CC BY
13
преобразователю частоты на ЮБТ [Текст] / Дж. Хиббард, X. Николас // Электротехнический рынок. - 2007. - № 9 (15). - С. 1 - 8.
2. Павленко, В. А. Сравнительный анализ электромагнитных процессов в структурах электроприводов нефтедобывающей промышленности [Текст]/ В. А. Павленко, В. С. Климов, И. В. Климов // Силовая электроника. - 2010. - № 31. - С. 1 - 16.
3. Ковалев, А. Ю. Моделирование погружных асинхронных электрических двигателей в составе установок электроцентробежных насосов [Текст]: Дис... канд. техн. наук. Омск, 2010. - 146 с.
УДК 662.61.502.36:665.754
Д. К. Кузнецова, В. Н. Кузнецов
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЛИЧЕСТВА СОПЛОВЫХ ОТВЕРСТИЙ ВОДОМАЗУТНЫХ ЭМУЛЬСАТОРОВ
Разработана методика расчета процессов истечения из сопел пароводяной смеси в затопленное пространство, позволяющая производить расчет установок для подготовки водомазутной эмульсии, используемой в качестве топлива в котельных установках предприятий промышленности и железнодорожного транспорта.
Существующие горелочные устройства на котлах малой и средней мощности не обеспечивают качественного распыла топлива, эффективного смешивания капелек мазута и окислителя, что является их конструктивным недостатком. Для обеспечения более полного сгорания топлива операторы котлов вынуждены увеличивать подачу воздуха на горение, что приводит к возрастанию объемов продуктов сгорания и повышению потерь тепла с уходящими газами.
Как показывают многократные испытания, проведенные в разных котельных, в топках котлов не выдерживается оптимальное соотношение «топливо - воздух», коэффициент избытка воздуха достигает 2,0 - 2,5 вместо рекомендуемого значения 1,15. КПД котла при этом снижается на 8 - 10 % по сравнению с номинальным, указанным в паспорте.
Таким образом, главной задачей повышения эффективности работы котлоагрегатов является улучшение качества ведения топочных процессов. Радикальной мерой совершенствования режима горения мазута в топках с механическими форсунками является переход от чистого топлива на водомазутную эмульсию (ВМЭ). Оптимальное содержание воды в мазуте составляет 8 - 12 %, размеры глобул - от 1 до 70 мкм.
При резком снижении давления за соплом форсунки капельки воды, находящейся в перегретом состоянии, вскипают, разрываются на более мелкие, интенсифицируют смешение топлива с окислителем за счет появления составляющих скоростей, перпендикулярных потоку. Одновременно проявляется и каталитическое действие Н20 на процесс выгорания капелек топлива. Устойчивое интенсивное горение ВМЭ, протекающее в более коротком факеле и характеризуемое высокой полнотой сгорания топлива при минимальных избытках воздуха, открывает возможности существенного повышения экономичности работы котлоагрегатов.
Технология приготовления водомазутных эмульсий обычно основана на механическом смешивании и последующем микродроблении капель воды в различных по конструкции и принципу работы устройствах [1]. Наиболее приемлемыми из них являются роторный и ро-торно-пульсационный эмульсаторы, центробежный дисперсатор, эмульсионная форсунка, струйный смеситель. Для всех подобных устройств характерны сложность и трудоемкость изготовления, значительные затраты электрической энергии на привод вращающихся частей, относительно невысокий срок службы.
Предложенный сотрудниками кафедры теплоэнергетики ОмГУПСа способ подготовки и сжигания водомазутной эмульсии [2] исключает наличие механического устройства для
взбивания и перемешивания смеси. Образование тонкодисперсной эмульсии оказалось возможным за счет конденсации пара при впрыске его в поток мазута в пропорции 1:10 - 1:15. При этом качество ВМЭ в ряде случаев превосходит эмульсию, полученную механическим путем, по равномерности дисперсионного состава и размерам глобул воды.
Типичная схема подготовки ВМЭ по предложенной технологии (рисунок 1) включает в себя, кроме собственно эмульсатора 2, насос 3, теплообменник 4, мазутную емкость 1.
Рисунок 1 - Схема приготовления ВМЭ
Пар с давлением 0,5 - 1,0 МПа проходит теплообменный аппарат, где частично конденсируется. Затем пароконденсатная смесь направляется в эмульсатор, где происходит приготовление водотопливной эмульсии путем смешения Н20 с мазутом. Далее ВМЭ подогревается в теплообменнике и подается к котлам под давлением 1,5 - 2,0 МПа, создаваемым насосом. Избыточная часть эмульсии возвращается в емкость, где происходит некоторый подогрев мазута.
Преимущества предлагаемой ОмГУПСом схемы по сравнению с известными механическими способами состоит в следующем:
отсутствие вращающихся механизмов и затрат электроэнергии на их привод; исключение необходимости подогревателей мазута в емкостях; утилизация тепла конденсата, которое передается потоку мазута в эмульсаторе; отсутствие сброса замазученного конденсата в канализацию;
возможность подмешивания к пароконденсатной смеси, подаваемой в эмульсатор, так называемых подтоварных вод, собираемых в мазутоловушке, а также водного осадка из емкостей. Таким образом, осуществляется полное сжигание в котлах всех загрязнений, сопутствующих процессу эксплуатации мазутного хозяйства котельных;
прохождение двухфазной среды «вода - мазут» по каналам горелочных устройств предотвращает их занос обложениями и коксование сопловых отверстий, что исключает необходимость периодической чистки форсунок;
простота обслуживания и регулирования режимов работы ВМЭ.
Получение водомазутной эмульсии барботированием влажного пара в потоке мазута через сопловое отверстие нашло широкое практическое применение. В частности, на ЗападноСибирской железной дороге кафедрой теплоэнергетики ОмГУПСа были разработаны и внедрены установки эмульсирования мазута в котельных НГЧ ст. Карасук, локомотивного депо ст. Московка, вагонного депо ст. Новосибирск, а также в крупных котельных города Омска (ПО «Полет», НПО «Сибкриотехника» и др.). Для проектирования и изготовления эмульсатора необходимо рассчитать суммарную площадь сечения отверстий, по которой определяются количество и диаметр сопел.
Степень сухости влажного пара х, подаваемого к эмульсатору, может изменяться в зависимости от места его отбора в пределах от 0 до 1. При постоянном расходе пароконденсатной смеси, необходимой для получения заданной пропорции воды в мазуте, потребуется разная площадь сечения отверстий /, так как физические закономерности процессов истечения жидкости, пара или их смеси различны. В общем случае
/ =
М • V
(1)
где М - массовый расход смеси, кг/с;
V - удельный объем смеси, м /кг; иг - скорость истечения, м/с.
Для охлажденного конденсата (без учета сужения струи в отверстии, т. е. коэффициент расхода ^ = 1)
/ =
М • V л/25АЯ '
/=
М • V
л/2(Ь - К ) '
(2)
2
где g = 9,81 м/с - ускорение свободного падения; АН - перепад давлений в сопле, м в. ст.
Приняв для примера избыточное давление конденсата перед соплом р1= 5 кгс/см , расход М = 1 т/ч, получаем/ = 8,87 мм .
Если при тех же давлении и расходе происходит истечение сухого пара (х = 1), то
(3)
где V,, - удельный объем пара в выходном сечении сопла;
ккр - энтальпия пара перед соплом и на выходе из него [3]. На срезе сопла устанавливается критическое давление, при котором определяется значение к :
Ркр = АДф ,
кр
(4)
где Ркр = 0,577 - критическое отношение начального р1 и конечного р2 значений давления.
В нашем примере, подставив численные значения ^=2756 кДж/кг, ркр =3,462 кгс/см , Икр = 2660 кДж/кг, v2 = 0,51 м3/кг в уравнение (3), получаем/ = 323 мм2. Таким образом, для
пропуска охлажденного конденсата достаточно одного сопла диаметром 3 мм, а для сухого пара потребуется 45 сопел.
Если подается неохлажденный конденсат, имеющий температуру насыщения при абсолютном давлении р1 = 670,4 кДж/кг, то в процессе истечения будет происходить вторичное вскипание конденсата в количестве
М = М
\ - К
(5)
где г2 - теплота парообразования при параметрах в выходном сечении; к2 - энтальпия конденсата при давлении р1 и ркр.
Для пропуска пара вторичного вскипания потребуется большая площадь сечения /вт, чем для конденсата. Кроме того, уменьшится перепад давлений АН, так как на срезе сопла установится критическое давление ркр, что обусловит увеличение сечения для пропуска конденсатора /к. Считая потоки пара и газа независимыми, определим по формуле (3) площадь /вт при расходе пара пара Мвт и по формуле (2) площадь / к при расходе конденсата Мк = М - Мвт. Общая площадь сечения сопел / = /вт + /к = 27,3 + 11,9 = 39,2 мм .
В таблице приводятся результаты численного расчета промежуточных величин и результирующих значений количества отверстий эмульсатора 2 диаметром 3 мм при начальном давлении пароводяной смеси р1 = 0,6 МПа, степени сухости х\ и расходе Н20 М 1 т/ч (0,277 кг/с).
№ 2(10) 2012
Х1 мвт Ь1 Х2 Ь2 мп Ь1 £ мк £ { Ъ
0 0,01142 670,4 0,03 0,0265 646 0,01142 23 1,33 0,2663 12,87 14,2 2,336
0,2 0,009134 1087,6 0,225 0,1192 1065 0,06467 22,6 36,5 0,21303 10,29 46,79 6,679
0,4 0,00685 1504,8 0,41 0,2173 1463 0,11793 41,8 88,5 0,15977 7,72 96,22 13,67
0,6 0,004567 1922 0,59 0,307 1850 0,1712 71,5 140,4 0,1065 5,147 145,5 22,54
0,8 0,002283 2339 0,78 0,413 2259 0,2244 80 230 0,0533 2,57 232,6 32,97
1 0 2756 0,97 0,514 2667 0,2777 85 350,6 0 0 350 44,75
На рисунке 2 показаны зависимости 2 = /(х1) для различных значений начального давления р1, которые могут изменяться в реальных котельных установках от 0,5 до 2,5 МПа. Эти зависимости являются универсальными в том смысле, что могут использоваться для расчета любого расхода воды, подаваемой в эмульсатор, который зависит от тепловой мощности котельной. Например, при степени сухости пара х = 0,65 и его давлении 1,0 МПа (точка А) расчетное количество сопловых отверстий эмульсатора для пропуска 1 т пароконден-сатной смеси в час составляет 22 штуки. Малые промышленные котельные имеют расход во -ды М существенно меньше: он составляет, как уже отмечалось, примерно одну десятую часть от расхода мазута, и его легко можно определить. Поскольку количество сопел 2 пропорционально расходу Н20 М, тоих число можно рассчитать для любой тепловой нагрузки котельной. Так, в нашем примере, если М = 0,5 т/ч, то 2 = 11 сопел, если М = 0,2 т/ч, то Ъ = 5 сопел, и т. д. Таким образом, предлагаемая методика позволяет доступно рассчитать, спроектировать и изготовить эмульсатор конкретных котельных установок.
Рисунок 2 - Зависимость количества сопел эмульсатора 2 от степени сухости пара х при различных значениях его давления р1
Список литературы
1. Воликов, А. Н. Сжигание газового и жидкого топлива в котлах малой мощности [Текст] / А. Н. Воликов. - Л.: Недра, 1989.
2. Способ подготовки и сжигания мазута в эмульсированном состоянии в котельных, транспортных и нагревательных установках [Текст] / В. В. Овсянников, В. Н. Кузнецов и др. / Омский центр научно-технической информации. - Омск, 1996.
3. Ривкин, С. Л. Термодинамические свойства воды и водяного пара [Текст] / С. Л. Рив-кин, А. А. Александров. - М.: Энергоатомиздат, 2009.
УДК 621.311.42
В. 3. Манусов, П. В. Морозов
ИССЛЕДОВАНИЕ МЕТОДОВ СНИЖЕНИЯ НЕСИММЕТРИИ ЗАГРУЗКИ ТРЕХФАЗНОЙ СЕТИ НА ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЯХ СКОРОСТНЫХ ЖЕЛЕЗНЫХ ДОРОГ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
В статье анализируются структуры трансформаторных тяговых подстанций скоростных железных дорог переменного тока. Основное внимание уделяется подстанции на основе трансформаторного преобразователя, включенного по схеме Скотта. Этот преобразователь характеризуется нулевой несимметрией по току при равномерной загрузке тяговых плеч. Предложено автоматическое устройство уравнивания мощности, которое обеспечивает нулевую несимметрию при неравномерной загрузке тяговых плеч.
Для трехфазной сети электроснабжения тяговая сеть двухпутной скоростной железной дороги переменного тока, выполненная, как правило, по автотрансформаторной схеме (2 х 25 кВ), является сложной нагрузкой с количеством фаз, не кратным трем. Это является причиной токовой несимметрии в трехфазной сети. Тяговую сеть с трехфазной сетью связывает тяговая подстанция на основе трансформаторного преобразователя числа фаз, структура которого влияет на токовую несимметрию загрузки фаз трехфазной сети. Кроме того, на данную несимметрию влияет соотношение между нагрузками тяговых плеч на вторичной стороне трансформаторного преобразователя. Далее будут рассмотрены основные структуры трансформаторных преобразователей тяговых подстанций и основное внимание будет уделено структуре трансформаторного преобразователя, включенного по схеме Скотта. Также предложено и исследовано устройство уравнивания мощностей на тяговых плечах при неравномерных нагрузках.
Устройство автотрансформаторной системы тягового электроснабжения [1] определяет основные требования к структуре трансформаторного преобразователя на тяговой подстанции (рисунок 1). Первичная сторона преобразователя подключена к трехфазной сети. Ей соответствуют три фазных провода: А, В, С, через которые текут токи 1А, Тв, ТС. Фазные напряжения обозначены иА, ив, ис, а межфазные - иАВ, ивс, иСА, Вторичная сторона подключена к системе тягового электроснабжения с четным количеством фаз, не кратным трем, например, к двухфазной системе. Каждой из фаз соответствует пара линий: контактный провод (к1, к2) и питающий провод (п1, п2). Для удобства анализа режима работы подстанции система тягового электроснабжения представлена в виде четырех одинаковых эквивалентных комплексных активно-индуктивных нагрузок между каждым из упомянутых проводов и рельсом (р): 2к1= 2п1= 2к2= 2п2=2, что соответствует равномерной загрузке фаз на вторичной стороне трансформаторного преобразователя. На нагрузках снижаются напряжения соответственно икр1, ипр1, Цкр2, ипр2, а через них текут токи Т^, /п1, Д2, 1п2, которые отстают на одинаковый угол от своих напряжений. Структура трансформаторного преобразователя и
