Определение средней температуры факела

Рис. 9-11. График для определения средней температуры факела

В связи с этим воздух, поступающий в камеру сгорания газотурбинного двигателя, обычно делят на три потока. Первый поток поступает в камеру сгорания, имеющую завихритель (рис. 3.27), через кольцевой зазор между корпусом форсунки и внутренним кольцом завихрителя, чем обеспечивается охлаждение форсунки. В этой зоне топливо распыляется, частично испаряется и воспламеняется а составляет 0,2—0,5 [166]. Второй поток воздуха вводят в зону горения через завихритель и через первые ряды отверстий диаметром 12—30 мм в жаровой трубе. Этот воздух обеспечивает сгорание смеси при температуре во фронте пламени, равной 2300—2500 К, и последующее снижение температуры газов до 2000 К- Коэффициент избытка воздуха при этом возрастает до 1,2—1,7. Роль завихрителя заключается в закручивании потока воздуха и создании воздушного вихря, вращающегося вокруг оси жаровой трубы. При этом в центральной части трубы создается зона пониженного давления, куда устремляется поток из средней части камеры сгорания. Продукты сгорания, движущиеся противотоком к основному потоку распыленного топлива, ускоряют испарение и обеспечивают нагревание топливо-воздушной смеси до температуры воспламенения. Турбулизация газо-воздушного. потока приводит к увеличению скорости распространения пламени, а уменьшение осевой скорости воздуха вблизи границы зоны обратных токов удерживает факел в определенной области. Третий поток воздуха поступает через задние ряды боковых отверстий в зону смешения. Этот воздух снижает температуру газов до значения, допустимого по условию прочности лопаток турбины. [c.164]

Определение средней температуры факела [c.211]

Для завершения расчетной методики остановимся еще на определении средней температуры факела. Строго говоря, расчеты теплообмена и горения в топке должны проводиться совместно. Сделать это чрезвычайно сложно. Практически расчет топки строится иначе. При расчетах суммарного лучистого теплообмена делается предположение о мгновенном сгорании топлива, но коэффициенты, входящие в расчетные формулы, подбираются на основе данных испытаний топок. Это позволяет обеспечить вполне достаточную для практических целей [c.211]

Прогнозирование потока теплового излучения заключается в определении удаления от внешней границы зоны горения точки с текущим значением плотности теплового потока. При этом в качестве исходных параметров рассматриваются физико-химические свойства продуктов горения (степень черноты факела, средняя температура факела, низшая теплота сгорания продукта, массовая скорость выгорания с единицы площади пожара) значение плотности теплового потока, которое определяет зону повышенной опасности ха- [c.67]

Для случая горения факела в диффузионной области среднюю температуру можно найти, осредняя при интегрировании комплекс От/р. Таким образом, для определения средней получается следующее [c.213]

Для перемещения измерительных элементов в образованном таким образом турбулентном диффузионном факеле служила координатная система 6 с ценой деления лимбов 0,1 лш. Динамические напоры в факеле измеряли при помощи трубок Пито 4 и микрома-номеров ММП с ценой деления 0,2 мм вод. ст. Температуру измеряли методом двух термопар , т. е. двумя термопарами 5 ПР 30/6 с диаметрами спаев 0,3 и 0,55 мм, расположенными симметрично оси напорной трубки. Э.д.с. термопар регистрировались потенциометром ЭПП-09 со шкалой О-ь 14 же и ценой деления 0,1 мв. На этой же установке отбиралась проба газа из факела через ту же снабженную холодильником трубку Пито в аспираторы с последующим анализом проб на хроматографе. Проводившееся также определение средних по времени координат фронта пламени по измерению электропроводности факела в различных поперечных [c.61]

Температура газового факела. Необходимо различать калориметрическую, теоретическую, расчетную и действительную средние температуры горения природного газа. Определение калориметрической температуры горения (жаропроизводительности) было дано в главе I. [c.83]

Хотя сжигание топлива с избытком воздуха, превышающим определенные пределы, является крайне нежелательным, так как излишний кислород не принимает участия в горении и вместе с азотом избыточного воздуха бесполезно уходит с продуктами горения, вызывая лишь затраты тепла на свой нагрев, иногда приходится считаться с чисто технологическими требованиями обжига некоторых материалов и сжигать топливо с коэффициентом избытка воздуха, достигающим 1,25 и выше. Для керамзита, например, эти специфические условия состоят в следующем. При обжиге керамзита во вращающихся печах зона горения топлива и развития максимальных температур совпадает с зоной вспучивания обжигаемого материала, который без опасения его слипания в комья нагревают в среднем до 1150° С. Чтобы обеспечить такую относительно низкую температуру материала в зоне вспучивания и избежать его слипания в конгломераты ( козлы ), температуру факела горения в применяемых в настоящее время однобарабанных вращающихся печах поддерживают на уровне не выше 1250—1350° С. Поскольку теоретическая температура горения применяемых видов топлива находится примерно в пределах 1800—2100° С, то ее понижение до 1250—1350° С и осуществляется за счет перерасхода воздуха против теоретически необходимого. Поэтому коэффициент избытка воздуха во вращающихся печах при обжиге керамзита в настоящее вре.мя колеблется от 1,2 до 1,6, в отдельных случаях превышая 2. В этих условиях газовая атмосфера в печи содержит свыше 4—6% свободного кислорода и по своему характеру является окислительной или сильно окислительной. [c.87]

Для анализа пробу помещают в каналы верхнего и нижнего угольных электродов. (Диаметр канала 2 лгм, глубина 8 лш, толщина стенок 0,5 лш.) Источник возбуждения спектров — генератор ДГ-2, Для повышения чувствительности анализа до 5-10 % используют низковольтный импульсный разряд, полученный при подключении в схему генератора ДГ-2 дополнительной емкости 36,5 мкф (вместо реостата дуги). При таком разряде вещества выходят из электродов в виде струй или факелов с эффективной температурой 7500—8000° С. Интенсивность линий фосфора при этом возрастает в 10—15 раз по сравнению с обычной дугой, получаемой от генератора ДГ-2. Средняя квадратичная ошибка определения 0,001—0,1 % фосфора составляет 15—20 отн.%. [c.153]

С первых дней использования природного газа среднего давления во вращающихся печах большинство заводов применило простейшую однопроводную газовую горелку, представляющую собой трубу. Такие горелки обеспечивают удовлетворительное сжигание на определенном узком диапазоне расхода газа и имеют однозначную зависимость изменения характеристики факела (длины, формы, температуры и светимости) от расхода газа. На цементных заводах опытным путем подобрали для каждого конкретного размера печи соответствующий диаметр сопла горелки. Однако технология обжига клинкера часто требует изменения расхода газа и характеристик факела, которые не совпадают с однозначным характером изменения характеристик факела от расхода газа простейшей однопроводной горелки. В результате этого печи, работающие на нерегулируемых простейших однопроводных горелках, имеют пониженную производительность, повышенный удельный расход газа и не могут удовлетворительно работать при падении давления газа в сети. [c.100]

Пламенные горелки могут работать с различной степенью интенсивности огней от максимальной при сте-хиометрическом соотношении смеси газа с воздухом до минимальной при сжигании газа без воздуха. До настоящего времени нет установившегося определения типов факелов горелок. Пламя горелок, применяемых для нагрева деталей из стекла, подразделяются на мягкие , средние и жесткие . Это подразделение не дает строгого разграничения пламени по температуре, длине факела, соотношению или расходу компонентов смеси и т, д., но, не имея другой, более объективной оценки, производство вынуждено применять указанную классификацию факелов. [c.218]

Крупные частицы бурых углей, сжигаемых обычно при грубом помоле, горят, как уже говорилось, в диффузионной области. На рис. 9-13 проведено сопоставление расчетных значений коэффициента диффузионного обмена o qoi, определенных из обработки данных испытаний топок, со значениями рассматриваемого коэффициента, найденными непосредственно из формулы a oi = Nu D/ooi. Коэффициент диффузии D относился к средней температуре факела Тф, а величина критерия Нуссельта Nu определялась для наиболее крупной частицы с учетом скорости ее витания. Расчетное значение a oi. находимое из данных по горению пыли бурых углей, вычислялось с помощью номограммы, построенной для диффузионной области горения, т. е. величина a joi подсчитывалась с использованием формулы (9-13) по известным недожогу и времени горения пыли. Из рис. 9-13 видно, что расчетные значения коэффициента a oi совпадают по порядку величины с его действительными значениями. Отклонения примерно те же, что и для константы скорости горения. [c.215]

Допустив упрощающие положения о равномерном выделении газов 3 слоя топлива (или в факеле), равномерном распределении летучих и твердой горючей мелочи в объеме топочного пространства, приняв обычные условия горения без специальных катализаторов и допустив постоянство средней температуры топочного факела, В. А. Ульяницкий получил следующую формулу для определения значения т при сжигании жидких и распыленных твердых топлив [c.102]

Лдя контроля правильности предлагай мого метода приведем результаты расчета полей средней температуры в диффузионном факеле дропана. Как уже указывалось,, для определения температуры необходимо использовать результаты термодинамических расчетов, из которых можно получить зависимость Г(г, д). Эту зависимость следует осреднить с помощью формул (3.56), (3.57). На рис. 5.7, заимствованном из работы Бурико и Кузнецова [19836], приведено сравнение результатов расчета с экспериментальными данными. Видно, что экспериментальные данные и результаты расчета хорошо согласуются. Аналогичные результаты получены и для факела водорода. [c.184]

Низкочастотные пульсации не только изменяют характеристики переноса, но и оказывают определенное влияние на микрокинетику реакций. Интенсивное перемешивание исходных реагентов (или свежей смеси) с продуктами сгорания сопровождается ростом температурных пульсаций. Увеличение интенсивности последних приводит, как было показано ранее, к увеличению эффективных значений константы скорости реакции по сравнению со значениями, отвечающими средней температуре. Этим, в частности, объясняется наблюдаемое в эксперименте увеличение скорости турбулентного горения в факеле с наложенными пульсациями. Таким образом, низкочастотные пульсации оказывают двоякое влияние — усиливают турбулентный перенос и повышают скорость горения. Различная зависимость этих процессов от интенсивности налагаемых пульсаций определяет возможность реализации режимов, при которых повышение уровня турбулентности приводит (даже прн некотором росте эффективного значения константы скорости реакции) к срыву горения. Наряду с этим в широкой области изменения режимных параметров, отвечающих диффузионной области, пульсации способствуют повышению теплонапряженностн факела и улучшению условий его стабилизации. Отметим в связи с этим, что на различных участках фронта пламени (в неавтомодельной области течения) соотношения между скоростью подвода и потребления реагентов оказываются различными. Поэтому горение в факеле может протекать одновременно (на разных -участках) в диффузионной и кинетической областях. Последняя, как правило, соответствует зоне, расположенной вблизи устья течения. Именно здесь и наблюдается срыв горения при наложении вынужденных пульсаций. [c.185]

Р и с. 2. Сопоставление координат средних по времени поверхностей фронта плаигеии, определенных в турбулентном днффузпоннта факеле по профилям температур (У , I) и измерению электропроводности (Уд, II) в различных поперечных сечениях при xlda = 2 3 5 1 7 и 9 (в числителе в знаменателе Уд) [c.62]

Специальные опыты (рис. 2) показали, что координаты средней по врел1бни поверхности фронта пламени, определенные при помощи измерения электропроводности в поперечных сечениях факела, практически полностью совпадают с координатами, определенными по поперечным профилям температур. [c.63]

Сотрудниками МЭИ и ОКБ ЭТХИМ были проведены испытания установки с целью определения ее оптимальных режи.ч-ных параметров. Работа установки характеризуется следующими показателями производительность по сточной воде 2— 2,8 т час (удельная весовая нагрузка до 1,14 т1м Час) температура дымовых газов за циклоном 920—940° С коэффициент расхода воздуха 1,05—1,08 средний расчетный медианный диаметр капель сточной воды 260—280 ж/с угол раскрытия факела распыленной воды 85—90°. При этом пары гексаметилендиамина в отходящих газах отсутствовали, а хи.мический недожог, связанный, в основном, с наличием в, дымовых газах окиси углерода, не превышал 1,0%. [c.9]

Вследствие того что определение тепловыделения (или, что то же. среднего химического недожога) по сеч-ениям факела представляет собой трудоемкую операцию, о нем часто судят по косвенным характеристикам — изменению по оси факела химического недожога, концентрации газов и температур. Сравнение этих условных характеристик с истинной величиной тепловыделения показывает (см. рис. 4-6), что концентрация газов, температура их, динамический напор и химический недожог по оси факела не связаны постоянными соотношениями, не однозначны и в ряде случаев дают в значительной степени искаженное представление о действительной величине тепловыделения в факеле. Эти косвенные характеристики дают некоторое представление о характере тепловыдедения по длине данного факела, но непригодны для сравнения показателей по различным факелам. [c.84]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология