении длины факела и повышении Тф, так как воздуха подается в горелочное устройство приблизительно в 10 раз больше по объёму, чем природного газа, а следовательно, и больше приходит с ним тепла. Сочетание подачи в горелочную систему горячего воздуха и нагрева природного газа перед смешением с воздухом наиболее рационально, так как позволяет достичь наибольшей эффективности в уменьшении длины факела и повышении в нем температуры. При проведении экспериментов было выявлено, что в период разогрева футеровки камеры сжигания величины Кф значительно больше, чем при стабильном высокотемпературном сжигании. Разогрев фу-теровки происходит более интенсивно при 1 ≤ α ≤ α 0 . Поэтому, как показали исследования, розжиг необходимо производить при α ≥ 1, а затем рационально уменьшать коэффициент расхода воздуха и доводить его до величины α0 23

для данных температурных условий по мере разогрева футеровки и повышения температуры в камере сжигания. Формулы (2.13)-(2.16), (2.18)-(2.26) позволяют производить расчеты применительно к высокотемпературным печам, газовым вагранкам. Установлено, что для периода разогрева огнеупорных стенок горелочных туннелей и камеры сжигания, когда α ≥ 1, а температуры в факеле и камере сжигания сравнительно невысокие, зависимости Кв, Кф от α, Тв, wСГ) по практическим данным близки к определенным экспериментальным путем. Анализ полученных экспериментальных данных и выявленных математических зависимостей показывает, что при создании комплекса благоприятных для сокращения размеров факела условий достигаются высокие температуры как в факеле, так и в камере сжигания. Так, температура, превышающая 1927 К, достигается при сжигании "холодной" газовоздушной смеси. Подогрев воздуха-окислителя и природного газа способствует дальнейшему повышению достигаемых температур в факеле и в камере сжигания, а также уменьшению Кф. При прочих одинаковых условиях максимальная температура в факеле и минимальная относительная длина факела наблюдаются при коэффициенте α0, который в случаях высокотемпературного сжигания природного газа меньше единицы. Чем выше Тв, тем меньше α0. В связи с тем, что подогрев воздуха и нагрев природного газа дают значительный эффект в повышении Тф и уменьшении Кф, то эти способы интенсификации физических и химических процессов рационально применять в высокотемпературных агрегатах для плавки чугуна. При проведении исследований выявлены некоторые недостатки, которые связаны с конструкцией горелочной системы. При Тв > 573 К и Тг > 573 К смесь газообразного топлива частично горит в камере смешения, что снижает долговечность горелочной системы даже при использовании для её изготовления дорогих жаропрочных материалов. С повышением температуры воздуха-окислителя при прочих одинаковых условиях увеличивается скорость истечения газовоздушной смеси из горелочных сопел, а это вызывает необходимость применения более мощных воздуходувных средств. В связи с этими недостатками, для промышленных тепловых агрегатов, оборудованных воздухо-подогревателями, нерационально применять горелочные системы предварительного перемешивания горючего газа с воздухом. Но горелочные системы предварительного перемешивания горючего газа с воздухом при оптимальных условиях позволяют производить короткофакельное высокотемпературное сжигание газообразного топлива. Диффузионный процесс перемешивания горючего газа с окислителем происходит медленно, в связи с чем путь горения удлиняется, снижается тепловое напряжение и температура в факелах. Для .уменьшения размеров факелов при сжигании газообразного топлива в горячем воздухе за выходным сечением горелочного сопла необходимо учитывать газодинамический процесс в потоках и струях, что требует по-новому решать проблемы, связанные с разработкой горелочных устройств. 24

Изложенное свидетельствует, что применительно к высокотемпературным печам необходима разработка специальных, более совершенных горелок и горелочных систем, которые позволяли бы повышать температуру природного газа до его частичного или полного разложения, на коротком пути смешивать горючий газ с "холодным" или горячим воздухом и производить стабильное короткофакельное сжигание газовоздушной смеси. 2.4. Методика экспериментального исследования влияния геометрической формы выходного сечения горелочного сопла на факельное горение смеси природного газа с воздухом Дальнейшие исследования проводились, когда горелочные сопла имели сдающиеся к выходным сечениям каналы, причем выходные сечения каналов имели различную геометрическую форму, но постоянную площадь fпос = 0,25 ⋅ π ⋅ d02 ⋅n0 = 0,25 ⋅ 0,032 ⋅ 9 = 0,00636 м2. Изменение размеров и тепловых параметров факела, определялось в зависимости от формы выходного сечения канала горелочного сопла при сжигании газовоздушной смеси с QНР = 35250 ⋅103 Дж/м3, α = I, Тс = 293 К. Для исследования были выбраны следующие практически целесообразные по форме сопла: а) в виде прямолинейного щелевого канала; б) круглое; в) кольцевое щелевое; г) с изгибом щелевого канала в три радиана; д) с изгибом щелевого канала в четыре радиана; е) в виде последовательно сочлененных двух полуколец; ж) в виде последовательно сочлененных трех полуколец; з) в виде последовательно сочлененных пяти полуколец. Прямолинейный щелевой канал имел ширину выходного отверстия Шоа = 0,0215 м, длину Доа = 0,3 м, радиус округлении 0,5 ⋅ Шоа = 0,01075 м. Диаметр круглого отверстия сопла d0 был равен 0,09м. Размеры кольцевого отверстия сопла определены, исходя из равенства 0,5.(dнв +dвв) = Кр2 ⋅ 0,5 (dнв-dвв), где dнв - наружный диаметр отверстия сопла; dвв - внутренний диаметр отверстия сопла; Кр - коэффициент свободного развития факела, величина которого связана с углом раскрытия свободно горящего факела. Отсюда, при принятой величине Кр = 2,7, fпос = 0,00636 м2, Крр=

или

К 2р − 1 К 2р + 1

.

fпос= 0,25 ⋅ π ⋅ (d2нв - d2вв) = 0,25 ⋅ π ⋅ (d2нв - d2нв ⋅ k2рр) = = 0,25 ⋅ π ⋅ d2нв ⋅ (1 - k2рр), dн в = (

fп о с 0,25 ⋅ π ⋅ (1 − k ) 2 рр

) 0, 25 = 0138 , м,

dвв = dнв ⋅ kрр = 0,105м, ширина щели шов = 0,5 ⋅ (dнв - dвв) = 0,0165м.

25

При изгибе щелевых каналов сопел выдерживалось соотношение dс = k р⋅ шо, где dс - диаметр по средней линии щелевого отверстия; шо - ширина щелевого отверстия сопла. Для случая, когда изгиб щелевого отверстия сопла равен трем радианам, а концы щелевого отверстия скруглены по радиусу 0,5 ⋅ шог и их среднии линии отстоят на расстоянии k2р ⋅ шог = dог , соотношение внутреннего dвг и наружного dнг диаметров щелевого отверстия сопла определяется из равенства 0,5 ⋅ (dнг + dвг) = 0,5 ⋅ k2р ⋅ (dнг - dвг) или dвг = kрр⋅ dнг = 0.76 ⋅ dнг . Ширина щелевого отверстия сопла шог находится в зависимости шог = 0,5 (dнг - dвг) = 0,5(dнг - kрр ⋅ dнг) = 0,5 ⋅ dнг ⋅ (1 - kрр) = 0,12 ⋅ dнг . Эти соотношения справедливы также, когда изогнутые щелевые каналы сопел представляют сочленение двух, трех и пяти полуколец. При изгибе щелевого отверстия сопла в четыре радиана, связь между dсд, dнд, dвд, шод устанавливается, исходя из расстояния между осями скруглений радиусом 0,5 ⋅ шод концов щелевого канала, равного шод ⋅ k2р , 2

0,5 ⋅ Ш о д ⋅ к р2 0,5 ⋅ d с

Ш од =

= sin 60 ; 0

д

d с д⋅ sin 60 о k р2

= 0119 , ⋅ d с д,

0,5 ⋅ (dнд - dвд) = 0,5 ⋅ 0.119 ⋅ (dнд + dвд), dвд = 0,79 ⋅ dнд, шод = 0.5⋅ (dнд - dвд) = 0,5 ⋅ (dнд - 0,79 ⋅ dнд ) = 0,105 ⋅ dнд . Для каждого типа сопла с изогнутым каналом при fпос = 0,00636 м2 dнг = 2,38 ⋅ fпос0,5 = 0,19 м, шог = 0,286 ⋅ fпос0,5 = 0,0228 м, dнд = 2,21 ⋅ fпос0.5 = 0,176 м, шод = 0,232 ⋅ fпос0,5 = 0,0185 м, dне = 1,71 ⋅ fпос0,5 = 0,136 м, шое = 0.205 ⋅ fпос0,5 = 0.0163 м, dнж = 1,4 ⋅ fпос0,5 = 0,1116 м, шож = 0,168 ⋅ fпос0,5 = 0.0134 м, dнз = 1,09 ⋅ fпос0,5 = 0,0869 м, шоз = 0,131 ⋅ fпос0,5 = 0,0104 м. С учетом предыдущих зависимостей определены периметры по кромкам сопел у выходящих сечений по . поа = 2 ⋅ (доа - шоа) + π ⋅ шоа = 0,6245 м, поб = π ⋅ dоб = 0,283 м, пов = π ⋅ (dнв + dвв) = 0,763 м, пог = π ⋅ dнг = 0,597 м, под = 1,298 ⋅ π ⋅ dнл = 0,717 м, пое = 1,88 ⋅ π ⋅ dне = 0,805 м, пож = 2,76 ⋅ π ⋅ dнж = 0,967 м, 26

поз = 4,52 ⋅ π ⋅ dнз = 1,233 м, Из соотношений

f п о с 0,00636 = = R г для каждого типа сопла рассчитаны по по

гидравлические радиусы, которые имеют следующие величины: Rга = 0,0102м, Rгб = 0,0225 м, Rгв = 0,0083 м, Rгг = 0,0106 м, Rгд = 0,0089 м, Rге = 0,0079 м, Rгж = 0,0066 м, Rгз = 0,0052 м. В процессе проведения экспериментов для каждого типа сопла определялась форма факелов, устанавливалось изменение максимальной температуры в закрытых факелах Δ Тф , определялись длины факела lф и зоны воспламенения lв . Эксперименты начинались при wс = 20 м/с, затем скорость последовательно увеличивалась на 10, достигалась стабильность процесса горения при wс = 70 м/с и выполнялись основные замеры и анализы, после чего скорость истечения газовоздушной смеси доводилась до wс =110м/с. 2.5. Особенности горения газовоздушной смеси при изменении геометрической формы выходного сечения горелочного сопла Исследования показали, что при прочих одинаковых условиях геометрическая форма выходного сечения горелочного сопла значительно влияет на показатели процесса факельного горения. По результатам экспериментов установлено, что при выходе газовоздушной смеси из прямолинейного щелевого канала сопла происходит газодинамическое сжатие потока в направлении, параллельном длинным граням сопла и расширение потока от этих граней. За пределами зоны воспламенения поперечные сечения факела приближаются по форме к круговым. Длина зоны воспламенения lва была в lвп lва = 4,2, = 58,6. В случае Доа Ш оа l = 0,38 м, т.е. вб = 4,222. Сравнивая величиdо

среднем равна 1,26м. Следовательно, dо = 0,09 м получено в среднем lвб ны

lвб l и ва , можно констатировать, что они приблизительно равны. Поэтоdо Доа

му, когда сопло имеет прямолинейный щелевой канал, то lва зависит от доа приблизительно так, как lва от dо. Влияние шоа на lва не подчиняется закономерности влияния dо на lв. Но поскольку при fпос = const и прочих одинаковых условиях доа > dо, то и lва > lвб , т.е. при прямолинейной щелевой форме сопла зона воспламенения, где имеется свободный кислород и невоспламенившийся горючий газ, растягивается на значительно большую длину, чем при круглом выходном сечении сопла. Сопло с прямолинейным щелевым каналом рационально тогда, когда требуется растянуть процесс горения большую длину. Для принятых в методике условий изгибы щелевых каналов сопел по дугам, являющимися частями окружностей, способствовали уменьшению 27

длин зон воспламенения и факелов по сравнению с величинами этих параметров при круглом и прямолинейном щелевом каналах. Для закрытых факелов, образующихся за выходными сечениями изогнутых щелевых каналов, величины

lф Шо

,

lв были близки соответственно к Шо

величинам kф, kв, полученным в случае круглых выходных сечений горелочных сопел, на прочих одинаковых условиях. Установлено, что изгиб щелевого канала сопла приводит к качественному скачку в связи с изменением газодинамического процесса в факеле, а, следовательно, меняются и количественные показатели процессы факельного горения. Так, если при прямолинейном щелевом канале величина lва зависела от Доа так, как lв зависит от dо, а от Шоа такой зависимости не наблюдалось, то при изгибе щелевого канала сопла существенное влияние на lв, а также на lф стала оказывать ширина щеДо > левого канала в выходном сечении. Но так как при fпос=const Шо < dо , то при изогнутых щелевых каналах сопел показатели длины факела меньше, чем при соплах с каналами прямолинейного щелевого и круглого типа. Поскольку для сопел с изогнутыми щелевыми каналами fп о с f = 2 ⋅ R г в, Ш о г = 213 , ⋅ п о с = 213 , ⋅ R г г, П ов П ог f f Ш о д = 2,09 ⋅ п о с = 2,09 ⋅ R г д, Ш о е = 2,07 ⋅ п о с = 2,07 ⋅ R г е, П ое П од f f Ш о ж = 2,05 ⋅ п о с = 2,05 ⋅ R г ж, Ш о з = 2,03 ⋅ п о с = 2,03 ⋅ R о з, П ож П оз Шо и = k с находится в узких пределах от 2 до 2,13, то в выражениях Rг Ш ов = 2⋅

(2.29)

lв = kс ⋅ kф ⋅ Rг,

= kс ⋅ kв ⋅ Rг lф (2.30) величину kс можно принять по максимальному значению kс = 2,13. Но в формулах (2.29), (2,30) коэффициент kс, зависимый от формы выходного сечения сопла, его геометрических параметров, может быть больше меньше 2, если выходные сечения сопел будут отличаться от принятых в методике. Максимальное значение kc = 4 получается при круглом по форме выходном сечении горелочного сопла. Следовательно, для каждого типа сопла щелевого изогнутого величины Rг и Шо прямо пропорционально влияют на lв и lф. При fпос = const и изгибе щелевых каналов увеличение периметра по кромкам сопел у выходных сечений По способствует сокращению длины зоны воспламенения lв длины факела lф. Это связано с тем, что поверхность горения образуется по периметру отверстий сопла за выходным сечением, причем длина образующихся линий, расположенных под углом раскрытия факела ϕн = 23о, уменьшается с увеличением По, но прочих одинаковых условиях.

28

Наблюдениями факелов в период разогрева футеровки камеры сжигания установлено, что поперечные сечения факела на высоте lф и меньше lф в некотором приближении подобны по форме выходному сечению горелочного сопла щелевого изогнутого типа. Поэтому на основе геометрических построений факелов по результатам наблюдений определены объемы их горящих частей Vзф, которые находятся из следующих произведений: 1840 ⋅ Шовз ; 1553 ⋅ Шог3; 1664 ⋅ Шод3; 2796 ⋅ Шое3; 4038 ⋅ Шож3; 6523 ⋅ Шоз3 . По формуле рассчитаны тепловые напряжения объемов закрытых факелов Нзф, величины которых в зависимости от Шо в сравнении с величинами lв, lф, ΔТф в зависимости также от Шо были представлены графически. Выявлено, что с уменьшением Шо увеличивается Нзф и повышается ΔТф, а величины lв и lф уменьшаются. Результаты исследования показали, что изогнутые щелевые каналы горелочных сопел при рациональных геометрических параметрах выходных сечений, но прочих одинаковых условиях, позволяют уменьшать размеры факелов и повышать в них температуру. 2.6. Влияние на печные процессы дополнительного ввода природного газа в высокотемпературные продукты сгорания Выявлены зависимости Gnn1, Gnn2, ηтп, Тмет, εпс, δок, Умет, Тпс от Гд, полученные на основе экспериментов применительно к газовой вагранке. Анализ этих зависимостей свидетельствовал об эффективности дополнительного ввода в горячие продукты сгорания природного газа. В связи с увеличением в продуктах сгорания компонентов-раскислителей по мере возрастания Гд уменьшаются величины δок и Умет, а поскольку увеличивается степень черноты продуктов сгорания εпс и уменьшается толщина теплоизолированной окисной пленки на поверхности металлической шихты δок, то повышается производительность печи Gnn2. Увеличение εпс приводит и к повышению температуры получаемого металла Тмет даже при некотором снижении температуры продуктов сгорания Тпс. Повышение же производительности печи и Тмет с увеличением Гд приводит к возрастанию ηтп. То, что Gnn1 > Gnn2 при Гд = 0%, объясняется накоплением на подине шахты в течение первого часа плавки окислов металла в виде шлакового настыля, который приводит к ухудшению распределения горячих газов в зоне плавления и в шахте и, как следствие, к снижению производительности печи. Экспериментами установлено, что при высокотемпературном нагревательном процессе значительно повышается скорость и равномерность нагрева, производительность печи, если нагреваемый металл омывается менее окислительными и при этом светящимися горячими продуктами сгорания. Окислительно-раскислительные свойства печных газов могут харак29

теризоваться величинами

%Н 2 + %Н %СО и , изменение которых в зависи%Н 2О %СО 2

мости от α0 по результатам термодинамических расчетов применительно к высокотемпературному сжиганию смеси природного газа с воздухом, аналитически выражаются связями %Н 2 + %Н = 0,9183100 ⋅ (2 − α 0 )12,6073 ⋅ 1,041( 2 − α 0 )⋅100 , %Н 2О %СО = 7,767100 ⋅ (2 − α 0 ) 253,1929 ⋅ 0,1233( 2 − α 0 )⋅100 . %СО 2

Снижение окислительных свойств печных газов возможно за счет уменьшения α0 при подогреве воздуха или за счет добавления в горячие продукты сгорания углеводородов (природного газа). Углеводороды, смешиваясь с горячими газами и разлагаясь в них, в конечном итоге увеличивают сумму %Н2 + %Н + %СО и уменьшают коэффициент расхода воздуха в пересчете на полученную газовую смесь. Влияние добавляемых в продукты сгорания углеводородов на уменьшение окислительных свойств печных газов можно определить, сравнивая полученные при α0 отношения %Н 2 + %Н (%Н 2О) max Г д + ⋅ %Н 2О %Н 2О 100

%Н 2 + %Н величиной суммы отношений %Н 2О

где %Н2, %Н, %Н2О - объёмное процентное со-

держание указанных газов в продуктах сгорания при α0; (%Н2О)max - максимальное объёмное процентное содержание Н2О в продуктах сгорания при α = 1. Установлено, что при (%Н2О)max = 18,17% и изменении Гд от 2,5 до 10% коэффициент расхода воздуха для газовой смеси уменьшается и равен при Гд 2,5; 10% соответственно α0 - 0,03; α0 - 0,13. При сжигании природного газа с α0 = 0,98 и добавлении в продукты сгорания 2,5; 5; 7,5; 10 % природного газа от его расхода на сжигание, окислительные свойства газовой фазы соответствуют получаемым при α0 0,95; 0,915; 0,88; 0,85. Величина, уменьшающая коэффициент расхода воздуха в связи с дополнительной подачей природного газа в продукты сгорания, Δα гд определяется, исходя из того, что на 1% Гд коэффициент расхода воздуха уменьшается приблизительно на 0,013. Поэтому Δα гд = 0,013 ⋅ Гд . Следовательно, в результате подсвечивания продуктов сгорания получаемый коэффициент расхода воздуха αп меньше α0 и равен α0 - Δα гд . При 5 ≤ Гд ≤ 10% по сравнению с Гд = 0% в камеру из шахты меньше поступало шлака, так как меньше была величина, Умет (рис. 2.4), а в связи с этим меньше разрушалась футеровка подины шахты и площадки между шахтой и ванной камеры. Обнаружено увеличение стойкости футеровки печи при 5 ≤ Гд ≤ 10% в 1,5-2 раза по сравнению со случаем, когда Гд = 0% . Представленные на рис. 2.4 зависимости указывают на то, что при 30

высокотемпературном сжигании смеси природного газа с воздухом для интенсификации печных процессов, снижения потерь металла рационален дополнительный ввод в высокотемпературные продукты сгорания природного газа. Повышение эффективности дополнительного ввода природного газа заметно уже при Гд = 2,5 % и существенно при 5 ≤ Гд ≤ 10%. Следовательно, для улучшения печных процессов необходимо создавать условия, обеспечивающие достижение высоких температур в факелах, а за пределами факелов надо изменить состав продуктов сгорания так, чтобы в них увеличивалось содержание компонентов - раскислителей, преимущественно водорода, его ионов и разогретых до высокой температуры мелкодисперсных частиц углерода, что возможно осуществлять путем дополнительного ввода в высокотемпературные продукты сгорания природного газа, углеводороды которого при температуре выше 1427 К полностью разлагаются на водород и сажистый углерод, причем с образованием большого количества ионов, снижающих окислительные свойства печных газов в зоне плавления. 2.7. Методика экспериментального исследования процесса струйного сжигания газообразного топлива в горячем воздушном потоке Для экспериментального исследования процесса сжигания газообразного топлива в горячем воздухе с Тв>573 К было разработано специальное горелочное устройство. Особенность конструкции горелочного устройства заключается в следующем. В горелочное сопло с диаметром в выходном сечении d0 = 0,04м была введена газораспределительная труба из жаропрочной нержавеющей стали с наружным диаметром dтн = 0,022 м. В газораспределительной трубе в концевой её части в шахматном порядке располагалось два ряда радиальных отверстий для выхода горючего газа с dг = 0,0025 м: четыре отверстия в плоскости выходного сечения горелочного сопла и четыре отверстия до этого выходного сечения на расстоянии от него SГ = 0,01 м. На расстоянии Sк = 0,007 м от выходного сечения горелочного сопла находилась наружная поверхность торцевой стенки газораспределительной трубы. В торцевой стенке трубы было выполнено аксиальное отверстие с dг = 0,0025 м, предназначенное для подачи

1 части расходуемого газа на подсвечивание в факеле продуктов сгора9

ния. При разработке горелочного устройства предусматривалось образование "бедной" газовоздушной смеси в результате струйного проникновения

4 части расходуемого горючего газа в воздушный поток до выходного 9

сечения горелочного сопла и "обогащение" газовоздушной смеси за счет по31

дачи

4 части расходуемого газа, начиная с выходного сечения горелочного 9

сопла. Такое распределение горючего газа должно приводить к стабильному горению при образовании как холодной, так и горячей газовоздушной смеси, а также способствовать сокращению длины горящего факела при прочих одинаковых условиях. Поскольку газораспределительная труба размещалась в корпусе горелочного устройства и омывалась горячим воздухом, то проходящий по ней горючий газ нагревался. Длина омываемой горячим, воздухом трубы была выбрана такой, чтобы при Tв = 873 К горючий газ имел температуру в конце газораспределительной трубы Тг = 573 К. Это требование связано с необходимостью предохранить отверстия для выхода газа от отложений сажистого углерода. Сжигание газообразного топлива производилось в огнеупорном горелочном туннеле с Dт = 0,08 м, Lт = 0,098 м. Из горелочного туннеля продукты горения поступали в теплоизолированную камеру. Сжигался природный газ с Qнр=34610⋅103 Дж/м3. Расход природного газа во всех случаях был qгс=8,125 м3/ч в расчете на нормальные условия. Розжиг производился при Tв=293К α=1,03. Затем, после разогрева горелочного туннеля при А1 = Тв = 293 К изменялся коэффициент расхода воздуха до получения максимально возможной температуры в факеле Тфmax. Величина α0, при которой достигалась температура Тфmax, выдерживалась постоянной, и определялась величина lф. После этого в соответствии с планом 51 температура воздуха повышалась до В1=Tв=873 К и при этой температуре определялись Тфmax, α0, lф. И так производилось при С1=Tв=438К, D1=Tв=72ВК, Е1=Тв=583К, причем на среднем уровне независимой переменной было выполнено NNO=5 опытов для определения U9. Для проверки точности математических зависимостей Тфmax, α0, lф от Тв. В проводились дополнительные эксперименты при Тв = 523 К, Тв = 673 К, Тв = 823 К. При изменении Tв изменялись Тг, wг, wв в соответствии со следующими зависимостями: (2.31) Тг = 151,5 + 0,483 ⋅ Tв , К wг =

g гс ⋅ Т г , м/с 3600 ⋅ 9 ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ d г2 ⋅ 273

(2.32)

wв =

10 ⋅ g гс ⋅ α ⋅ Т в , м/с 3600 ⋅ 0,25 ⋅ π ⋅ (d 02 − d 2тн ) ⋅ 273

(2.33)

В период разогрева огнеупорного туннеля и футеровки камеры теплового агрегата производились наблюдения газодинамического процесса в факеле, стабильности горения, выполнялись съёмки факела. После выключения подачи горючего газа и воздуха выявлялось состояние горелочного устройства и туннеля. 32

2.8. Горение при струйном распределении лива в воздушном потоке

газообразного топ-

В табл. 2.3 приведены зависимости от Тв величины Тг,wг, wв, рассчитанные соответственно по формулам (2.31), (2.32), (2.33), а также данные Тфmax, α0, lф, полученные при проведении экспериментов по плану 51. По экспериментальным данным, приведенным в табл. 2.3, в результате расчетов на ЭВМ по программе RN при Х=5 получены следующие математические зависимости: Тфmax + 2048 + 0,3641 ( Тв - 583), (2.34) -4 (2.35) α0 = 0,95 - l,724⋅10 (Tв - 583), -4 1,5 lф = 0,258 - 7,31⋅10 (Tв - 583) + 0,0001(Tв - 35,885⋅Tв + 6181,9) - 1,049⋅10-5 (Tв2 - 63,09⋅Tв1,5 + 1098⋅Tв - 92197) + 9,183⋅10-9 (Tв3 - 5078⋅Tв2 + + (2.36) 2,1⋅105 ⋅Tв1,5 - 2,722⋅106 ⋅ Tв + 1,53⋅108) Таблица 2.3 Величины Tг, wг, wв, Tфmax, α0, lф в зависимости от Tв при d0 = 0,04 м, dгн = 0,022 м, dт = 0,0025 м, Dт = 0,08 м, Lт = 0,098 м, gг = 8,125 м3/ч, Qнр = 34610 ⋅103 Дж/м3 № опыта

Фактор Тг,

К

wг, м/с

wв, м/с

Тв, К

1

обозначение А1

293

293

54,8

2

В1

873

573

3

С1

438

4

D1

5

El

Показатели процесса Тфmax, К

αо

lф, м

27,6

обозначение (1)

1933

1

0,55

107,2

74,1

(2)

2148

0,9

0,1

363

67,9

40,3

(3)

2005

0,975

0,3

728

503

94,1

63,5

(4)

2103

0,925

0,14

583

433

81

52,2

(5)

2051

0,95

0,2

При выявлении формул (2.34), (2.35), (2.36) использованы соответственно дисперсии опытов U9 = 410; U9 = 0,0001; U9 = 0,000004. Формулы (2.34) - (2.36) справедливы при 293 ≤ Тв ≤ 583 К для указанных в методике условий. Сравнение данных, рассчитанных по формулам (2.34) и (2.18), (2.36) и (2.16), показывает, что при одинаковых значениях Тв для случаев струйного сжигания горючего газа величины Тфmax ниже, a. α0 выше, чем при сжигании предварительно перемешанной газовоздушной смеси. Это объясняется большей теплоотдачей факелов, которые при струйном сжигании имели более высокую излучательную способность, а также тем, что сжигавшийся природный газ имел несколько ниже величину Qрн. Светимость факела увеличивалась с повышением Тв, что связано с увеличением Тг, а следовательно, и активизацией процессов диссоциации углеводородов. Установленное экспериментами увеличение светимости факелов при струйном сжигании горючего газа свидетельствует о перспективности такого способа сжигания природного газа в нагревательных и плавильных печах. 33

Эксперименты показали, что при работе газогорелочного устройства происходит стабильное горение благодаря интенсивному вихревому перемешиванию горючего газа с воздухом, газообразное топливо быстро воспламеняется при розжиге, а при изменении qв, qг, α не происходят отрывы и проскоки пламени. Горение возникало на расстоянии не менее 5 от выходных сечений каналов для истечения газа. Поэтому газораспределительные трубы не оплавлялись и в течение всего периода экспериментального исследования не заменялись. При 728 ≤ Тв ≤ 873К наблюдался нагрев конца газораспределительной трубы до температуры в пределах от 1073 до 1173 К, но разрушения металла трубы и закупорки отверстий для выхода горючего газа сажистым углеродом не происходили. Проведенными экспериментами выявлена важность учета при разработке горелочных устройств газодинамического процесса в струях и потоках. 2.9. Методика исследования по выявлению влияния комплекса факторов на печные процессы при применении струйного распределения и сжигания природного газа в воздушных потоках Для выполнении исследования по выявлению влияния ряда факторов на печные процессы при применении струйного сжигания природного газа в воздушных потоках в экспериментальной газовой вагранке была переоборудована горелочная система. Были установлены горелочные устройства, предназначенные для струйного сжигания газообразного топлива в воздушных потоках. Эксперименты проводились при qг=32,5м3/ч, qгс=8,125м3/ч, Qнр=34610·103 Дж/м3. Сначала проводился двухфакторный эксперимент по выявлению зависимостей Тпс = f (Tв; Тд), εпс= f (Тв; Тд) на основе плана 32 при Х=9, А1=293, El=583, Bl=873, A2=0, E2 = 5, В2 = 10, где первый фактор - температура воздуха Тв, К, второй фактор - дополнительный расход природного газа Гд, %. При проведении экспериментов шахта не загружалась шихтой. Далее в шахтно-камерной печи нагревалась и плавилась шихта. Размеры чугунной шихты были 150 х 40 х 40 мм, а стальной шихты -120 х 95 х 15 мм. В чугунной шихте содержалось 3,4 % С, 1,7 % Si, 0,3 % Mn, а в стальной шихте - 0,38 % С, 0,17 % Si, 0,76 % Mn. Технология розжига, разогрева футеровки печи и плавки, а также методы проведения .экспериментов оставались такими же, как и. при прежней горелочной системе. Исследования выполнялись двухсерийно. В первой серии определялась зависимость Умет = f ( zс; Тв) на основе исследований по плану 52 при Х=25, А1=О, С1=25, El=50, Д1=75, Bl=100, A2=293, C2=438, E2=583, D2=728, B2=873, где первый фактор – содержание стали в шихте в процентах по массе zс, а второй фактор - температура воздуха TВ,К. 34

Вторая серия экспериментов проводилась по плану 33 для выявления математических связей Gпп1, Gпп2, ηтп, Тмет, δокч, δокс, Умет с zс, Тв, Гд при Х=27, А1=О, Е1= 50, В1=100, А2=293, Е2=583, В2=873, A3=О, Е3=5, В3=10, где первый фактор - содержание стали в шихте zс, %; второй фактор - температура воздуха Тв, К; третий фактор - дополнительный расход природного газа Гд, %. Во всех случаях при изменении Tв изменялись величины α по зависимости αо = f (Тв) для условия достижения Тфmax, а также Тг, wг, wв соответственно по зависимостям (2.31), (2.32), (2.33). При изменении zc изменялась величина zчуг, поскольку в процентах по массе zс = 100-zчуг. Изменение величины α, Tв, Гд проводило к изменению состава продуктов сгорания. Следовательно, на показатели процесса оказывал влияние комплекс факторов. В каждом случае для определения дисперсии опытов U9 на среднем уровне независимых переменных проводилось NN0=5 экспериментов и кроме запланированных опытов проводилось не менее 5 дополнительных экспериментов на разных уровнях независимых переменных для проверки точности математических зависимостей показателей процесса от факторов. 2.10. Зависимость основных показателей печных процессов от комплекса существенных факторов при струйном сжигании природного газа в воздушных потоках По результатам экспериментального исследования получены зависимости Тпс и ε пс от Тв, Гд в виде следующих формул: Тпс = 1974 + 0,3362 (Тв -583) - 1,2485·10-4 ( Tв2 -1166·Tв + 2,838·105) –8 (Гд - 5), К (2.37) = 0,5378 + 2,471·10-4 ( Tв - 583) + 0,02 (Гд - 5). (2.38) Формула (2.37) была получена после подстановки в программу следующего: Х=9; U9=25;Y(1)=1913; Y(2)=2108; Y(3)=1833; Y(4)=2028; Y(5)=1873; Y(6)=2068; Y(7)=2021; Y(8)=1941; Y(9) = 1981; где Y(J)-Тпс в К. Для выявления формулы (2.38) использовано следующее: Х=9, U9=0,0005; Y(1)=0,32; Y(2)=0,52; Y(3)=0,57; Y(4)=0,67; Y(5)=0,5; Y(6)=0,бЗ; Y(7)=0,43; Y(8)=0,63; Y (9)=0,57, гдеУ(J)-εпс. Данные изменения Умет от Y(1) до Y(25) соответственно в виде ряда: 7,5; 100; 1,5; 15; 4; 81; 39; 5; 27; 5; 6; 52; 2,5; 95; 34,5; 20; 20; 17,5; 14; 10; 2,5; 67; 61; 50,5; 34,5; 9%, а также величины X = 25; U9 = 0,078 позволили установить зависимость Умет = В1+В2·ii+B3·Ki+B4·Pi+B5·ii·Pi+B6·qi+B7·ii·qi+B8·Pi·Ki+B9·Ki·qi+ (2.39) +B10·ui+B12·Ki·ui+B14·ii·Vi+B15·Ki·Vi+B16·li+B18·qi·li+B21·mi, в которой В1=31,06; В2=0,6408; В3=4,3657·10-3; В4= -6,841·10-2; В5= -1,3655·10-3; В6 = - 1,046·10-4; В7 = -2,65·10-6; В8 = -8,433·10-6; В9 = -2,2131·10-8; В10 = -5,74·10-8; В12 = 6,7165·10-11; В14 = 1,074·10-11; В15 = 5,224·10-13; 35

В16 = 5,867·10-6; В18 = -2,26·10-10; В21 = -5,011·107; ii = zc –50; Ki = zc2- 100zc+1250; li = zc3 – 150zc2+5375zc-18750; mi=zc4-200zc3+12232zc2-2,2321·105·zc+1,3392·105; Pi = Тв - 583; qi = Тв2 – 1166 Тв +2,978·105; ui = Тв3 – 1749 Тв2 +9,4818·105·Тв -1,5648·108; Vi = Тв4 – 2332 Т 3в+ 1,9462·106·Тв2 -6,8405·108·Тв+ 8,4787·1010. Результаты исследования, представленные в табл. 2.4, послужили основой для выявления зависимостей по связанному с планом 33 уравнению zi = В1+В2·ii+B3·Ki+B4·Pi+B5·ii·Pi+B6·qi+B7·ii·qi+B8·Pi·Ki+B9·Ki·qi+ +B10·ui+В11·ii·ui+B12·Pi·ui+B13·ii·Pi·ui+B14·Vi+B15·ii·Vi+B16·Pi·Vi+ +B17·ui ·Ki+B18·qi·ui+B19·ii·Pi·Vi·B20·ii·ui·qi+B21·Pi·ui·Ki+B22·Ki·Vi+ +B23·qi·Vi+B24·ii·qi·Vi+B25·Pi·Ki·V+B26·ui·Ki·qi +B27·Ki·qi·Vi, (2.39) в котором Ki = zc2- 100zc+833,33; ii = zc –50; Pi = Тв - 583; qi = Тв2 – 1166 Тв +2,8382·105; ui = Гд – 5; Vi = Гд2 -10·Гд + 8,3333, а также для случая, когда zi = Gпп1, коэффициенты: В1 = 261,37; В2 = -1,4089; В3 = -7,5111·10-3; В4= 0,2969; В5= 2,4713·10-3; В6 = 2,2856·10-4; В7 = 9,8296·10-6; В8 = 1,4903·10-6; В9 = 1,4903·10-7; В10 = 10,8444; В11 = 4,7667·10-2; В12 = -1,6379·10-2; В14 = -0,4711; В16 = 2,1264·10-3; В20 = -8,6207·10-7; В8 = В13 = В15 = В17 = В18 = В19 = В21 = В22 = В23 = В24 = В25 = В26 = В27 = 0; для случая, когда zi = Gпп2, коэффициенты: В1 = 264,33; В2 = -1,3878; В3 = -5,6667·10-3; В4= 0,31418; В5= 2,3276·10-3; В6 = 2,061·10-4; В7 = 1,0563·10-6; В9 = 1,7955·10-7; В10 = 11,978; В11 = 3,3667·10-2; В12 = -2,1379·10-2; В15 = -0,66667; В16 = 3,3333·10-3; В20 = -1,11177·10-6; В8 = В13 = В15 = В17 = В18 = В19 = В21 = В22 = В23 = В24 = В25 = В26 = В27 = 0.

36

Таблица 2.4 Изменение величин показателей процесса Gпп1, Gпп2, ηтп, Тмет, δокч, δокс, Умет, соответственно изменению факторов zс, Тв, Гд по плану 33 при Х = 27 Y(J)

Gпп1, кг/4

Gпп2, кг/4

ηтп,

Тмет, К

δокч, мм

δокс, мм

Умет, %

Y(1)

180

150

0,188

1613

2

0

7,5

Y(2)

0

0

0

1753

0

5,2

100

Y(3)

350

355

0,424

1693

1,2

0

1,5

Y(4)

290

300

0,392

1853

0

3,5

15

Y(5)

330

340

0,39

1643

0,2

0

1,8

Y(6)

165

170

0,216

1803

0

2,1

50

Y(7)

400

410

0,497

1723

0,15

0

0,7

Y(8)

372

380

0,514

1903

0

1,6

7

Y(9)

330

334

0,398

1688

0,4

0

2

Y(10)

148

150

0,195

1828

0

2,9

55

Y(11)

210

215

0,252

1673

0,5

3,6

22

Y(12)

352

355

0,445

1763

0,3

2,5

3,5

Y(13)

210

212

0,257

1713

1,5

4,1

27,5

Y(14)

325

330

0,409

1753

0,18

1,8

9

Y(15)

300

310

0,351

1628

0,5

0

2,7

Y(16)

90

100

0,121

1778

0

3,6

70

Y(17)

370

380

0,456

1708

0,3

0

1

Y(18)

333

340

0,453

1878

0

2,5

10

Y(19)

310

315

0,371

1673

1,5

0

4

Y(20)

59

62

0,078

1803

0

4,1

81

Y(21)

360

367

0,44

1703

0,18

0

1,3

Y(22)

205

210

0,276

1853

0

1,8

43

Y(23)

100

60

0,094

1653

2

5,2

39

Y(24)

330

336

0,414

1743

1,2

3,5

5

Y(25)

260

266

0,316

1693

0,2

2,1

12

Y(26)

388

395

0,498

1783

0,15

1,6

2,4

Y(27)

290

295

0,361

1733

0,4

2,9

18

37

для случая, когда zi = ηтп, коэффициенты: В1 = 0,3261; В2 = -1,4111·10-3; В3 = -7,3778·10-6; В4= 4,1475·10-4; В5= 3,2988·10-3; В6 = 2,9793·10-7; В7 = 1,407·10-8; В9 = 2,9793·10-10; В10 = 1,4867·10-2; В11 = 6,4·10-5; В12 = -2,0747·10-5; В14 = -6,4444·10-4; В16 = 3,1609·10-6; В19 = -1,1593·10-9; В20 = -1,1593·10-9; В24 = 2,2711·10-10; В8 = В13 = В15 = В17 = В18 = В21 = В22 = В23 = В25 = В26 = В27 = 0; для случая, когда zi = Тмет, коэффициенты: В1=1741,89; В2=1,5333; В3 =1,1333 ⋅10 -2; В4=0,15517; В6=-1,3872 ⋅10-4; В5=В7= В8= В9= В11=В12= В13= В15= В16= В17= В18=В19=В20=В21=В22= =В23= В24= В25= В26= В14=В27 =0; для случая, когда Zi = δокч , коэффициенты: В1=0,4763; В2=-7,1444 ⋅10 -3; В3=-1,4289 ⋅10-4; В4 = -4,023 ⋅10-4; В5= 6,0345 10-6; В6= 2,5102 ⋅10-7; В7=-3,7654 ⋅ 10-9; В8=1,2069 ⋅10-7; В10=-9,2667 ⋅ 10 -2; В11=1,39 ⋅10 -3; В12=8,6207⋅10-5; В13 =-1,2931 ⋅10 -6; В14 = 1,2578 ⋅10-2; В15 = -1,8867⋅10-4; В16 = -1,0345 ⋅10-5; В17 =2,78 ⋅ 10-5 ; В18 = -8,3234 ⋅ 10 -8; В19 =1,5517 ⋅ 10-7; В20 = 1,2485 ⋅ 10-9 В21 = -2,5862 ⋅ 10-8; В22 = -3,7733 ⋅ 10-6; В23 = 1,5061 ⋅ 10 -8; В25 = 3,1034 ⋅ 10-9 В9 = В24 = В26 = В27 =0 ; для случая, когда Zi=δокс, коэффициенты: В1 = 2,0222; В2 =3,0333 ⋅ 10-2 ; В3 = -6,0667 ⋅ 10 -4; В4 = -1,2644 ⋅10-3; В5 = -1,8965 ⋅10-4; В6 = 1,1891 ⋅ 10-6; В7 = 1,7836 ⋅ 10; В 8 = 3,7931⋅10-7; В9 = -3,5672 ⋅10-10; В10 = -0,16222 ; В11 = -2,4333 ⋅ 10-3; В12 = 1,3793 ⋅10-4 ; В13 = 2,069 ⋅ 10-6 ; В14 = 1,3333 ⋅10-3; В15 = 2,0 ⋅ 10-5; В17 = 4,8667 ⋅ 10-5; В18 = -1,5854 ⋅ 10-7; В20 = -2,3781 ⋅ 10-9; В21 = -4,1379 ⋅ 10-8; В22 = - 4, ⋅ 10-7 ; В26 = 4,7562 ⋅10-11; В16 = В19 = В23 = В24 = В25 = В27 =0 для случая , когда Zi = Умет, коэффициенты: В1 = 21,922; В2 = 0,4539; В3 = 3,9267 ⋅ 10 -3; В4 = - 4,9598⋅10-2; В5 = -1,0299 ⋅ 10-3; В6 = -8,6207 ⋅ 10-5; В7 = - 2,1126 ⋅ 10-6; В8 = -8,3448 ⋅10 -6; В9 = -2,1879 ⋅10-8; В10 = - 1,7033; В11 = -2,8933 ⋅10 -2; В 12 =4,0977 ⋅ 10-3; В13 = 6,3965 ⋅10-5; В14 = 8,7333 ⋅10-2; В15 = 1,3733 ⋅10-3; В16 = - 2, 1034 ⋅ 10-4; В17 = -6 ⋅ 10-5; В18 = 4,8157 ⋅10-6 ; В19 = - 1,4828 ⋅10-6; В20 = 1,1355 ⋅ 10-7 ; В21 =-6,5517 ⋅ 10-8; В22 = 2,08 ⋅10-5; В 23 = -3,2105 ⋅ 10-7; В24 = -2,0809 ⋅ 10 -8; В25 = 1,0345 ⋅ 10-8; В26 = -3,2105 ⋅ 10-7; В27 =-6,4923 ⋅ 10-10. Для выявления зависимостей, обобщенных в формуле (2.40), в программу RN подставлялись в методике исследования факторы, Х = 27 и величины U9, которые для Gnn1, Gnn2, ηtn, Тмет, δ окч, δокс, Умет имели соответственно следующие значения: 81; 94; 0,00005; 64; 0,0001; 0,00001; 0,0036. 38

Анализ математических зависимостей (2.37), (2.38) свидетельствует о том, что с увеличением Тв при Гд= const повышается Тnc, но более значительно при Гд=0 При Гд=0 с повышением Тв и уменьшением L0, увеличивается εnc, что связано с улучшением условий для возникновения дисперсной фазы. Закономерность увеличения εnc с повышением Тв и уменьшением L0 сохраняет0 ≤ Гд ≤ 10%, причем величися для каждого случая Гд= const в пределах Тв = 293К, чем при Тв =583К и на εnc более значительно возрастает при Тв =873К, что объясняется развитием реакций С+СО2=2СО, С+Н2О=СО+Н2 с увеличением Тnc при повышении Тв. Математическая зависимость (2.39) позволила установить, что с повышением Тв и соответственно с уменьшением L0 уменьшаются потери металла в связи с окислением Умет, причем более значительно при больших величинах Z с и менее значительно при Zс = 0. При Zс =100%, Тв = 293 К металл полностью окисляется, а в случае Тв=873К величина Умет резко снижается, но все же остается значительно больше, чем при Zс = 0, Тв = 873К. Следовательно, уменьшение L0 при увеличении Тв особенно эффективно при высокотемпературном нагреве продуктами сгорания стальных материалов с незащищенными от воздействия газов поверхностями. Поскольку уменьшение по мере увеличения Тв в любых исследованных случаях приводило к уменьшению Умет, то рассмотренный процесс следует считать эффективным. Однако значительная величина Умет при Zс =100%, Тв=873К указывает на необходимость дальнейшего снижения окислительных свойств продуктов сгорания. Анализ математических зависимостей Gnn1, Gnn2, ηtn, Тмет, δ окч, δокс, Умет от Zс, Твв, Гд показывает, что Gnn1, Gnn2, ηtn , Тмет возрастают, а δ окч, 0≤ δокс, Умет уменьшаются с увеличением Тв, Гд при Zс = const в пределах Zс≤ 100%. Величина Gnn2 значительно меньше Gnn1 при Тв=293К, Zс= 0, Гд=0, а при Гд=5% и Гд =10%, величины Gnn1 и Gnn2 приблизительно равны. При Тв=293К, Гд=0, Zс=100% получено Gnn1 = Gnn2, ≠ 0, так как Умет=100%. Математические зависимости (2.37) - (2.40) отражают реальный процесс в газовых вагранках. Результаты экспериментального исследования свидетельствуют о значительном влиянии конструктивных и режимных параметров горелочного устройства, Тв, Гд на показатели процесса при нагреве металла в печи, причем существенным фактором является и состав нагреваемого металла. Установлено, что теплообмен в печи интенсифицирутся при увеличении Тв, когда соответственно уменьшается величина L0 и увеличиваются Тг, wг, wв. Положительным было размещение горелочных устройств в камере печи на минимально возможном расстоянии от нагреваемого материала, поскольку это позволило приблизить высокотемпературные вихревые зоны факела к поверхности нагрева. Подсвечивание горячих продуктов сгорания разлагающимися в них углеводородами к повышению излучательной способности теплоносителя и снижению его окислительных свойств. Важным было и компактное размещение факелов в камере печи. В комплексе все это способ39

ствовало повышению Тмет при достижении высоких показателей Gnn1, Gnn2, а в конечном итоге к увеличению ηtn с учетом использования химического и физического тепла уходящих из печи газов для нагрева воздуха-окислителя в рекуператоре. В условиях работы печи выявились эффективность разработанного горелочного устройства и рациональность принятого размещения таких горелочных устройств в камере печи. Горелочные устройства стабильно работали в печных условиях при 293 ≤ Тв≤873К и изменении величины L в широких пределах . Разработаны для практического использования зависимости Тмет и Умет от Тв и Гд при различных величинах Zс.

40

ВЫВОДЫ 1. По результатам систематизированных исследований выявлено влияние комплекса существенных факторов на процессы горения смеси природного газа с воздухом применительно к условиям в агрегатах плавки чугуна и с учетом возможности использования полученных зависимостей для разработки эффективных способов и устройств, позволяющих решить проблему плавки чугуна на газообразном топливе - природном газе. 2. Получены математические зависимости Кв, Кф, Кт от wс. Показано, что температуру Тф можно повысить как за счет увеличения wс в связи с увеличением gc при d0 = const и прочих одинаковых условиях, так и за счет уменьшения d0, R г = ( ∑ f0 )⋅ (∑ П0)-1 или увеличения ∑П0, (∑П0) ⋅ (∑ f 0)-1 при ∑f 0= f 0 n0 = g г ⋅ wс-1 = const и прочих одинаковых условиях. Выявленная экспериментами обратно пропорциональная зависимость Lв и Lф от ∑П0 и (П0) (f0)-1 объясняется развитием газодинамических процессов в периферийных зонах при горении в турбулентных потоках и свидетельствует о том, что путем изменения формы выходного сечения горелочного сопла, позволяющего сохранить энергетически выгодную форму в поперечных сечениях потока и уменьшение f0 П0-1 или увеличение f0 П0-1, при прочих одинаковых условиях можно уменьшать Lв и Lф и повышать Тф. На основе планирования экспериментов и математического моделирования установлена связь Lф с wс , d0. 3. Анализ экспериментальных данных и полученных математических зависимостей показал, что в теплоизолированных объемах, характерных для чугуноплавильных агрегатов, рационально сжигать смесь природного газа с воздухом при d0≤ 0,03 м и wс ≥ 70 м/сек, так как в этом случае достигаются высокие температуры в факеле, а относительная длина факела увеличивается незначительно. Поскольку с уменьшением величины d0 при wс = const факел становится короче, то короткофакельное сжигание газовоздушной смеси может быть достигнуто при малых диаметрах сопел горелочной системы. 4. Установлено влияние L, Тв, Тг адис, Qнр на основные показатели факельного горения природного газа с воздухом. Анализ полученных экспериментальных данных и выявленных математических зависимостей показал, что при создании комплекса благоприятных для сокращения размеров факелов условий достигаются высокие температуры как в факелах, так и в теплоизолированной камере сжигания, причем возможно достижение Тф > 1973 К при сжигании смеси природного газа с воздухом. Подогрев воздуха-окислителя и природного газа способствует дальнейшему повышению достигаемых температур в факеле и в камере сжигания, а также уменьшению относительной длины факела. При прочих одинаковых условиях максимальная температура в факеле и минимальная относительная длина факела наблюдается при L0. В связи с тем, что подогрев воздуха и нагрев природного газа дают значительный эффект в повышении температуры в факеле и уменьшении от41

носительной длины факела, то эти способы интенсификации физических и химических процессов рационально применять в агрегатах для плавки чугуна. 5. Проведено экспериментальное исследование по выявлению геометрической формы выходного сечения горелочного сопла на факельное горение смеси природного газа с воздухом. Значительная эффективность в повышении температуры в факеле и уменьшении длины факела была достигнута при выполнении канала сопла щелевым изогнутым с рациональным геометрическими параметрами выходных сечений. 6. Доказано влияние на печные процессы дополнительного ввода природного газа в высокотемпературные продукты сгорания. Экспериментами установлено, что при высокотемпературном нагревательном процессе значительно повышается скорость и равномерность нагрева, производительность печи, если нагревательный металл омывается менее окислительными и при этом светящимися горячими продуктами сгорания. При высокотемпературном сжигании холодной смеси природного газа с воздухом для интенсификации печных процессов, снижения потерь металла достаточно выдерживать 5 ≤Гд≤ 10%. 7. Экспериментальное исследование в шахтно-отражательной печи подтвердило рациональность следующего: а) развития в горелочном туннеле зоны факела длиной Lв; б) развития зоны факела длиной Lф - Lв в камере печи над поверхностью нагрева и приближения этой высокотемпературной зоны к поверхности нагрева, но так, чтобы эта поверхность не нарушала процесс образования вихрей в факеле; в) компактного размещения факелов в камере печи над поверхностью нагрева, но такого, чтобы не происходило нарушение образования вихрей в факелах; г) увеличения светимости горячих продуктов сгорания за счет дополнительного ввода в них природного газа. 8. При струйном распределении природного газа в воздушном потоке происходит стабильное горение благодаря интенсивному вихревому перемешиванию горючего газа с воздухом, газообразное топливо быстро воспламеняется при розжиге, а при изменении расходов воздуха и горючего газа, величин L не происходят отрывы и проскоки пламени. Горение возникало на расстоянии не менее 5dг от выходных сечений каналов для истечения горючего газа. Светимость факела увеличивалась с повышением Тв, что связано с увеличением Тг и адис. 9. Выявлено влияние комплекса факторов на печные процессы при применении струйного сжигания природного газа в воздушных потоках. Анализ полученных математических зависимостей показал, что с увеличением Тв при Г= const повышается Тnc. При Гд =0 с повышением Тв и уменьшением L0 увеличивается εnc. Тенденция увеличения εnc с повышением Тв и уменьшением L0 сохраняется для каждого случая Гд = const в пределах 0 ≤Гд≤ 10%. С повышением Тв и соответственно с уменьшением L0 уменьшаются потери металла в связи с окислением Умет.

42

10. Анализ математических зависимостей показал, что при принятых в методике условиях Gnn1, Gnn2, ηtn , Тмет, возрастают, а δ окч, δокс, Умет уменьшаются с увеличением Тв, Гд для случаев Zc= const в пределах 0≤ Zc ≤ 100%. Величина Gnn2 значительно меньше Gnn1, при Тв =293 К, Гд = 0, Zс = 0, а при Гд=5% и Гд =10% величины Gnn1 и Gnn2 приблизительно равны. При Тв=293 К, Гд= 0, Zс =100% получено Gnn1 = Gnn2=0, так как Умет =100%. 11. На показатели процесса при нагреве металла в печи значительное влияние оказывают конструктивные и режимные параметры горелочного устройства, Тв, Гд, состав нагреваемого металла. Теплообмен в печи интенсифицируется при увеличении Тв, когда соответственно уменьшается величина L0 и увеличиваются Тг, wг, wв. Подсвечивание горячих продуктов сгорания разлагающимися в них углеводородами природного газа приводит к повышению излучательной способности теплоносителя и снижению его окислительных свойств. 12. Исследованиями выявлен комплекс методов повышения эффективности сжигания природного газа в высокотемпературных печах. Определены пути рационального использования природного газа в агрегатах для плавки чугуна. Установлено, что высокая температура в малых объемах камер сжигания может быть достигнута при L0, небольших величинах d0 или Rг, больших значениях gс, wс, компактном размещении факелов, а когда Тв>573К, то добавляется требование многоструйного распределения горючего газа в воздушных потоках. Рациональны подогрев горючего газа до его смешения с воздухом и дополнительный ввод природного газа в высокотемпературные продукты сгорания. Научная значимость работы: выполнены фундаментальные теоретические и экспериментальные исследования применительно к процессам плавки чугуна на газообразном топливе, уточнены газодинамические процессы факельного горения газообразного топлива, выявлены математические модели применительно к сжиганию природного газа в чугуноплавильных агрегатах, разработаны теплотехнические основы сжигания газообразного топлива и газодинамики в шахтных чугуноплавильных агрегатах. Полученные результаты исследований использованы для разработки рекомендаций по рациональному использованию природного газа в чугуноплавильных агрегатах. Выполнение этих рекомендаций позволяет снизить расход топлива на плавку чугуна на 20-30%, уменьшить потери металла при выплавке чугунной и стальной шихты в 1,2 – 1,4 раза. Эффективность установок связана с экономичностью и экологической чистотой процессов. Уровень разработки горелочных систем и чугуноплавильных агрегатов выше уровня мировых и отечественных достижений.

43

КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ 1. Почему необходимо выявлять закономерности факельного горения газообразного топлива? 2. Какие факторы влияют на форму и размеры горящего факела? 3. Как изменяется форма факела при встрече с плоскими и изогнутыми стенками? 4. В каких случаях форма и размеры горелочного туннеля оказывают существенное влияние на факельное горение газообразного топлива? 5. Почему горелочный туннель выполняют из огнеупорных материалов? 6. Какой газодинамический процесс наблюдается в горящем факеле? 7. Что происходит в факеле при горении? 8. Как влияет скорость истечения газовоздушной смеси из сопла горелки на длину горящего факела? 9. Можно ли применить результаты исследования процессов горения газа на моделях для разработки производственных газоотапливаемых металлургических печей, повышения эффективности печей? 10. Какие использованы результаты исследований факельного горения газа при разработке и совершенствовании газовых вагранок? 11. Почему рационально многофакельное сжигание газа в газовых вагранках? 12. Как влияют процессы горения газообразного топлива в газовых вагранках на качество получаемого металла?

44

ЛИТЕРАТУРА 1. Грачев В.А., Черный А.А. Применение природного газа в вагранках. - Саратов: Приволжское книжное издательство, 1967. – 172с. 2. Грачев В.А., Черный А.А. Современные методы плавки чугуна. Саратов: Приволжское книжное издательство, 1973. – 342с. 3. Черный А.А. Математическое моделирование в литейном производстве: учебное пособие/ А.А. Черный. – Пенза: Информационноиздательский центр ПГУ, 2007. – 192с. 4. Цымбал В.П. Математическое моделирование металлургических процессов: Учебное пособие для вузов. – М.: Металлургия, 1986. – 240с. 5. Черный А.А. Особенности сжигания газа в газовых вагранках. Литейное производство 1996, №5 - с.27-28.

45

СОДЕРЖАНИЕ ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ ………………………………………….. 3 ВЕДЕНИЕ …………………………………………………………………. 6 РАЗРАБОТКА ЭФФЕКТИВНОЙ МЕТОДИКИ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ЧУГУНОПЛАВИЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ ………………………………………………….…….…… 7 1.1. Базовая разработка для математического моделирования ......... … 7 1.2. Основные символы языка ПЛ/1 и обозначения в программах ...... 7 1.3. Алгоритм математического моделирования сложных процессов ……………………………………………………….............. 9 1.4. Планы проведения экспериментов .........…………………….......... 11 ВЫВОДЫ .......………………………..………......................................... 14 2. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ СЖИГАНИЯ ПРИРОДНОГО ГАЗА ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ВАГРАНОЧНОМУ ПРОЦЕССУ ...........14 2.1. Выявление величины угла раскрытия факела при высокотемпературном сжигании смеси природного газа с воздухом .........………………………………………………........ … 14 2.2. Влияние расхода и скорости истечения газовоздушной смеси, а также диаметра горелочного сопла на тепловые и геометрические параметры закрытого факела .............………... ……………………15 2.3. Влияние комплекса факторов на основные показатели процесса горения газовоздушных смесей ........................…….................... …20 2.4. Методика экспериментального исследования влияния геометрической формы выходного сечения горелочного сопла на факельное горение смеси природного газа с воздухом ………………………………………………....…...... ….25 2.5. Особенности горения газовоздушной смеси при изменении геометрической формы выходного сечения горелочного сопла ……………………………………………………….......... …. 27 2.6. Влияние на печные процессы дополнительного ввода природного газа в высокотемпературные продукты сгорания ………………………....................…….…………………. 29 2.7. Методика экспериментального исследования процесса струйного сжигания газообразного топлива в горячем воздушном потоке ..………………………………….....….............. 31 2.8. Горение при струйном распределении газообразного топлива в воздушном потоке ……………………………............... 33 2.9. Методика исследования по выявлению влияния комплекса факторов на печные процессы при применении струйного распределения и сжигания природного газа в воздушных потоках .....................………………………………………..............34 46

2.10. Зависимость основных показателей печных процессов от комплекса существенных факторов при струйном сжигании природного газа в воздушных потоках ...………. ……35 ВЫВОДЫ ………………………………….................................................41 КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ…………………………………………….44 ЛИТЕРАТУРА…………………………………………………………….45

47

ЧЕРНЫЙ Анатолий Алексеевич ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ С ПРИМЕНЕНИЕМ МОДЕЛИРОВАНИЯ Учебное пособие

Пензенский государственный университет Пенза, Красная, 40 48