3858

Научный журнал строительства и архитектуры

где h — высота псевдоожиженного слоя; T'' — температура газа на выходе 6. Анализируя уравнение (7), имеем

Принимая, что y = h и используя (6), определим T''. А затем перепишем уравнение (8)

Граничное условие для температуры частиц твердого материала приx =0 определяется как

где θ' — температура частиц твердого материала на входе в камеру аппарата.

Движение частиц твердого материала вдоль решетки будем считать равномерным. Тогда подставив (10) в (9), получим

50

Используя уравнения (18), (19) совместно с (6) можно определить температурный напор в камерах регенеративного теплообменного аппарата.

4. Оптимизация регенеративного теплообменника. С целью повышения эффектив-

ности работы регенеративных аппаратов, в том числе и аппаратов с центробежным псевдоожиженным слоем, в ходе их проектирования и конструирования необходима оптимизация как конструктивных, так и эксплуатационных параметров. Согласно результатам предварительного анализа аналогичных установок получены значимые параметры оптимизации, влияющие на технико-экономические показатели и обеспечивающие наибольший энергетический и экономический эффект. Этими параметрами являются скорость газа, эквивалентный диаметр частиц твердого материала, угол подачи газа в дисперсный материал. Обычно в качестве целевой функции для теплоэнергетических систем и оборудования рассматривают годовой экономический эффект от внедрения или удельные приведенные затраты, но этому сопутствует рассмотрение полной технологической схемы, в которой применяется требуемый аппарат. К тому же данные функции содержат в себе тарифы электрической и тепловой энергии, стоимость расходных материалов и необходимого оборудования, которые при эксплуатации с течением времени могут измениться. Поэтому для рассматриваемого аппарата будем использовать теплогидродинамический показатель, определяемый по формуле (20). Так как в указанной зависимости нет качественного различия между электроэнергией и тепловой энергией, следовательно, необходимо ввести КПД установок, производящих такие энергии

где N — затрачиваемая мощность для «прокачки» теплоносителя; ηэ, ηк — КПД электрической станции и котельной.

Используя уравнение Ньютона-Рихмана, определим количество передаваемой теплоты в аппарате

где F — площадь поверхности контакта газа и твердого материала.

Для определения интенсивности межфазного теплообмена в рассматриваемом псевдоожиженном слое воспользуемся соотношением для определения критерия Нуссельта [3]

где Nu — критерий Нуссельта:

Nu dэ ,

где dэ — эквивалентный диаметр частиц твердого материала, λ — коэффициент теплопроводности газа; Re — число Рейнольдса:

Re vdэ ,

где v — кинематический коэффициент вязкости газа;

β0 — угол подачи газа в слой материала; βтр — угол между лопатками газораспределительной решетки и осью теплообменника.

51

Научный журнал строительства и архитектуры

Определим мощность, требуемую для «прокачки» теплоносителя:

где V — объемный расход газа; P — гидравлическое сопротивление теплообменника.

На величину P влияют в основном гидравлические потери теплоносителя при его проходе через псевдоожиженный слой и газораспределительную решетку. Таким образом:

где Eu — число Эйлера:

P

Eu ;

гv2

h — высота псевдоожиженного слоя; ρm, ρr — плотность дисперсного материала и ожижающего газа.

Рассмотрим математический вид оптимизации и условие для максимального значения E, которое соответствует i-му оптимальному параметру аппарата:

Так как аналитическое решение системы (20)—(25) является сложным, то в данном случае мы использовали метод вариантных расчетов. В результате расчета получен график зависимости E(v0 / vмин) для нескольких значений dэ и β0 (рис. 2). Из графика видно, что оптимальная скорость газа в теплообменнике составляет

Рис. 2. График зависимости E(v0 / vмин):

— dэ = 2,88 мм, ρm = 2850 кг/м3;dэ = 5,00 мм, ρm = 2850 кг/м3;∙ dэ = 1,13 мм, ρm = 7800 кг/м3;

1 — β0 = 20°, 2 — β0 = 35°, 3 — β0 = 50°

Для расчета минимальная скорость газа определяется как [1]

где ε — порозность слоя; ρm — плотность материала; g — ускорение свободного падения; dэ — эквивалентный диаметр частиц; cd — коэффициент лобового сопротивления частицы материала; ρr — плотность газа.

52

График зависимости E(dэ) для нескольких значений скорости газа представлен на рис. 3. Видно, что значение E уменьшается при увеличении dэ. По всей видимости это связано с двумя факторами: снижение поверхности теплообмена, увеличение гидравлического сопротивления.

Из графика видно, что указанная зависимость является значимой при dэ < 0,5 мм, здесь значение теплогидродинамического показателя уменьшается пропорционально увеличению dэ. Максимальный эффект для указанного диапазона даст использование частиц меньшего диаметра. Если же использовать частицы материала большего диаметра (2…3 мм), то рассматриваемая зависимость не будет иметь экстремума, следовательно, в этом случае dэ не влияет на показатель E.

Рис. 3. График зависимости E(dэ): 1 — vr = 5м/с, h = 0,8 м, β0 = 20°; 2 — vr = 4м/с, h = 1,0 м, β0 = 20°; 3 — vr = 3м/с, h = 0,8 м, β0 = 20°

Влияние угла входа газа в дисперсный материал на величину E показано на рис. 4. Оптимальное значение 0опт 20...30 , причем для мелких частиц следует выбирать значения из правого ряда указанного интервала.

Рис. 4. График зависимости E(β0):

1 — dэ = 2,88 мм, ρm = 2850 кг/м3; 2 — dэ = 5,00 мм, ρm = 2850 кг/м3;

3 — dэ = 1,13 мм, ρm = 7800 кг/м3; v0 = 12м/с

Выводы. В работе рассмотрен один из вариантов конструкции регенеративного теплообменного аппарата, предназначенного для утилизации тепловой энергии отводимого вентиляционного воздуха промышленных зданий и сооружений. В теплое время года этот теплообменник способен выполнять роль воздухоохладителя испарительного типа.

53

Научный журнал строительства и архитектуры

Разработанный теплообменник-утилизатор в отличие от известных конструкций обладает следующими достоинствами:

его насадка способна к самоочистке, имеет большую удельную поверхность и обеспечивает интенсивный теплообмен;

отсутствие термических напряжений в насадке, что особенно важно при больших перепадах температуры в камерах нагрева и охлаждения.

Новизна и оригинальность предлагаемой конструкции подтверждена патентом на изобретение [14].

Представленная математическая модель теплообмена в центробежном псевдоожиженном слое позволяет рассчитывать поля температур газа и твердых частиц дисперсного материала. Она получена на основании известных законов теплового баланса и НьютонаРихмана, что свидетельствует о ее достоверности и оригинальности. В результате оптимизации тепловых параметров теплообменника получены рекомендации для определения скорости газообразных теплоносителей, диаметра частиц материала насадки и угла установки лопаток газораспределительного устройства. Полученные соотношения и рекомендации можно использовать как научную основу для разработки инженерной методики расчета регенеративного теплообменника с псевдоожиженным слоем.

Библиографический список

1.Агапов, Ю. Н. К определению скорости движения центробежного псевдоожиженного слоя / Ю. Н. Агапов // Вестник Воронежского государственного технического университета. — 2005. — Т. 1, № 6. — С. 46—48.

2.Агапов, Ю. Н. Методика расчета воздухоохладителя с центробежным слоем насадки / Ю. Н. Агапов, А. М. Наумов // Вестник Воронежского государственного технического университета. — 2007. — Т. 3,

№6. — С. 24—26.

3.Агапов, Ю. Н. Оценка гидравлического сопротивления и межфазного теплообмена в центробежном псевдоожиженном слое / Ю. Н. Агапов, А. В. Бараков, А. В. Жучков, А. В. Санников // Химическая промышленность. — 1986. — № 4. — С. 61.

4.Бараков, А. В. Исследование тепловой эффективности регенеративного воздухоподогревателя с дисперсной насадкой / А. В. Бараков, В. Ю. Дубанин, Д. А. Прутских // Промышленная энергетика. — 2008. —

№5. — С. 28—30.

5.Бараков, А. В. К расчетурегенеративного воздухоподогревателя непрерывного действия / А. В. Бараков, Д. А. Прутских // Вестник Воронежского государственного технического университета. — 2006. — Т. 2,

№6. — С. 11—13.

6.Бараков, А. В. Моделирование тепломассообмена в воздухоохладителе косвенно-испарительного типа / А. В. Бараков, Н. Н. Кожухов, Д. А. Прутских, В. Ю. Дубанин // Научный вестник Воронежского ГАСУ. Строительство и архитектура. — 2015. — № 4 (40). — С. 28—33.

7.Боев, С. В. Гидродинамика и тепломассообмен в аппарате для очистки газов с трехфазным псевдоожиженным слоем: дис. … канд. техн. наук: 05.14.04: защищена 17.11.11: утв. 15.02.12 / Боев Сергей Владимирович. — Воронеж, 2011. — 142 с.

8.Боев, С. В. Распределение температур теплоносителей при трехфазном псевдоожижении / С. В. Боев, Ю. Н. Агапов, В. Г. Стогней // Вестник Воронежского государственного технического университета. — 2011. — Т. 7, № 1. — С. 221—223.

9.Вальцева, Е. П. Оценка теплогидравлической эффективности рекуперативных теплообменных аппаратов / Е. П. Вальцева, Т. А. Доморацкая // Теплоэнергетика. — 2002. — № 3. — С. 43—48.

10.Гельперин, Н. И. Основы техники псевдоожижения / Н. И. Гельперин, В. Г. Айнштейн, В. В. Кваша. — М.: Химия, 1967. — 664 с.

11.Иванов, О. П. Выбор оборудования для утилизации тепла и холода в системах кондиционирования воздуха / О. П. Иванов // Холодильная техника. — 1986. — № 6. — С. 12—15.

12.Кокорин, О. Я. Энергосбережение в системах отопления, вентиляции, кондиционирования / О.Я. Кокорин. — М.: АСВ, 2013. — 256 с.

13.Наумов, А. М. Моделирование тепломассообмена в воздухоохладителе косвенно-испарительного типа: дис. … канд. техн. наук: 05.14.04: защищена 10.06.10: утв. 19.11.10 / Наумов Александр Михайлович. — Воронеж, 2010. — 110 с.

14.Пат. 70347 РФ, МПК F23L 15/02. Регенеративный теплообменник / А. В. Бараков, В. Ю. Дубанин, Д. А. Прутских; № 2007110673/22; заявл. 22.03.2007; опубл. 20.10.2008, Бюл. № 2. — 3 с.

54

15.Савельев, Ю. Л. Эффективность и надежность роторных теплообменников в системах вентиляции / Ю. Л. Савельев// Академический вестник УралНИИпроект РААСН. — 2014. — № 1. — С. 87—92.

16.Степаненко, М. Н. Использование теплоты вентиляционных выбросов в системах вентиляции зданий / М. Н. Степаненко, А. Я. Шелгинский // Надежность и безопасность энергетики. — 2014. — № 2 (25). — С. 42—45.

17.Фалеев, В. В. Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в перемещающемся псевдоожиженном слое / В. В. Фалеев, Р. А. Бараков // Вестник Воронеж. гос. техн. ун-та. Сер.: Энергетика. — 2001. — Вып. 1. — С. 28—31.

18.Чиркин, Р. В. Использование пластинчатых теплообменников в системах вентиляции и кондиционирования воздуха / Р. В. Чиркин, А. М. Сычевский, А. Н. Слесарев, Е. А. Шаланова // Современные тенденции развития науки и технологий. — 2017. — № 3—3. — С. 137—139.

19.Comino, F. Energy Saving Potential of a Hybrid Hvac System with a Desiccant Wheel Activated at Low Temperatures and an Indirect Evaporative Cooler in Handling Air in Buildings with High Latent Loads / F. Comino, M. Ruiz de Adana, F. Peci // Applied Thermal Engineering. — 2018. — Vol. 131. — P. 412—427.

20.Kabeel, A. E. Performance Improvement of a Hybrid Air Conditioning System Using the Indirect Evaporative Cooler with Internal Baffles As a Pre-Cooling Unit / A. E. Kabeel, M. Abdelgaied, R. Sathyamurthy, T. Arunkumar // Alexandria Engineering Journal. — 2007. — Is. 56 (4). —P. 395—403.

21.Kamel, E. State-of-the-Art Review of EnergySmart Homes / E. Kamel, AM Memari // Journal of architectural engineering. — 2019. — Vol. 25. — Is. 1. — pp. 1—26.

22.Kim, H.-J. Cooling Performance Measurement of Two Cross-Flow Indirect Evaporative Coolers in General

and Regenerative Operation Modes / H.-J. Kim, S.-W. Ham, D.-S. Yoon, J.-W. Jeong // Applied Energy. — 2007. — Is. 195. — P. 268—277.

References

1. Agapov, Yu. N. K opredeleniyu skorosti dvizheniya tsentrobezhnogo psevdoozhizhennogo sloya / Yu. N. Agapov // Vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta. — 2005. — T. 1, № 6. — S. 46—48.

2. Agapov, Yu. N. Metodika rascheta vozdukhookhladitelya s tsentrobezhnym sloem nasadki / Yu. N. Agapov, A. M. Naumov // Vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta. — 2007. —

T.3, № 6. — S. 24—26.

3.Agapov, Yu. N. Otsenka gidravlicheskogo soprotivleniya i mezhfaznogo teploobmena v tsentrobezhnom psevdoozhizhennom sloe / Yu. N. Agapov, A. V. Barakov, A. V. Zhuchkov, A. V. Sannikov // Khimicheskaya promyshlennost'. — 1986. — № 4. — S. 61.

4.Barakov, A. V. Issledovanie teplovoi effektivnosti regenerativnogo vozdukhopodogrevatelya s dispersnoi nasadkoi / A. V. Barakov, V. Yu. Dubanin, D. A. Prutskikh // Promyshlennaya energetika. — 2008. — № 5. — S. 28— 30.

5. Barakov, A. V. K raschetu regenerativnogo vozdukhopodogrevatelya nepreryvnogo deistviya /

A.V. Barakov, D. A. Prutskikh // Vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta. — 2006. —

T.2, № 6. — S. 11—13.

6.Barakov, A. V. Modelirovanie teplomassoobmena v vozdukhookhladitele kosvenno-isparitel'nogo tipa /

A.V. Barakov, N. N. Kozhukhov, D. A. Prutskikh, V. Yu. Dubanin // Nauchnyi vestnik Voronezhskogo GASU. Stroitel'stvo i arkhitektura. — 2015. — № 4 (40). — S. 28—33.

7.Boev, S. V. Gidrodinamika i teplomassoobmen v apparate dlya ochistki gazov s trekhfaznym psevdoozhizhennym sloem: dis. … kand. tekhn. nauk: 05.14.04: zashchishchena 17.11.11: utv. 15.02.12 / Boev Sergei Vladimirovich. — Voronezh, 2011. — 142 s.

8.Boev, S. V. Raspredelenie temperatur teplonositelei pri trekhfaznom psevdoozhizhenii / S. V. Boev, Yu. N. Agapov, V. G. Stognei // Vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta. — 2011. —

T.7, № 1. — S. 221—223.

9.Val'tseva, E. P. Otsenka teplogidravlicheskoi effektivnosti rekuperativnykh teploobmennykh apparatov /

E.P. Val'tseva, T. A. Domoratskaya // Teploenergetika. — 2002. — № 3. — S. 43—48.

10.Gel'perin, N. I. Osnovy tekhniki psevdoozhizheniya / N. I. Gel'perin, V. G. Ainshtein, V. V. Kvasha. — M.: Khimiya, 1967. — 664 s.

11.Ivanov, O. P. Vybor oborudovaniya dlya utilizatsii tepla i kholoda v sistemakh konditsionirovaniya vozdukha / O. P. Ivanov // Kholodil'naya tekhnika. — 1986. — № 6. — S. 12—15.

12.Kokorin, O. Ya. Energosberezhenie v sistemakh otopleniya, ventilyatsii, konditsionirovaniya / O. Ya. Kokorin. — M.: ASV, 2013. — 256 s.

13.Naumov, A. M. Modelirovanie teplomassoobmena v vozdukhookhladitele kosvenno-isparitel'nogo tipa: dis. … kand. tekhn. nauk: 05.14.04: zashchishchena 10.06.10: utv. 19.11.10 / Naumov Aleksandr Mikhailovich. — Voronezh, 2010. — 110 s.

55

Научный журнал строительства и архитектуры

14.Pat. 70347 RF, MPK F23L 15/02. Regenerativnyi teploobmennik / A. V. Barakov, V. Yu. Dubanin, D. A. Prutskikh; № 2007110673/22; zayavl. 22.03.2007; opubl. 20.10.2008, Byul. № 2. — 3 s.

15. Savel'ev, Yu. L. Effektivnost' i nadezhnost' rotornykh teploobmennikov v sistemakh ventilyatsii / Yu. L. Savel'ev// Akademicheskii vestnik UralNIIproekt RAASN. — 2014. — № 1. — S. 87—92.

16.Stepanenko, M. N. Ispol'zovanie teploty ventilyatsionnykh vybrosov v sistemakh ventilyatsii zdanii / M. N. Stepanenko, A. Ya. Shelginskii // Nadezhnost' i bezopasnost' energetiki. — 2014. — № 2 (25). — S. 42—45.

17.Faleev, V. V. Eksperimental'noe issledovanie gidrodinamiki i teploobmena v peremeshchayushchemsya psevdoozhizhennom sloe / V. V. Faleev, R. A. Barakov // Vestnik Voronezh. gos. tekhn. un-ta. Ser.: Energetika. — 2001. — Vyp. 1. — S. 28—31.

18.Chirkin, R. V. Ispol'zovanie plastinchatykh teploobmennikov v sistemakh ventilyatsii i konditsionirovaniya vozdukha / R. V. Chirkin, A. M. Sychevskii, A. N. Slesarev, E. A. Shalanova // Sovremennye tendentsii razvitiya nauki i tekhnologii. — 2017. — № 3—3. — S. 137—139.

19.Comino, F. Energy Saving Potential of a Hybrid Hvac System with a Desiccant Wheel Activated at Low Temperatures and an Indirect Evaporative Cooler in Handling Air in Buildings with High Latent Loads / F. Comino, M. Ruiz de Adana, F. Peci // Applied Thermal Engineering. — 2018. — Vol. 131. — P. 412—427.

20.Kabeel, A. E. Performance Improvement of a Hybrid Air Conditioning System Using the Indirect Evaporative Cooler with Internal Baffles As a Pre-Cooling Unit / A. E. Kabeel, M. Abdelgaied, R. Sathyamurthy, T. Arunkumar // Alexandria Engineering Journal. — 2007. — Is. 56 (4). —P. 395—403.

21.Kamel, E. State-of-the-Art Review of EnergySmart Homes / E. Kamel, AM Memari // Journal of architectural engineering. — 2019. — Vol. 25. — Is. 1. — pp. 1—26.

22.Kim, H.-J. Cooling Performance Measurement of Two Cross-Flow Indirect Evaporative Coolers in General and Regenerative Operation Modes / H.-J. Kim, S.-W. Ham, D.-S. Yoon, J.-W. Jeong // Applied Energy. — 2007. — Is. 195. — P. 268—277.

HEAT RECOVERY OF STACK GAS

OF INDUSTRIAL BUILDINGS

A. V. Barakov 1, V. Yu. Dubanin 2, N. N. Kozhukhov 3, D. A. Prutskikh 4

Voronezh State Technical University 1, 2, 3, 4

Russia, Voronezh

1D. Sc. in Engineering, Prof., Head of the Dept. of Theoretical and Industrial Heat Power Engineering, tel.: (473)243-76-62, e-mail: pt_vstu@mail.ru

2PhD in Engineering, Prof. of the Dept of Theoretical and Industrial Heat Power Engineering,

tel.: (473)243-76-62

3PhD in Engineering, Assoc. Prof. of the Dept of Theoretical and Industrial Heat Power Engineering, tel.: (473)243-76-62

4PhD in Engineering, Senior Lecturer of the Dept of Theoretical and Industrial Heat Power Engineering, tel.: (473)243-76-62

Statement of the problem. A significant reserve of fuel and energy resources in the industry is use of stack gas with high temperatures to preheat induced air. Literature analysis showed that the greatest effect of that can be obtained when a regenerator packed with a centrifugal fluidized layer is used as a recovering apparatus. It is necessaryto develop the design of the heat exchanger as well as to optimize its design and operating parameters and, as a result, to obtain mathematical correlations for engineering methods of calculating such an apparatus.

Results and conclusion. A heat exchanger was constructed using the thermal energy of ventilation emissions; a method for calculating the temperatures and velocities of gaseous fluids, nozzle particle size and gas distribution device parameters is presented. The results of the research allowed us to obtain the correlations and for stack gas regenerator engineering design procedure.

Keywords: stack gas, recycling system, regenerator, optimal parameters.

56

ТЕХНОЛОГИЯ И ОРГАНИЗАЦИЯ СТРОИТЕЛЬСТВА

DOI 0.25987/VSTU.2019.56.4.005

УДК 532.51

НАУЧНОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ ПРОГРАММНО-АППАРАТНОГО КОМПЛЕКСА ДЛЯ НАСТРОЙКИ УПРАВЛЯЕМОГО УДАРНОГО УЗЛА ИМПУЛЬСНЫХ СИСТЕМ ТЕПЛОСНАБЖЕНИЯ

А. Н. Макеев 1

Национальный исследовательский Мордовский государственный университет им. Н. П. Огарева, Институт механики и энергетики 1

Россия, г. Саранск

1 Канд. техн. наук, доц. кафедры теплоэнергетических систем, руководитель учебно-научной лаборатории «Импульсные системы тепло- и водоснабжения»,

тел.: (8342)25-41-01, e-mail: tggi@rambler.ru

Постановка задачи. Необходимо провести настройку управляемого ударного узла для обеспечения качественной генерации гидравлических ударов в его входах, которые используются в системах теплоснабжения для повышения ее энергетической эффективности за счет использования потенциала импульсной циркуляции теплоносителя. Сложность решения поставленного вопроса обусловлена высокой скоростью протекания гидродинамических процессов при гидравлическом ударе, что требует поиска современных средств и методов для осуществления мониторинга работы данного узла при его настройке.

Результаты. Представлены основные этапы по настройке управляемого ударного узла с оппозитным расположением его клапанов. Показаны приемы определения дефектных элементов конструкции и методы устранения неисправностей в них. Проведена настройка управляемого ударного узла оппозитной конструкции с применением аналого-цифрового преобразователя L-Card и преобразователей давления «Овен».

Выводы. Точная настройка гидроударного узла для обеспечения качественной генерации импульсов количества движения рабочей среды попеременно в его множественных входах невозможна без применения устройств для сбора данных и программно-аппаратных комплексов для их обработки. При этом частота сбора данных должна быть сопоставима со скоростью распространения генерируемой волны гидравлического удара.

Ключевые слова: система теплоснабжения, импульсная циркуляция теплоносителя, импульс количества движения теплоносителя, локальный гидравлический удар, ударный узел.

Введение. Вопрос интенсификации теплообменных процессов постоянно находится в фокусе внимания отечественных [3, 20, 26] и зарубежных исследователей [22, 27, 29]. Особый интерес в указанном направлении обнаруживается в условиях использования потенциала колеблющихся потоков [21, 28], поскольку в этом случае при некоторых допущениях увеличение коэффициента теплообмена может достигать нескольких раз [2, 19, 23]. Последнее обстоятельство, в свою очередь, открывает новые возможности к развитию различных теплоэнергетических устройств и систем на их основе.

© Макеев А. Н., 2019

57

Научный журнал строительства и архитектуры

Так, на фоне обозначенной картины тенденцию к оптимизации получили и системы теплоснабжения [7, 24, 25], где импульс количества движения теплоносителя стал применяться еще и для попутной трансформации располагаемого напора из одного гидравлического контура в другой [9, 14], а также к потенциальному обеспечению условий для очищения теплопередающих поверхностей от накипи и шлама [17].

На начальном этапе развития таких импульсных систем теплоснабжения для организации колебательной циркуляции теплоносителя использовались самоподдерживающиеся конструкции ударных узлов от гидравлических таранов [5]. Однако в последствии оказалось, что их применение является не совсем оправданным. Простота и надежность конструкции самоподдерживающихся ударных узлов, подтвержденные их многолетней наработкой [10], абсолютно не соответствовали требуемой устойчивости их работы совместно с элементами систем теплоснабжения. Кроме того, пропорциональная зависимость частоты генерации импульсов количества движения таких узлов от расхода рабочей среды [8] стала препятствовать исследованию дальнейших границ потенциала колебательной циркуляции теплоносителя в системах теплоснабжения [4].

Указанные обстоятельства потребовали разработки специальных конструкций управляемых ударных узлов, которые могли бы обеспечивать генерацию импульсов количества движения теплоносителя независимо от изменения ее расхода с заданной частотой и характеризоваться устойчивой работой при изменении гидродинамических параметров систем, для работы которых они предназначены. Результатом поиска инженерных решений явились управляемые ударные узлы одноклапанной [11, 15] и многоклапанной компоновки [12, 13]. Однако с их появлением обозначились новые проблемы: данные устройства оказались более требовательны к точности изготовления их комплектующих, их конструкция стала значительно сложнее и потребовали квалифицированной наладки иобслуживания.

Таким образом, вопрос по настройке управляемых ударных узлов для систем теплоснабжения с импульсной циркуляцией теплоносителя обрел свою актуальность и, вместе с тем, поставил новую задачу поиска доступных средств и методов для ее осуществления. Один из возможных вариантов с использованием программно-аппаратного комплекса фирмы L-Card на основе внешнего модуля E14-440 представлен в настоящей статье. Выбор данного средства обоснован тем, что он внесен в Государственный реестр средств измерений [18].

Цель данного исследования — провести настройку управляемого ударного узла с оппозитным расположением двух клапанов для качественной генерации импульсов количества движения рабочей среды (теплоносителя).

1. Теория работы управляемого ударного узла с оппозитным расположением кла-

панов. Объект исследования — ударный узел с возможностью внешнего управления переключением его двух оппозитно расположенных клапанов (рис. 1). Рассматриваемое техническое решение лежит в основе патента Российской Федерации на полезную модель [16] и работает следующим образом.

Для генерации импульсов гидравлического удара свободные торцы корпусов ударных клапанов, которые установлены в два соосных отверстия корпуса-крестовины и составляют с ним жесткую конструкцию, подключают к источнику, а свободный торец направляющей втулки подключают к приемнику рабочей среды (на рис. 1 источник и приемник не указаны). Приводной вал, установленный в сквозное технологическое отверстие центрирующей втулки, и центровочное отверстие направляющей втулки связывают с источником вращательного движения. Для этого торец вала, выведенный через сальниковое уплотнение на внешнюю сторону центрирующей заглушки, подключают к валу электродвигателя (на рис.1 не представлен).

При вращении вала с кулачком относительно центрирующей втулки и направляющей втулки, которые установлены в два других соосных отверстия корпуса-крестовины, происходит попеременное возвратно-поступательное движение штоков. При этом первый шток движется в перфорированной проставке и осевом отверстии первого корпуса ударного кла-

58

пана (на рис. 1 слева), а второй шток движется в перфорированной проставке и осевом отверстии второго корпуса ударного клапана (на рис. 1 справа).

Рис. 1. Ударный узел оппозитной конструкции с внешним управлением его клапанами: 1 — корпус-крестовина; 2, 3 — корпуса ударных клапанов;

4, 5 — сквозные отверстия для истечения рабочей среды; 6, 7 — осевые отверстия; 8, 9 — штоки; 10, 11 — ударные клапаны; 12, 13 — возвратные пружины; 14, 15 — перфорированные проставки; 16 — вал приводной; 17 — кулачок; 18 — сальниковое уплотнение; 19 —толкатели; 20 — центрирующая втулка;

21 — сквозное технологическое отверстие; 22 — направляющая втулка; 23, 24 — толкатели; 25 — центровочное отверстие; 26 — сквозные каналы для истечения рабочей среды

Поскольку каждый из ударных клапанов жестко закреплен на своем штоке, то в результате этого происходит открытие и закрытие сквозных отверстий для истечения рабочей среды попеременно в первом и втором корпусах ударных клапанов. Закрытие ударных клапанов и происходит при отсутствии механического воздействия от кулачка на штоки посредством установленных на них толкателей за счет действия скоростного напора рабочей среды, а также за счет упругости возвратных пружин.

При подаче рабочей среды от ее источника к приемнику она поступает в корпускрестовину попеременно слева (корпус первого ударного клапана — перфорированная проставка — сквозные отверстия для истечения рабочей среды) и справа (корпус второго ударного клапана — перфорированная проставка — сквозные отверстия для истечения рабочей среды) и покидает корпус-крестовину через сквозные каналы для истечения рабочей среды направляющей втулки (снизу).

В результате этого попеременно в первом (слева) или втором (справа) корпусе ударного клапана со стороны входа в них рабочей среды наблюдается гидравлический удар, потенциал которого может быть использован в зависимости от конкретной области применения рассматриваемого устройства. Например, в системах теплоснабжения это может быть интенсификация теплообмена, трансформация располагаемого напора или очистка поверхности теплопередачи от всякого рода отложений.

Изменение частоты хода ударных клапанов, а равно и частоты генерации импульсов количества движения рабочей среды в данном устройстве происходит независимо от ее расхода и обеспечивается без останова и разбора устройства путем изменения частоты вращения вала, например, посредством частотного преобразователя, питающего электропривод. Изменение амплитуды хода ударных клапанов, а равно и пропускной способности ударного узла на фиксированной частоте, обеспечивается исключительно на стадии изготовления и сборки технического решения путем подбора требуемой высоты кулачка.

59