книги из ГПНТБ / Повышение эффективности термического и механического бурения

102, 105] и применительно к горелкам станков СБО уже установ­ лены наиболее оптимальные его размеры.

В процессе стендовых исследований определяли следующие ве­ личины, существенные для сравнительной оценки огнеструйных го­ релок.

1. Суммарный расход топливных компонентов (окислителя и горючегг )

5.Импульс давления Рэксп и импульсный коэффициент фк в ка­ мере сгорания и потери тепла в охлаждающую среду по форму­ лам (1) и (7).

6.Изменение э. д. с. термопары теплоприемника в процессе его

разогрева под действием газовой струи записывалось на осцилло­ графе и расшифровывалось с помощью тарировочного графика. Полученная кривая изменения температуры датчика во времени давала возможность определить основные тепловые параметры газовой струи, среднюю по поверхности датчика эффективную тем­ пературу газа Гг, начальное (максимальное для данных условий)

значение удельного теплового потока qо и коэффициент теплоот­ дачи от газовой струи в нагреваемой поверхности а.

Расходные и термодинамические параметры. Первый этап сравнительной оценки работы огнеструйных горелок — определение их расходных и термодинамических характеристик. Для сравнения использовали промышленную камеру сгорания и камеру увеличен­ ного объема со струйной и центробежной форсунками с примене­ нием керосина и солярового масла. В процессе сравнительной оценки камер сгорания принято внутрикамерное давление равным 5- ІО5 Н/м2, горючее — керосин Т-1. Основные результаты исследо­ ваний приведены в табл. 2. По данным замеров на рис. 9 показана зависимость расхода топливных компонентов от коэффициента избытка окислителя при Рк= const. Из рис. 9 видно, что для полу­

жен наибольший расход топливных компонентов, а для рекомен­ дуемой камеры с центробежной форсункой — наименьший.

На рис. 10 представлена зависимость суммарного расхода топ­ лива от внутрикамерного давления Р1( для керосина и солярового масла и- для различных конструкций горелки при соотношении топливных компонентов ат = 1. Улучшение системы смесеобразова­

Расходные характеристики горелки с рекомендуемой камерой [горючее — керосин, виутрикамерные давления (4,9—9,81) • ІО5 Н/м2} отличаются от теоретических на 4— 15%, тогда как в промышлен­ ной камере сгорания со струйной форсункой эта разница достигает 50—60%. С ростом внутрикамерного давления действительные рас­ ходные характеристики приближаются к теоретическим, что объ­ ясняется улучшением тонкости распыла и смесеобразования. Однако это наблюдается только при Р1(>9,81 • ІО5 Н/м2.

По данным расходных характеристик определены термодинами­ ческие параметры исследуемых горелок и расход топливных ком­ понентов. Результаты измерений на режиме с внутрикамерным давлением Р„ = 4,9 • ІО5 Н/м2 приведены в табл. 3.

Т а б л и ц а 3

Для полной оценки совершенства смесеобразования и выбора объема камеры сгорания определена зависимость энергетического к. п.д. г)к от ат для исследуемых камер сгорания (рис. 12).

Энергетический к.п.д. т]к промышленной камеры сгорания со струйной форсункой на 30—35% меньше, чем у рекомендуемой ка­ меры с центробежной форсункой.

Основываясь на этих данных, можно сказать, что и параметры газовой струи при сочетании промышленная камера — струйная форсунка будут значительно занижены. Поэтому в дальнейших исследованиях это сочетание было исключено.

Для определения наиболее рационального конструктивного ва­ рианта и установления оптимального режима работы огнеструйных горелок были установлены зависимости расхода топливных

компонентов G0, Gr и G2 от коэффициента избытка окислителя ат лри внутрикамерном давлении Рк = const, соответственно равном (2,94; 4,9; 6,86; 9,81) • ІО5 Н/м2, также зависимости расхода топлив­ ных компонентов от внутрикамерного давления.

■6,86; 8,82) • ІО5 Н/м2 для камер сгорания различного объема с цент­ робежной форсункой с использованием в качестве горючего керо-

■сина (рис. 13, а, б,). Имея эти характеристики и задавая требуе­ мое внутрикамерное давление Рк, можно получить для желаемого режима работы горелки расход рабочих компонентов G0 и Gr при коэффициенте избытка окислителя атот 0,7 до 1.

Для сравнительной оценки расходных характеристик камер ■сгорания на рис. 14 показаны зависимости суммарных расходов топлива при внутрикамерном давлении (2,94; 4,9; 6,86) • ІО5 Н/м2 для керосина. Улучшение системы смесеобразования и процесса горения снижает суммарный расход топливных компонентов на 10— 15%. Значительный разброс точек на графике объясняется

■сопла допускаем, что в сопле имеет место полное расширение газа. Результаты экспериментального определения параметров газа на срезе сопла при Рк = const в зависимости от коэффициента избытка окислителя ат для керосина приведены на рис. 17 и 18.

Теоретическая кривая изменения температуры имеет максимум при ат = 0,9 (см. рис. 17). Экспериментальные кривые 2 и 3 для различных камер сгорания показывают, что температура на срезе сопла продолжает увеличиваться и при ат>0,9, а при ат = 0,95ч-1 достигает максимума. Это объясняется тем, что при увеличении расхода кислорода улучшается смесеобразование за счет более тонкого распыления горючего в потоке кислорода.

Рис. 14. Зависимость суммарного расхода компонентов топлива GB от коэффициента избытка окислителя ат для

исследуемых камер сгорания

Оптимальное же значение скорости истечения газов на срезе

Параметры газа на срезе сопла имеют максимальные значения у рекомендуемой камеры сгорания при коэффициенте избытка окис­ лителя ат = 0,75 — 0,85. Энергетический к. п. д. т)к у рекомендуемой камеры сгорания больше, чем у промышленной, на 12—20% (в за­ висимости от режима работы горелки), вследствие чего темпера­ тура газа и скорость его истечения на срезе сопла у рекомендуе­ мой камеры сгорания на такую же величину выше. Это свидетель­ ствует о том, что камера большего объема более совершенна вслед­ ствие лучшего смесеобразования и большей полноты сгорания.

ние скорости истечения газа

струйных горелок требует наличия достаточно надежных данных по тепловым параметрам. Наиболее важными из них количественно­ определяющими тепловое воздействие газовой струи на породу

l/dKp= const у горелки с рекомендуемой камерой сгорания на 18— 20% выше, чем у горелки с промышленной камерой. Эта разница менее существенна в области малых значений сст, так как имеет

Рис. 19. Изменение удельного теплового потока qa и коэффициента тепло­ отдачи а в зависимости от внутрикамерного давления Рк:

1 и 2 — объем камеры сгорания соответственно 345 • ІО-8 н 215 ■ІО-6 м3

место догорание горючего в газовой струе, что приводит к уве­ личению теплового потока. При ат> 1 догорание отсутствует и тепловой поток газовой струи у горелки с промышленной камерой сгорания на (2,9 — 3,49) • ІО6 Вт/м2 меньше, чем у горелки с реко­ мендуемой камерой сгорания.