/
Автор: Родин А.К.
Теги: распространение и энергетика излучения фотометрия отопление газоснабжение теплогазоснабжение
Год: 1987
Текст
А. К. РОДИН
ГАЗОВОЕ
ЛУЧИСТОЕ
ОТОПЛЕНИЕ
Ленинград
«Недра»
Ленинградское отделение
1987
УДК 535.2.662.983
Родин А. К. Газовое лучистое отопление.— Л.: Недра, 1987—191 с.
Рассмотрены расчет, проектирование и эксплуатация систем и установок лу-
чистого отопления и обогрева с газовыми излучающими горелками. Обобщены
результаты исследований микроклимата в помещениях, обогреваемых этнмн го-
релками. Приведены схемы и технологические установки с газовыми излучаю-
щими горелками, принципы их расчета и рекомендации по эксплуатации, про-
анализирована технико-экономическая эффективность применения систем и ус-
тановок газового лучистого отопления и обогрева.
Для работников проектных, конструкторских и эксплуатационных организа-
ций, занятых вопросами газового лучистого отопления.
Табл. 22, нл. 80, список лит. 79 назв.
Рецензент — канд. техн, наук Г. Н. Северинец (ЛИСИ)
р 2303010000—352 172_87
043(01)—87
© Издательство «Недра», 1987
ПРЕДИСЛОВИЕ
Рациональное, экономное использование энергетических ресур-
сов страны — важнейшая народнохозяйственная задача. Большая
доля энергетических затрат приходится на системы и установки
отопления и обогрева. В этой связи значительный интерес как с
технологической, так и с экономической точек зрения представляет
замена теплообмена конвекцией лучисто-конвективным или лучи-
стым теплообменом.
В последние 15—20 лет широкое применение как в СССР, так
и за границей находят системы и установки лучистого обогрева
(для отопления производственных помещений в промышленности и
сельском хозяйстве, а также для ускорения сушки и тепловой об-
работки различных материалов), нагревательными элементами в
которых служат газовые излучающие горелки (ГИГ), часто назы-
ваемые горелками инфракрасного излучения (ГИИ). В ГИГ мож-
но сжигать различные виды топлива (природный, сжиженный, до-
менный, коксовый и другие горючие газы, а также бензин). С полу-
чением в промышленных масштабах горючих газов подземной га-
зификации углей будет представлять несомненный интерес разра-
ботка ГИГ для сжигания этих газов.
Применение в технологических процессах систем и установок
с ГИГ для отопления и обогрева позволяет создать благоприят-
ные параметры микроклимата с меньшими тепловыми потерями,
чем при конвективном отоплении, повышает производительность,
улучшает качество продукции, в большинстве случаев снижает
капитальные и эксплуатационные затраты.
В основу книги легли материалы исследований, выполненных
автором в ГипроНИИГазе (г. .Саратов) и Саратовском ордена
Трудового Красного Знамени политехническом институте (СПИ).
Автор ставил своей целью рассмотреть основные вопросы, связан-
ные с расчетом и конструированием ГИГ, определением их тепло-
технических и энергетических характеристик, с расчетом и проек-
тированием на их основе систем и установок газового лучистого
обогрева. В книге изложены результаты исследований теплотехни-
ческих характеристик ГИГ и гигиенических параметров микрокли-
мата в помещениях при газовом лучистом отоплении и приведены
данные по использованию газовых излучателей для обогрева рабо-
чих мест, автотракторного парка при безгаражном его содержании
1*
3
и в некоторых технологических установках, освещены вопросы их
эксплуатации и техники безопасности. Автор рассмотрел лишь
часть общей проблемы повышения эффективности использования
топливно-энергетических ресурсов. Его работа посвящена разра-
ботке вопросов, связанных с совершенствованием сжигания топли-
ва, в частности газообразного. Проблема, решаемая автором, фор-
мулируется следующим образом: разработка теоретических основ
расчета и проектирования систем газового лучистого обогрева
производственных помещений различного технологического назна-
чения, разработка технических средств для их осуществления, экс-
периментальная проверка эффективности работы таких систем и
установок.
Автор выражает искреннюю признательность заведующему ка-
федрой теплотехники и газоснабжения ЛИСИ Г. И. Северинцу за
ценные критические замечания и советы, высказанные при рецен-
зировании рукописи.
ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ ОСНОВНЫХ ВЕЛИЧИН
А — поглощательная способность тела
с — теплоемкость удельная, Дж/(м3-К) [Вт/(м2-К-4)]
С — коэффициент излучения, Вт/(м2-К4)
dB — влагосодержание воздуха в помещении, кг/м3
dors — диаметр огневых каналов, мм
D — пропускательная способность (оптическая прозрачность) тела
Е, q—поверхностная плотность энергии (удельная тепловая нагрузка),
Вт/м2
£0 — интегральный поток для всех длин волн, Вт (Дж/с)
£ох» ?ол—поток собственного излучения, Вт (Дж/с)
Ботр — поток отраженного излучения, Вт (Дж/с)
£пад, <7пад — энергетическая освещенность (облученность), Вт-м2
F — площадь поверхности теплообмена, м2
Бпр — площадь поверхности теплообмена взаимная расчетная (приведен-
ная), м2
G — расход газа, м3/ч
Js — удельная облученность, Вт/м2
М — энергетическая светимость, Вт/м2
М — метаболическая теплота, Вт (Дж/с)
qK — облученность комфортная, Вт/м2
Q — поток излучения, Вт
Qj_2 — полный результирующий поток, Вт/м2
Qa — поглощенная энергия, кВт
Qu — общее количество излучаемой теплоты, кВт
(?икер — теплота, излучаемая керамическим насадком, кВт
Qu" — теплота, излучаемая пламенем, кВт
Скорп — тепловые потери корпусом излучателя, кВт
QKKopn _ конвективные тепловые потери корпусом излучателя, кВт-
QH — объемная низшая теплота сгорания, кДж/м3
(?общ — общая тепловая мощность горелки, кВт
Qy — теплота, уносимая продуктами сгорания, кВт
Qi> — пропускаемая энергия, кВт
Qk — номинальная радиационная мощность, кВт
Qu — отраженная энергия, кВт
R — отражательная способность тела
Т — температура термодинамическая, К
t — температура, °C
Vdc — объем сухих продуктов сгорания, м3
Vco2—объем углекислого газа, м3
объем водяных паров, м3
w — скорость ветровой нагрузки, м/с
W—энергия излучения, Дж
а — коэффициент избытка воздуха
ак—коэффициент тепловосприятия при свободной конвекции, Вт/(м2-К)>
5
е — степень черноты тела
®Л •—спектральная степень черноты
£ —• коэффициент ослабления потока излучения
т]т — теоретическое значение лучистого (пирометрического) КПД
X— длина волны, мкм
о — приведенный коэффициент излучения, кВт/(м2-К4)
о — среднее квадратическое отклонение энергетической облученности
поверхности
<р — угловой коэффициент
ф —• коэффициент энергопотребления
1 СИСТЕМЫ ЛУЧИСТОГО ОТОПЛЕНИЯ
И УСТАНОВКИ ОБОГРЕВА ГАЗОВЫМИ
ИЗЛУЧАЮЩИМИ ГОРЕЛКАМИ
1.1. Предпосылки применения лучистого отопления
В современных теплотехнических системах и установках все шире приме-
няют радиационные методы передачи тепловой энергии. Причем это относите»
как к системам отопления зданий и сооружений, так и к различным нагрева-
тельным устройствам н агрегатам. Преобразование тепловой энергии в излуче-
ние— довольно простой и эффективный способ передачи энергии от нагрева-
теля к нагреваемым объектам.
В теплотехнической практике начиная с 30-х годов достаточно широко при-
меняются излучатели и излучающие панели, в которых в качестве энергоноси-
телей используются горячая вода, пар, нагретый воздух, продукты сгорания и
электричество. В конце 40-х годов проф. М. Б. Равич на основании работ, про-
веденных в лаборатории беспламенного горения Энергетического института АН
СССР (ныне Энергетический научно-исследовательский институт им. Кржижа-
новского), указывал, что для технологических нужд и отопления производст-
венных помещений можно использовать газовые радиационные горелки, работа
которых основана на принципе беспламенного сжигания газа. Разновидностью
таких горелок, широко применяемых в теплотехнической практике, являются
ГИГ.
Интенсификации технологических процессов, повышения коэффициента по-
лезного действия (КПД) энергетических установок, улучшения качества изде-
лий, требующих для их изготовления термообработки, можно достичь путем
замены конвективного обогрева лучисто-конвективным или лучистым теплооб-
меном. Во многих случаях особенно эффективны для этих целей ГИГ, которые
широко используют в терморадиационных установках низко- и среднетемпера-
турного нагрева. Перспективно их применение в строительной индустрии: как
для термообработки стеновых панелей и изделий из полимербетона, так и при,
омоноличивании стыков, для сушки штукатурки, производства стеклотканей,
при выполнении кровельных работ рулонными материалами и других техноло-
гических процессов.
Для применения систем лучистого отопления зданий и сооружений с ис-
пользованием ГИГ существуют объективные предпосылки. Так, системы н уста-
новки лучистого отопления в производственных помещениях различного назна-
чения позволяют создать благоприятные параметры микроклимата в обслужи-
ваемой зоне илн на отдельных рабочих местах.
Быстрые темпы развития техники, стремление к максимальному использова-
нию производственных площадей, внедрение комплексной механизации и авто-
матизации производства требуют новых конструктивных и объемно-планировоч-
иых решений при промышленном строительстве. Возводят промышленные зда-
ния, большие по объему и площади, с одним, часто бесфонарным, перекрытием.
Новые архитектурные и конструктивные решения элементов зданий из стекла,,
металла и сборного железобетона требуют устройства новых эффективных и
вместе с тем экономичных систем отопления. Стены со сплошным остеклением
в зимний период имеют низкую по сравнению с воздухом помещения темпера-
туру, что обусловлено большим коэффициентом теплопроводности стекла и от-
рицательно сказывается на тепловом ощущении людей, так как при этом уве-
личивается радиационная составляющая тепловых потерь человеком в помеще-
нии. Конвективные системы отопления для таких зданий малоэффективны, осо-
г
Сонно прн больших строительных объемах и кратностях воздухообмена, потому
что компенсация радиационных тепловых потерь человеком требует повышения
температуры воздуха в помещении. При этом возникает необходимость нагре-
вать весь объем воздуха в помещении до расчетной температуры.
Многолетняя практика строительства и эксплуатации систем конвективного
«отопления с применением в качестве теплоносителя воды и пара показала, что
такие системы имеют ряд существенных недостатков. Наличие промежуточного
теплоносителя в конвективных системах отопления, какими являются вода и пар,
снижает КПД топлива. По данным Гипроэнергопрома (г. Москва) затраты на
приготовление теплоносителя и на его подачу нагревательным приборам состав-
ляют около 60—65 % от полной стоимости системы отопления. Кроме того, си-
стемы конвективного отопления металлоемки, трудоемки по монтажу, требу-
ют больших капитальных вложений и эксплуатационных затрат. Конвективный
перенос теплоты, сопровождающийся перемещением нагретых масс воздуха,
приводит к нагреву всего воздуха в помещении. При этом массы воздуха с бо-
лее высокой температурой стремятся в верхнюю часть здания, а нижняя, ра-
бочая, зона остается менее нагретой. При таком распределении теплоты при-
ходится для обеспечения нормальных температурных условий в рабочей зоне
допускать перегрев верхней зоны. Значителен градиент температуры воздуха по
высоте помещения, достигающий в промышленных зданиях высотой более 6 м
в среднем 7—10 °C, что приводит к большим непроизводительным потерям теп-
лоты. С санитарно-гигиенической точки зрения недостатком конвективных си-
стем отопления является неравномерное распределение температуры воздуха
как по высоте, так и по площади отапливаемого помещения, а также низкий уро-
вень радиационной температуры помещения.
Системы лучистого отопления, в которых в качестве нагревательных прибо-
ров применяют ГИГ, в основном лишены недостатков конвективных систем
отопления, более эффективно используют теплоту сжигаемого газа и создают
благоприятные условия микроклимата для работающих.
В конце 50-х — начале 60-х годов системы газового инфракрасного обогре-
ва стали широко применяться за границей: в Англии, Венгрии, ГДР, ФРГ, США
м других странах. В СССР первые системы газового лучистого отопления про-
мышленных зданий были осуществлены автором в г. Саратове в 1962 г. на за-
воде тяжелых зуборезных станков, а в 1964 г. на заводе «Строймаш». В настоя-
щее время такие системы находят все более широкое применение: для отопле-
ния зданий и сооружений большого объема, для зонного обогрева, т. е. обогре-
ва части площади здания, вызванного санитарно-гигиеническими или технологи-
ческими требованиями; при отоплении зданий и сооружений, для которых по
экономическим соображениям нецелесообразно строить котельные или развивать
мощность существующих котельных на производство теплоты для покрытия
отопительно-вентиляционных нагрузок; для обогрева открытых и полуоткрытых
площадок различного назначения, а также для поддержания мобильного со-
стояния автотракторного парка при его безгаражном содержании. Максималь-
ное использование производственных площадей, интенсификация производства
ш экономическая целесообразность часто требуют от проектировщиков и произ-
водственников располагать оборудование на открытых и полуоткрытых пло-
щадках. Вопросы обогрева рабочих мест и оборудования на открытых площад-
ках удачно решаются за счет использования некоторых видов ГИГ, специально
•сконструированных для работы на открытом воздухе, устойчиво работающих
три воздействии неблагоприятных метеорологических факторов: ветра, дождя,
снега и т. п.
Анализ работы систем лучистого отопления с ГИГ показывает, что суще-
ствуют санитарно-гигиенические, конструктивные и экономические предпосылки,
«обусловливающие их применение. Человек и теплокровные животные в процессе
жизнедеятельности выделяют тепловую энергию, которая отводится в окружаю-
щую среду. Количество отводимой теплоты должно быть строго определенным
® зависимости от активности организма, одежды человека, температуры возду-
ха в помещении и температуры на внутренних поверхностях ограждающих кон-
струкций, а также от подвижности окружаюшего воздуха. Если же оно превы-
шает это определенное количество, то организм начинает мерзнуть, если же оно
меньше — ощущается перегрев организма.
8
По данным современных гигиенистов и зоологов, для создания благоприят-
ных (комфортных) микроклиматических условий недостаточно просто организо-
вать отвод излишков теплоты. Очень важна качественная сторона теплообмена^
Имеет существенное значение, какая часть теплоты отводится от организма кон-
векцией, излучением, испарением и кондукцией (теплопроводностью). Послед-
няя составляющая имеет особенно важное значение при рассмотрении теплооб-
мена животных. Доказано, что самочувствие человека и благоприятное состояние
животных значительно улучшаются, если большая часть тепловых потерь орга-
низмом происходит за счет конвекции, а меньшая — посредством лучеиспуска:-
ния. Такое соотиошеине теплообмена может быть достигнуто в системах отоп-
ления, при работе которых температура внутренних поверхностей ограждающих:
конструкций или средняя лучистая температура помещения превышает темпе-
ратуру воздуха в нем, что как раз и приводит к уменьшению отдачи теплоты
посредством излучения и увеличению за учет конвекции.
Исследования советских и зарубежных гигиенистов показали, что необходи-
мо стремиться к тому, чтобы, не нарушая условий комфорта, температура воз-
духа в помещении была несколько выше 10 °C, так как это улучшает экзотер-
мические реакции, протекающие в организме. Организовать теплообмен в отап-
ливаемом помещении или обогрев части его таким образом, чтобы были выпол-
нены вышеперечисленные условия, можно при использовании систем лучистого,
обогрева с ГИГ в качестве излучателей. Аналогично можно решить вопросы
обогрева рабочих мест и площадок на открытом воздухе, открытых и полуот-
крытых остановок трамвая, троллейбуса и другого транспорта, витрин мага-
зинов, отдельных узлов технологических трубопроводов и различного оборудо-
вания.
При выборе системы отопления для сельскохозяйственных зданий (животно-
водческих ферм и птицефабрик) следует учитывать, что в них всегда повышен-
ная влажность, которая неблагоприятно влияет на развитие и рост животных в
птиц, служит источником простудных заболеваний. Опыт эксплуатации систем
газового инфракрасного отопления и обогрева в сельскохозяйственных поме-
щениях показывает, что онн создают благоприятный температурно-влажностный
режим как воздуха, так и строительных ограждений и подстилки.
В последние годы в строительстве гражданских, промышленных и сельско-
хозяйственных зданий наметилась тенденция — использовать малотеплоемкие-
материалы в элементах ограждающих конструкций. Внутренние поверхности этих
ограждений в зимний период имеют более низкую температуру по сравнению с
воздухом помещения, что может привести к дискомфорту вследствие резкого,
увеличения тепловых потерь организмом за счет излучения. Компенсировать уве-
личение лучистой составляющей в общем балансе этих потерь можно, применяя
лучистые системы отопления.
Во многих случаях не требуется создания комфортных микроклиматических
условий во всем строительном объеме зданий или сооружений. Так, в метал-
лургической промышленности, где многие технологические процессы происходят
с большим выделением теплоты, необходим лишь зонный обогрев холодных
участков и пролетов. Его применяют также при бройлерном выращивании птиц,
при стойловом содержании и выращивании животных. Один из наиболее раци-
ональных вариантов зонного обогрева — системы с ГИИ. Системы и установки
отопления с ГИГ рекомендуется применять в промышленных цехах большого
объема, со значительными кратностями воздухообмена, в производственных
помещениях с малотеплоемкими и нетеплоемкими ограждениями, а также в
таких, где по технологическим требованиям в разных зонах требуется различная
температурная обстановка. Такими системами отопления можно оборудовать
помещения, используемые в течение относительно короткого времени: спортив-
ные манежи, теннисные корты, частично открытые, защищенные от ветра мон-
тажные и сборочные площадки, спортивные трибуны, террасы, кафе, витрины
и другие аналогичные сооружения. Целесообразно применять этн системы и ус-
тановки отопления на животноводческих фермах и птицефабриках, где по тех-
нологическим условиям требуются местный обогрев молодняка, птиц, полная
или частичная компенсация дефицита теплоты для нужд отопления и вентиля-
ции стойловых помещений.
9
Гигиенические и конструктивные предпосылки использования высокотемпе-
ратурных систем лучистого отопления и обогрева с ГИГ необходимо подкреп-
лять технико-экономическими расчетами.
1.2. Технико-экономические показатели
На оборудование наиболее распространенных в настоящее вре-
мя конвективных систем отопления зданий с использованием в ка-
честве теплоносителя пара и воды, как правило, ложится значи-
тельная доля капитальных затрат. Большие капитальные вложе-
ния, металлоемкость и значительные эксплуатационные расходы
.делают их неэкономичными в тех промышленных цехах и поме-
щениях, в которых по технологии на больших производственных
площадях занято небольшое число работающих, в цехах и помеще-
ниях, где большая кратность воздухообмена и где положительная
температура в зимний период поддерживается для обеспечения
нормальной работы механизмов и оборудования. Для создания не-
обходимых микроклиматических (температурных) параметров на-
званных объектов технически и экономически оправданно примене-
ние систем и установок лучистого отопления и обогрева с ГИГ в
качестве отопительных приборов. Малая инерционность, возмож-
ность быстрого перехода от общего отопления к зонному обогреву,
низкие эксплуатационные расходы — все эти факторы свидетель-
ствуют о неоспоримом преимуществе систем с ГИГ для отопления
различных зданий и сооружений.
В настоящее время очень трудно дать детальный анализ эконо-
мичности систем и установок отопления с ГИГ. Однако на основа-
нии исследований, выполненных рядом организаций как в СССР
(ВНИИГаз, МосгазНИИпроект, ГипроНИИГаз, Ленгипроинжпро-
ект и др.), так и за рубежом (Венгерский институт по строитель-
ству, западногерманская фирма «Шванк», французская фирма
'«Антаргаз» и т. д.), мы располагаем некоторыми данными, харак-
теризующими эти системы с экономических позиций. Существен-
ным фактором является срок службы насадка излучателя. По дан-
ным фирм «Шванк», «Антаргаз» и других применение газовых из-
лучателей выгодно, если излучающий насадок не выходит из строя,
проработав более 5000 ч. Системы отопления производственных
помещений, имеющие излучатели с таким сроком службы насадка,
ло технико-экономическим показателям превосходят системы воз-
.душного отопления. Керамические насадки долговечны, надежны,
но хрупки при механическом воздействии (ударе). Опыт эксплуа-
тации систем отопления и обогрева с ГИГ на саратовском заводе
«Строймаш», на Новолипецком металлургическом комбинате и дру-
гих объектах показал, что при правильной эксплуатации не наблю-
далось разрушения керамики насадка по истечении 12 450 ч работы
и более, т. е. излучатели работают без разрушений три и более
отопительных сезона.
Теплотехнические расчеты и практика эксплуатации систем с
ГИГ для отопления промышленных зданий показывают, что при-
J0
менение их дает экономию по теплу по сравнению с другими ото-
пительными системами. Например, при использовании высокотем-
пературных лучистых систем отопления в помещениях с малотеп-
лоемкими и нетеплоемкими ограждениями эта экономия может до-
стигать 40—50 % •
По данным МосгазНИИпроекта при применении систем отопле-
ния с ГИГ в зданиях облегченного типа (кафе, магазины и т. д.).
капитальные затраты уменьшаются в 1,9—2,8 раза, металловложе-
ния в 7 раз, а эксплуатационные расходы в 3—4 раза по сравнении*
с центральным отоплением. Как показал технико-экономический
анализ, проведенный Сантехпроектом (Алма-Ата), при зонном обо-
греве капитальные вложения на 1 м2 обогреваемой площади со-
ставляют 17,5 руб, а при воздушном отоплении — 54,1 руб. Капи-
тальные затраты при применении ГИГ уменьшаются в 3,1 раза.
По данным лаборатории технико-экономических изысканий Гипро-
НИИГаза при отоплении с ГИГ больших производственных поме-
щений капитальные вложения в 1,12 раза превышают соответ-
ствующие затраты на системы воздушного отопления. Увеличение-
капитальных вложений вызвано применением дорогостоящих си-
стем автоматического дистанционного управления горелками. В на-
стоящее время разработаны надежные и сравнительно недорогие-
системы автоматики, которые по капитальным вложениям на 30—-
40 % дешевле применявшихся ранее. Поэтому данные Гипро-
НИИГаза следует считать завышенными примерно на 20—25 %..
Эксплуатационные же расходы при инфракрасном отоплении
почти в 6 раз меньше, чем при воздушном. Условно годовая эко-
номия в расчете на одну горелку типа ГИИ-19А, ГК-27У-1 (тепло-
вая мощность 7,424 кВт) при отоплении больших производствен-
ных помещений составляет примерно 90—200 руб. при расчетных
зимних температурах наружного воздуха /н.в минус 20—35 °C.
Приведенные данные дают неполную технико-экономическую
оценку системам и установкам отопления с ГИГ. В связи с этим
необходимо рассмотреть некоторые вопросы рационального исполь-
зования и экономии энергоресурсов. Следует отметить, что понятия
«экономия» и «рациональное использование» энергоресурсов, на-
ходясь в неразрывной связи, требуют при их реализации деталь-
ного системного анализа, соответствующей очередности и часто
различного технико-экономического подхода. Главная роль при
этом принадлежит рациональному выбору энергоносителя. Наме-
тившаяся в последние годы тенденция перевода некоторых отрас-
лей народного хозяйства на использование электронагревательного
оборудования во многих случаях экономически неоправданна и от-
рицательно сказывается на показателях использования топливо-
энергетических ресурсов страны.
Наиболее высокопотенциальный вид энергии — электрическая—•
должен применяться в нагревательных системах и технологических
установках лишь в тех случаях, когда вид энергии непосредствен-
но влияет на технологический процесс, на качество выпускаемой
продукции. С учетом специфики энергоснабжения жилищно-ком-
11
мунального хозяйства большинства городов и населенных пунктов
Машей страны таких энергоемких отраслей народного хозяйства,
как металлургия, машиностроение, электроэнергетика [тепловые
электрические станции (ТЭС), теплоэлектроцентрали (ТЭЦ)], в
XII пятилетке и в последующие 10—15 лет предусматривается, что
одним из наиболее дешевых и доминирующих видов топлива будет
природный газ. Неоспоримо преимущество газового топлива перед
электроэнергией и с точки зрения совершенствования использова-
ния топливно-энергетических ресурсов.
В настоящее время более 4/5 электроэнергии в стране выраба-
тывается тепловыми электростанциями, в которых сжигается более
1/4 добываемого природного газа *. При этом во многих техноло-
гических установках нагрева и сушки идет обратный процесс пре-
вращения электрической энергии в тепловую. Экономический «эф-
фект» такого процесса можно выявить, сопоставив показатели ис-
пользования топливно-энергетических ресурсов. Для этого рассмо-
трим две схемы энергоснабжения.
Первый вариант —газ подается на ТЭС, где сжигается с целью
производства электроэнергии, которая поступает к потребителю
.для получения тепла. КПД ТЭС конденсационного типа равен
0,25—0,3; коэффициент перевода электрической энергии в тепло-
вую-— 90 %, а общий коэффициент использования топлива при
этом не превышает 27 %. Для ТЭЦ коэффициент использования
топлива выше, чем для ТЭС, и составляет 55 %. Второй вариант —
таз подается непосредственно потребителю (система отопления или
нагревательная установка), где сжигается для получения тепла.
В системах отопления и нагревательных установках, использую-
щих ГИГ, только при лучистом теплообмене КПД их будет равен
КПД горелки, а при лучисто-конвективном — значительно превы-
шает последний. При этом коэффициент преобразования топлива
«составляет 65—95 % > а следовательно, и КПД системы или уста-
новки будет таким же.
Рассмотренные выше соображения и показатели позволяют сде-
лать вывод: во многих случаях системы и установки с ГИГ имеют
существенные преимущества перед системами конвективного теп-
лообмена с различными энергоносителями. Однако следует иметь
IB виду негативные стороны этих систем и устройств: поступление
продуктов сгорания в отапливаемое помещение (за исключением
случаев применения ГИГ или каминов, оборудованных ГИГ, с от-
водом продуктов сгорания), пожароопасность, сложность регули-
рования тепловой мощности в зависимости от изменения темпера-
туры наружного воздуха, иногда необходимость длительной венти-
ляции. Указанные обстоятельства необходимо учитывать как при
технологическом обосновании, так и при проектировании систем
и установок отопления с ГИГ.
* Доклады Всесоюзного научно-технического семинара «Опыт рационального
использования крупными промышленными предприятиями и тепловыми электро-
станциями топливно-энергетических ресурсов и сокращения их вредных выбро-
сов в атмосферу» (ЦП НТОЭиЭП). Л., 1982.
12
1.3. Законы и особенности лучистого теплообмена
Для того чтобы понять сущность лучистого теплообмена, дей-
ствие лучистых отопительных устройств и систем, необходимо зна-
ние основных физических законов инфракрасного излучения. Лу-
чистый теплообмен представляет собой теплообмен между телами
с разной температурой поверхности посредством инфракрасного из-
лучения, т. е. электромагнитного излучения, занимающего область
спектра электромагнитных волн от 0,77 до 340 мкм (диапазон волн
дан в соответствии с рекомендациями Комитета технической тер-
минологии АН СССР). При этом диапазон 340—100 мкм считается
длинноволновым, 100—15 мкм — средневолновым, а 15—0,77 мкм —
коротковолновым. Коротковолновая часть инфракрасного спектра
примыкает к видимому свету, а длинноволновая сливается с обла-
стью ультракоротких радиоволн. В связи с этим инфракрасное
излучение распространяется прямолинейно, преломляется, отража-
ется и поляризуется, так же как видимый свет. В то же время,
подобно радиоволнам, оно может проходить сквозь некоторые ма-
териалы, непрозрачные для видимого излучения.
Любое тело, имеющее температуру выше абсолютного нуля,
излучает тепловую энергию в инфракрасном диапазоне спектра
электромагнитных волн. Различные тела при одной и той же тем-
пературе обладают различной лучеиспускательной способностью,
которая зависит от природы и строения тел, а также от формы и
состояния их поверхности. Электромагнитное излучение имеет двой-
ственную корпускулярно-волновую природу. Электромагнитное по-
ле обладает квантовым характером. Квантами его являются фото-
ны. При взаимодействии с веществом фотон поглощается его ато-
мами, передает свою энергию электрону, а сам исчезает. При этом
возрастает энергия тепловых колебаний атомов в молекулах ве-
щества, т. е. энергия излучения переходит в теплоту. Перенос энер-
гии происходит от тела с более высокой температурой к телу с
меньшей температурой.
Основной величиной является энергия излучения W, из-
меряемая в джоулях (Дж). Потоком излучения называют
среднюю мощность излучения за время, значительно превышаю-
щее период колебания (энергия излучения за единицу времени).
Единица потока излучения — джоуль на секунду (Дж/с) или обще-
принятое— ватт (Вт).
Q=dW!dt. (1.1)
Общее количество излучаемой телом энергии, падающей на об-
лучаемое тело в единицу времени:
Q = Q^+Q«+QO. (1-2)
Если общее количество излучаемой энергии принять за 1, то
QaIQ+QrIQ+QdIQ = \. (1.3)
13
Интегральный поток, испускаемый с единицы поверхности, но-
сит название поверхностной плотности потока инте-
грального излучения, измеряемой в ваттах на метр квадратный
(Вт/м2):
E = dQ/dF, (1.4)
где d Q — поток излучения, испускаемый элементарной площадкой
d F, Вт. Поток излучения со всей поверхности выразится интегра-
лом
Q= f FdF. (1.5)
Если поток излучения d Q падает на поверхность d F, поверх-
ностная плотность потока излучения называется энергетиче-
ской освещенностью (облученностью) Епгл:
E^ = dQ/dF. (1.6)
Если поток излучения d Q испускается поверхностью d F, по-
верхностная плотность потока излучения называется энергети-
ческой светимостью М:
M = dQfdF. (1.7)
Для каждого из участвующих в лучистом теплообмене тел су-
ществует несколько потоков излучения: поток собственного излу-
чения Е, зависящий от температуры Т и оптических свойств тел;
поток падающего излучения £пад; потоки поглощенного, отражен-
ного и пропускаемого излучения, сумма которых равна £пад- В об-
щем случае среда, разделяющая тела, может поглощать излучение
и вносить поток собственного излучения.
При лучистом теплообмене между несколькими телами каждое
тело характеризуется потоком эффективного излучения:
£эф=£+£отр=£+(1-Л)£пад. (1.8)
Тело, для которого при любой температуре Л=1, А? = 0 и 0=0,
называется «абсолютно черным». Существует понятие «черное из-
лучение». Этот вид излучения соответствует температурному рав-
новесию тела, и количество испускаемой энергии излучения опре-
деляется только температурой тела и не зависит от его природы.
Этому понятию и отвечает абсолютно черное тело, которое способ-
но поглощать всю падающую на него энергию излучения.
Поток собственного монохроматического излучения £0> абсо-
лютно черного тела для заданной длины волны X и температуры
Т определяется законом Планка:
£ох=Ж Т). (1.9)
Интегральный поток для всех длин волн определяется законом
Стефана — Больцмана:
£о= J £oxtft= J f(X, Т)б&=Со(77100)4, (1.10)
о о
где Со = 5,75 — Вт/(м2-К4)—коэффициент излучения абсолютно
черного тела.
14
Абсолютно черных тел в природе не существует. Излучение ре-
альных тел в зависимости от их физических свойств может проте-
кать по-разному. По характеру излучения реальные тела можно
разделить на две группы: с серым излучением и с селективным из-
лучением.
Для описания излучения тел первой группы приемлемы все за-
коны, которым подчиняется излучение черного тела, если по ин-
тенсивности эти излучения различаются только постоянным множи-
телем. который не зависит от длины волны. Поэтому для серых тел
закон Стефана — Больцмана может быть записан в виде:
£т = С(7’/100)4. (1.11)
Отношение энергии излучения серого тела к энергии излучения
черного при той же температуре называют степенью черноты
тела е:
е=С/Со. (1.12)
Зная е, можно подсчитать энергию излучения серого тела:
£г=еСо(7’/1ОО)4 = е-5,75(7’/1ОО)4. (1.13)
Селективным, или избирательным, называется такое излу-
чение, которое наблюдается лишь в отдельных узких участках
•спектра электромагнитных колебаний.
Связь между излучательной и поглощательной способностями
тела устанавливает закон Кирхгофа: отношение излучательной
способности тела Ес, т к его поглощательной способности Ат не
зависит от природы тела и равно излучательной способности абсо-
лютно черного тела До, т при той же температуре, т. е.
Ес, г / Ау=£о, т. (1.14)
Закон Планка устанавливает зависимость спектральной интен-
сивности излучения абсолютно черного тела от его температуры Т
и длины волны X:
Дох =2лС.Х~5/ (ес2/(хп_1), (1.15)
где Ci — постоянная, равная 5,944- 10“17Вт-м2; С2 — постоянная,
равная 1,4388-10~2м-К-
По закону смещения Вина максимум интенсивности излучения
с повышением температуры смещается в сторону коротких волн
спектра:
ХтТ=Д, (1.16)
где Хг— длина волны в максимуме спектральной характеристики,
мкм; К — постоянная, равная 2897 мкм-К. Другими словами, за-
кон Вина гласит, что произведение длины волны в максимуме спек-
тральной характеристики излучения на абсолютную температуру
является величиной постоянной. На основании данного закона
можно определить длину волны, которая соответствует максимуму
интенсивности излучения абсолютно черного тела.
15
(1-17)
(1-18)
Лучистый теплообмен между телами — это сложный процесс,
при котором происходят многократные поглощения и отражения
лучистой энергии, постоянно затухающие. В расчетах отопитель-
ных устройств и систем многократным отражением и поглощением
можно пренебречь. Лучистый теплообмен между телами определя-
ется потоком результирующего излучения дрез, Вт/м2:
f/рез = Е3ф £пад.
Решив равенства (1.8) и (1.17), получим
Е3ф = <7рез ( 1 — 1/Л) А~Е/А.
На основании законов Стефана — Больцмана и Кирхгофа мож-
но записать следующие соотношения:
£1 = е1Со(Т1/100)4; £2 = е2Со(7’2/1ОО)4; е1=А; е2=А2.
Совместив приведенные выше выражения, получим формулу
для плотности потока результирующего излучения двух тел:
ф,2 = 8прСо[(7'1/Ю0)4- (72/100)4], (1.19)
1
где епр= -г,—т-п---г — приведенная степень черноты.
В простейшем случае лучистого теплообмена между серыми
непрозрачными телами, разделенными прозрачной средой, при диф-
фузном излучении количество теплоты, которое передается в еди-
ницу времени от одного тела с температурой 7\ другому телу с
температурой Т2, полный результирующий поток, Вт/м2,
= епрСо£„р [ (Tt/100)4- (Т2/100)4], (1.20)
где епр — приведенная степень черноты обоих тел; £пр— взаимная
расчетная площадь поверхности теплообмена, м2.
Бпр=[1+(1/Е1-1)<р1-2+(1/Е2-1)<р2_1]"1 (1.21)
(здесь Е], е2 — степень черноты тел 1 и 2; <pi~2, <p2-i — средние угло-
вые коэффициенты, или коэффициенты облученности, учитываю-
щие, какая доля общей энергии излучения, испускаемой поверхно-
стью тела 1, падает на тело 2 и тела 2 на тело 1); £пр— взаимная
расчетная площадь поверхности теплообмена, м2:
Fnp = <fi-2Fi—<f2-iF2. (1.22)
Коэффициент облученности ср является комплексным геометри-
ческим параметром, зависящим от формы поверхностей тел, их
размеров, взаимного расположения и расстояния между телами:
ф1-2 = Fi-z/Ft', <p2-i = £2~j/£2, (1-23)
(где Fi-2=F2_] = Fпр), и определяется в общем виде по формуле
двойного интегрирования, полученной на основании закона Лам-
берта. Закон Ламберта точно соблюдается лишь для абсолютно
черных тел и устанавливает, что наибольшее количество энергии
несет излучение (независимо от длины волны), направленное по
нормали к излучающей поверхности. В других направлениях коли-
16
чество излучаемой энергии будет меньше и пропорционально коси-
нусу угла между направлением излучения и нормалью к излучаю-
щей поверхности:
Ev —Ея cos <р, (1-24)
где Ен — количество энергии, излучаемой по нормали к поверхно-
сти излучения; —количество энергии, излучаемой по направле-
нию, составляющему с нормалью угол <р.
Закон пропорциональности обратных квадратов показывает, что
облученность от точечного источника излучения обратно пропор-
циональна квадрату расстояния от источника до облучаемой по-
верхности. Этот закон выполняется достаточно точно лишь тогда,
когда линейные размеры источника излучения значительно меньше
расстояния между источником и облученной поверхностью.
2 Зак. 76
2 ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ, ГИГИЕНИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ И ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА
ГАЗОВЫХ ИЗЛУЧАЮЩИХ ГОРЕЛОК
2.1. Виды и типы горелок
Газовые излучающие горелки (в СССР и особенно за рубежом за ними ус-
тойчиво закрепилось название «газовые инфракрасные излучатели») — горелки,
® которых осуществляется беспламенное сжигание газа с большой теплонапря-
женностью, при этом значительное количество теплоты передается излучением
в окружающее пространство от излучающей поверхности горелки. В качестве
излучающего насадка могут применяться плитки керамические как перфориро-
ванные (с различным диаметром перфорации), так и пористые или щелевые
(с сеткой-экраном из нихромовых сплавов); металлические и сетчатые насадки
с двумя сетками или большим числом их, а также различные типы каталити-
ческих насадков.
Исследованием принципов беспламенного сжигания газа и разработкой из-
лучающих горелок занимались и занимаются многие научные, учебные и проект-
ные организации и коллективы в нашей стране [Институт газа АН УССР (ИГ
АН УССР), Академия коммунального хозяйства им. К. Д. Памфилова, Гипро-
НИИГаз, СКВ «Газприборавтоматика», МосгазНИИпроект, ЮжНИИгипрогаз,
ВНИИпромгаз, Ленинградский инженерно-строительный институт (ЛИСИ), Са-
ратовский и Куйбышевский политехнические институты, ВНИИторгмаш и др.]
и за рубежом (фирмы «Антаргаз» и «Асей» во Франции, «Шванк» в ФРГ, «Ка-
лоргаз» и «Радиант-Хейтинг» в Англии, а также исследовательские подразде-
ления и государственные предприятия Венгрии, Чехословакии, Румынии, Поль-
ши, Болгарии и ГДР).
Большой вклад в исследование и разработку методов сжигания газа с ин-
тенсификацией радиационного теплообмена внесли советские ученые: М. Б. Ра-
вич, С. Н. Шорин, А. М. Левин, Н. В. Лавров, В. А. Спейшер, В. Ф. Копытов,
И. Я. Сигал, А. Е. Еринов, К. Н. Правоверов, Н. Л. Стаскевич, О. Н. Брюханов,
В. П. Михеев, В. Ф. Дребенцов, Б. М. Кривоногое и др.
Газовые инфракрасные горелки (рис. 2.1) представляют собой разновид-
ность инжекционных горелок, рассчитываемых на работу с коэффициентом из-
бытка воздуха а=1,05, что обеспечивает полноту сжигания газа. В качестве
топлива в ГИГ могут сжигаться природный газ, сжиженные и искусственные
газы, характеризующиеся различной теплотой сгорания. В СССР серийно вы-
пускаются ГИГ, рассчитанные на использование природного и сжиженных газов.
Прп нормальной эксплуатации горелок в продуктах сгорания обнаруживаются
только следы угарного газа СО и малые концентрации или следы окислов азо-
та NOX. . - . .
Газ, выходя с большой скоростью ид'еТала 2, инжектирует необходимое для
горения количество воздуха и через йнжидаор 3 вместе с воздухом направля-
ется в распределительную камеру 4. При этом в инжекторе происходит интен-
сивное перемешивание газа с воздухом. Из распределительной камеры полностью
подготовленная для горения газовоздушнгр смесь через отверстия керамиче-
ского излучающего насадка 6 выходит на .поверхность последнего, где сгорает
в тонком (примерно 1—1,5 мм) слое. Значительная часть теплоты при горении
передается керамическим плиткам (излучателю), поверхность которых через
40—50 с после зажигания нагревается до рабочей температуры 1123—1473 К.
Поверхность излучающего насадка становится в свою очередь мощным источ-
ником теплового (инфракрасного) излучения. В зависимости от конструкции на-
18
Рис. 2.1. Схема газовой
излучающей горелки.
1 — корпус; 2 — газовое соп-
ло; 3 — инжектор; 4 — рас-
пределительная камера; 5 —
сетка-экран; 6 — излучаю-
щий насадок.
садка и его температуры количество передаваемой излучением теплоты состав-
ляет примерно 40—60 % от тепловой мощности излучателя. Для того чтобы уве-
личить интенсивность излучения, над керамическим насадком устанавливают
жаропрочную сетку-экран 5.
В качестве керамического излучателя применяют перфорированные керами-
ческие плитки размером 45X65X12 и 47X69X14 мм, которые выпускаются в
основном казанским заводом «Газаппарат» Мингазпрома СССР. Из таких пли-
ток набирают необходимую по площади излучающую поверхность. Плитки скле-
ивают огнеупорной замазкой. Диаметр огневых каналов в плитках зависит от
состава сжигаемого газа и удельной тепловой мощности на излучатель. Подроб-
но вопросы изготовления керамических насадков изложены в работе [50].
Серийно выпускаются керамические плитки с диаметром огневых каналов
1,55—0,8 мм. Число отверстий в стандартной плитке в зависимости от диаметра
может быть в среднем от 625 до 1625. Отверстия огневых каналов размещаются
таким образом, что расстояния между их центрами по всем направлениям рав-
ны, а минимальная толщина перемычек между соседними отверстиями 0,5 мм.
Суммарное живое сечение плиток по отношению к диаметру огневых каналов
колеблется от 40 до 20 %. Большое суммарное живое сечение обеспечивает ма-
лое гидравлическое сопротивление насадка и высокую тсплонапряженность из-
лучающей поверхности. Номинальная тепловая нагрузка на стандартную плит-
ку составляет примерно 464 Вт (400 ккал/ч). Отклонения от указанной нагруз-
ки зависят от диаметра и числа огневых каналов в плитке, ее химического со-
става.
Исследования зависимости температуры поверхности излучения от диаметра
огневых каналов и удельной тепловой нагрузки показали, что при больших диа-
метрах каналов температура излучающей поверхности выше, чем при меньших.
Так, при нагрузке на плитку 493 Вт температура излучающей поверхности с
диаметром каналов 1,75 мм равна 1143, с диаметром 1,55 мм — 1053, а с диа-
метром 0,85 мм — 923 К (рнс. 2.2). Температура 1173 К на поверхности перфо-
рированной плнткн с диаметрами огневых каналов 0,85 мм достигается при
удельной тепловой мощности на плитку 1113,6 Вт, что в 2,4 раза больше стан-
дартной.
Исследования устойчивой работы ГИГ, проведенные А. М. Левиным и
О. Н. Брюхановым ,[1965 г.], позволили рекомендовать для работы на природном
и сжиженном газе перфорированные керамические плитки с диаметром каналов
1,55 мм. Выбор диаметра каналов зависит от вида и состава сжигаемого газа,
а также от удельной тепловой мощности. Иногда по условиям работы излуча-
теля необходимо иметь наибольшую температуру на его поверхности, чтобы
получить наибольший поток излучения с единицы поверхности, при этом лучис-
тый (пирометрический) КПД горелки уменьшится. В этих случаях следует при-
менять керамический насадок с меньшнм диаметром огневых каналов, так как
зона развития проскока при меньшем диаметре каналов наступает при большей
удельной тепловой нагрузке.
Повысить температуру на поверхности излучения можно с помощью уста-
новки над насадком металлической сетки-экрана. При этом температура излу-
чающей поверхности в диапазоне 1073—1173 К может быть достигнута при
удельных тепловых нагрузках (поверхностной плотности энергии) 127,6—
220,4 кВт/м2, что соответствует 413—715 Вт на стандартную плитку размером
47X69X14 мм (рис. 2.3). В качестве сетки-экрана рекомендуется применять
С»
19
Рис. 2.2. Зависимость температуры
излучающей Тп (I—3) и тыльной
Тт (4—6) поверхностей керамиче-
ских плиток от тепловой мощно-
сти.
Диаметр отверстий, мм: 1, 4 —
2, 5 — 1,55; 3, 6 — 0,85.
Рис. 2.3. Зависимость температуры из-
лучающей поверхности керамической
плитки с диаметром отверстий 0,85 мм
от удельной тепловой мощности.
1 — при воздействии сетки-экрана; 2 — на сет-
ке-экране; 3 — без сетки-экрана.
нихромовые жаропрочные сетки марки 1Х18Н9Т № 2—1,2, которые наиболее
устойчивы к температурным воздействиям, а оптимальное расстояние сетки-эк-
рана от керамического насадка 5—6 мм. Сетка-экран служит добавочным вто-
ричным излучателем. При прочих равных условиях наличие ее позволяет сни-
зить температуру уходящих продуктов сгорания, что увеличивает КПД излу-
чателя. Из графиков зависимости температуры излучателя от удельной тепловой
нагрузки (рис. 2.3) видно, что при стандартной тепловой нагрузке 150 кВт/м2
температура излучателя достигает 1098, а сетки-экрана 1033 К. При увеличении
тепловой нагрузки в 2 раза отмечается рост температуры (1293 и 1193 К соот-
ветственно), что приводит к увеличению теплообмена прямым излучением при-
мерно в 2 раза.
Проскок пламени для керамического насадка с диаметром огневых каналов
0,85 мм при установке сетки-экрана наступает при удельной тепловой нагрузке
382,8—406 кВт/м2 (метановоздушная смесь), температура излучающей поверх-
ности при этом 1373—1473 К. Развитие проскока начинается постепенно пере-
мещением зоны горения из тонкого слоя над керамическим насадком в каналы
плитки. Сначала плитка при температуре около 1323 К начинает раскаляться,
каналы приобретают одинаковый цвет с перегородками, затем перегородки на-
чинают темнеть, а зона горения уходит в каналы. В момент проскока темпера-
тура перегородок резко падает, пламя проникает из огневых каналов в смеси-
тельную камеру и газовоздушная смесь горит в ней; поверхность н каналы плит-
ки оплавляются и керамический насадок выходит из строя. При этом возможен
выход из строя инжектора и корпуса горелки.
Наряду с плоскими перфорированными плитками применяют плитки с реб-
ристой или холмистой поверхностью излучателя, что улучшает условия тепло-
обмена между фронтом горения и поверхностью излучения. При этом темпера-
тура последней возрастает, а повышения тепловой нагрузки на плитку не про-
исходит. Условия работы излучающих перфорированных плиток с ребристой по-
верхностью подробно изучены В. Ф. Дребенцовым [1967 г.]. Наличие ребер и
перфорация с малым диаметром каналов (йОтв = 0,8 мм) позволяют получить
температуру на поверхности излучения керамического насадка до 1623 К без
проскока пламени при установке горелок в замкнутом объеме, т. е. при нали-
чии обратного излучения. При излучении в открытое пространство температура
на поверхности излучения такого типа горелок может быть 1423—1473 К.
'20
За рубежом и в Советском Союзе кроме рассмотренных выше применяют
и пористые керамические насадки. Большая работа по исследованию и разра-
ботке их проведена в Ленгипроинжпроекте, ЛИСИ и Научно-исследовательском
институте керамической промышленности (ГИКИ) [30]. Основными преимуще-
ствами таких излучающих насадков являются простота, дешевизна изготовле-
ния (так как исходными материалами служат в основном отходы керамической
промышленности), а также возможность изготовить насадок любой формы и
площади. Толщина плиток около 30 мм. Однако пористые насадки имеют суще-
ственный недостаток — большое гидравлическое сопротивление (20—60 Па) при
удельной тепловой нагрузке 348 кВт/м2, что не позволяет использовать в каче-
стве топлива для ГИГ газ низкого давления. При работе пористого керамиче-
ского излучателя газовоздушная смесь из распределительной камеры через поры
проникает к его наружной (рабочей) поверхности и сгорает в тонком слое
(1,5—2 мм). Зона горения при выходе горелки на режим перемещается с по-
верхности насадка в поры на глубину до 3—5 мм, при этом поверхность насад-
ка нагревается до 1123—1237 К.
Керамические излучающие насадки хрупки, не переносят ударов и тряски,
а следовательно, малопригодны в передвижных обогревательных установках и
устройствах, в которых применяют ГИГ с металлическими сетками. В этих ГИГ
газовоздушная смесь (а=1,05) сгорает в объеме между сетками, последние
раскаляются до 1023—1273 К, становясь источником инфракрасного излучения.
Естественно, что при такой температуре следует использовать жаростойкие
хромоникелевые сетки из стали марки 1Х18Н9Т или Н80Х20. Размер ячеек верх-
ней сетки должен быть таким, чтобы обеспечивал проскок пламени в достаточ-
но широком диапазоне изменения удельной тепловой нагрузки (2X2; 2,5X2,5 и
3X3, реже 5X5 мм), а нижней — меньше критических, т. е. предотвращающих
проскок пламени (меньше 0,8X0,8 мм). Можно рекомендовать предохранитель-
ные сетки с размерами ячеек 0,63x0,63 и 0,35 X 0,35 мм.
Большую работу по исследованию устойчивости горения, температурных ре-
жимов н по разработке конструкций сетчатых излучателей провели А. М. Левин
и С. С. Салиходжаев. Они же впервые в СССР в 1965 г. предложили ГИГ с
излучателями из перфорированного жаростойкого чугуна.
При значительных удельных тепловых нагрузках (от 410 до 970 кВт/м2 при
работе на природном газе и от 290 до 580 кВт/м2 при сжигании технического
пропана) основным излучателем служит верхняя сетка, а при меньших нагруз-
ках обе сетки. Максимальный лучистый КПД — около 55—60 % при удельной
тепловой нагрузке 170—230 кВт/м2 и температуре на сетках 1023—1073 К.
Гидравлическое сопротивление сетчатых излучателей почти в 2 раза больше,
чем у перфорированных керамических плиток, но меньше, чем у пористых, и со-
ставляет 5—12 Па.
В последнее время в связи с перемещением районов добычи газа на Край-
ний Север и в Сибирь, т. е. в районы с суровыми климатическими условиями,
появилась необходимость в обогреве фонтанной арматуры, промысловой и кон-
трольно-измерительной аппаратуры, арматуры и приборов автоматики маги-
стральных газопроводов, а также в отоплении помещений газораспределительных
станций (ГРС). Наиболее приемлемым для этих целей может быть газовый ка-
талитический излучатель, полностью отвечающий требованиям, определяемым
спецификой условий его работы [Полосин И. А., 1968 г., Чапурин Г. А., 1970 г.].
Для отопления и обогрева при монтажных и строительных работах в каче-
стве нагревателей применяют горелки с повышенной тепловой мощностью.
К таким следует отнести высокотемпературные газовые излучатели ВГИ, раз-
работанные на кафедре теплогазоснабжения и вентиляции Саратовского поли-
технического института (СПИ) [29], беспламенные панельные горелки типа
ГБПш ВНИИнефтемаша, серийно изготовляемые Новочеркасским заводом неф-
тяного машиностроения, а также ВГИ с перфорированным излучающим насад-
ком, разработанные ВНИИГазом.
Особенностью ВГИ является огневой керамический насадок, состоящий из
ряда прямоугольных щелей, выполненных по типу плоского внезапного расши-
рения (рис. 2.4). Устойчивая работа горелки по отношению к проскоку пламени
обеспечивается малыми размерами входных щелей, а по отношению к отры-
ву — рециркуляцией нагретых продуктов сгорания к корню факела в огневых
21
I - . 'У . ..................----- -
Рис. 2.4. Излучающий керамический насадок с плоским вне-
запным симметричным расширением.
каналах. Коэффициент живого сечения — около 55—60 % от общей площади по-
перечного сечения насадка. Средняя температура излучателя 1473—1723 К при
удельной тепловой нагрузке 290—520 кВт/м2. Горелки инжекционного типа ра-
ботают иа среднем давлении газа в диапазоне 19,6—49 кПа при коэффициенте
избытка первичного воздуха а=1,05. Изготовляют насадки из термостойкой
керамической массы ТМ следующего состава, %: 1) корракс № 100 — 40, кор-
ракс № 50 — 40 и каолин глуховецкий — 20; 2) корракс № 50 — 33, корракс
№ 12 — 52, глина часовъярская — 8 и каолин —7%. Температура обжига 1873—
1993 К. Связующим раствором для плиток излучающего насадка служит мас-
са, состоящая из 40 % шамотного порошка (фракции 0,2) и 60 % каолина, за-
мешанных на растворе из жидкого стекла (60 %) и воды (40 %). Набранные
панели сушат 24 ч при комнатной температуре, а затем 6 ч при температуре
22
' m,S5'199,22 2Ю,19' 287,78' 332 ' 378,3 ' 420,6 ' 484,84 ^кВт/и1
x1 »2 A J
Рис. 2.5. Зоны устойчивой работы, проскока и факельного горения для горелки
со щелевым насадком.
1 — желтые языки пламени; 2 — устойчивое беспламенное горение; 3 — голубые языки пла-
мени. Границы зон нанесены приближенно.
На рис. 2.5 показаны зоны работы горелки со щелевым насадком при из-
менении расхода G (удельной тепловой нагрузки q) природного газа с QH =
= 35 587,8 кДж/м3 и коэффициента избытка воздуха а. В отличие от перфори-
рованных насадков, проскок здесь наблюдается при снижении удельной тепло-
вой нагрузки, так как при этом скорость распространения пламени становится
выше, чем скорость истечения газовоздушной смеси из щели. Насадок имеет
широкий диапазон изменения нагрузки и коэффициента избытка воздуха при
беспламенном горении. Горелкн В ГН могут широко применяться для обогрева
строящихся зданий ТЭС и АЭС, а также при зонном обогреве [29].
Во многих случаях в системах отопления и обогрева необходимо использо-
вать горелки, устойчиво работающие при ветровой нагрузке. Однако не все
ГИГ, применяемые в системах отопления закрытых помещений, могут быть при-
годны для обогрева открытых площадок, так как при воздействии ветра онн
работают неустойчиво, а иногда и гаснут. Для того чтобы принять решение о
возможности использования горелок, способных работать в условиях обдува
поверхности излучения потоками воздуха, необходимо знать характеристику
ветроустойчивости (предел ветровой нагрузки по скорости), при которой го-
релка гаснет.
Анализ работы ГИГ на ветру показал, что неудовлетворительная их рабо-
та и погасание происходят в основном из-за уменьшения коэффициента инжек-
ции и отклонения струи газа, вытекающей из сопла, а также из-за интенсив-
ного охлаждения поверхности излучения. Уменьшение коэффициента инжекции
приводит к появлению языков пламени на поверхности излучающей панели и
резкому снижению ее температуры. Быстрое охлаждение поверхности излучения
происходит также из-за проникновения холодного воздуха в зону горения и
увеличения теплопередачи конвекцией от поверхности излучения.
На основании исследований, проведенных автором, выявлено, что предел
ветроустойчивости повышается с увеличением удельной тепловой нагрузки при
поддержании коэффициента избытка воздуха в момент воздействия ветровой
нагрузки на расчетном уровне (а =1,05). Кроме того, установлено, что предел
ветроустойчивости излучающих горелок, серийно выпускаемых промышленностью,
при лобовом обдуве и обдуве под углом к излучающей поверхности практиче-
ски одинаков (температурные режимы идентичны). Правда, при боковом воз-
действии ветра на горелку температура на излучающей поверхности выше, чем
23
Технические характеристики ГИГ,
Марка горелки, тип излучателя Тепловая мощ- ность, кВт Расход газа, м3/ч Рабочее давле- ние газа перед горелкой. Па
ГК-27У-1, керамическая плитка, 16 шт., и сетка-экран 7,424 0,75 1270
0,29 2940
ГИ-01, керамическая плитка, 32 шт. 15,8 1,6 1000—3000
ГИ-01, керамическая плитка и сетка-экран 14,8 1,5 650-2800
«Звездочка», керамическая плитка, 6 шт., и сетка-экран 1,4—2,4 1,16—2,2 0,14—0,246 0,043—0,085 590—1570 1470—4900
ВИГ-1, керамическая плитка, 10 шт., и сет- ка-экран 1,98—3,71 1,98—2,9 0,2—0,38 0,08—0,115 590—1960 1480—3920
ГИИВ-1, керамическая плитка, 10 шт., и сетка-экран 1,98—3,71 0,2—0,38 590—1960
1,98—2,9 0,08—0,115 1470—3920
ГИИВ-2, керамическая плитка, 20 шт., и сетка-экран 5,1—9,2 4,64—8,12 0,52—0,95 0,18—0,32 590—1960 1180—3920
Примечания. 1. В числителе характеристики при работе излучателей на при-
родном газе (<ЭН=35 587,8 кДж/м3), в знаменателе — на сжиженном (<2Н—92 109,6 кДж/м3).
при воздействии его под углом к ней или лобовом, однако погасание горелки
происходит практически при одинаковой скорости ветра за счет срыва фронта
горения. Обработка экспериментальных данных позволила выявить зависимость
ветроустойчивости Wy от удельной тепловой нагрузки q и коэффициента избыт-
ка воздуха а при изменении его от 0,85 до 1,06:
1Гу = 0,0144? + 3.32а. (2.1)
Рассмотрение ветроустойчивости в данной области значений а обусловли-
вается значительным снижением КПД излучателей при а, меньшем 0,8—0,85.
В этом случае поверхность излучения горелки темнеет и над ней появляются
языки пламени: горелка перестает работать в режиме беспламенного горения.
Для определения ветроустойчивости горелки необходимо сначала устано-
вить, до какой величины снижается коэффициент инжекции горелки при проти-
водавлении от фронтального воздействия ветровой нагрузки со скоростью W.
Затем по найденному коэффициенту избытка воздуха а и принятой для данного
излучателя удельной тепловой нагрузке следует рассчитать предел ветроустой-
чивости по формуле (2.1). Отечественная промышленность освоила, выпускает
серийно и экспериментальными партиями несколько типов ГИГ. Среди них есть
и ветроустойчивые, которые можно использовать в системах отопления и уста-
новках обогрева. Технические характеристики наиболее распространенных ГИГ
приведены в табл. 2.1.
Горелка ГК-27У-1 (рис. 2.6) имеет штампованный металлический корпус и
излучающую насадку, состоящую из 16 перфорированных плиток с диаметром
каналов 1,55 мм. На излучателе горелки может быть установлена сетка-экран
24
Таблица 2.1
выпускаемых промышленностью серийно
Температура по- верхности излу- чения керамики, К Ветроустой- чивость, м/с Габаритные размеры, м (в числителе), и размеры излучающего насадка, м (в знаменателе) Масса, кг Завод-изготовитель
1123—1173 — 0,525X 0,297 X0,115 0,272X0,192 5,0 Саратовский эксперимен- тальный завод «Газаипарат»
1103—1153 2,5 0,818X0,297X0,202 0,590X0,195 6,8 То же
1103—1153 3,5 7,3 »
993—1173 0,23X0,175X0,122 0,195X0,09 1,0 Казанский за- вод «Г азаппа- рат»
993—1173 — 0,257X0,16X0,14 0,24X0,14 2,1 То же
1023—1173 5,5 0,375 X 0,26 X 0,168 0,225X0,13 3,2 »
993—1193 5,5 0,55X0,24X0,142 0,45X0,13 4,7 »
2. Горелка ГИ-01 выпущена опытной партией, устойчиво работает в диапазоне указанных
давлений при постоянной тепловой мощности, что достигается соответствующим изменени-
ем диаметра сопла. Результаты исследований ГИ-01 приведены в прил. 1—6.
над основной керамической поверхностью излучения. Горелка работает на при-
родном и сжиженном газе низкого давления.
Горелка «Звездочка» (рис. 2.7) состоит из поверхности излучения, имеющей
шесть перфорированных пирамидальных плиток размером 64X44X14 мм с диа-
метром каналов 1,2 мм. Сетка-экран выполнена из жаропрочной окалиностойкой
стальной проволоки. «Звездочка» выпускается двух модификаций: для работы
на природном и сжиженном газах низкого давления без элементов электроза-
жпгания и с элементами электрозажигания («Звездочка-З»), Обе модификации
поставляются со сменными соплами под природный и сжиженный газы.
Горелка ВИГ-1 (рис. 2.8) имеет излучающую поверхность из десяти кера-
мических пирамидальных плиток, каждая из которых вклеена в индивидуальный
держатель (плитки между собой не склеены). Держатели вмонтированы в пла-
стину, закрепленную на корпусе горелки. Горелка имеет повышенную надеж-
ность крепления керамики. Она способна выдерживать вибрационные и удар-
ные нагрузки в диапазоне частот от 0 до 60 Гц с ускорением от вибрации
15 м/с. ВИГ-1 может работать на передвижных установках обогрева на природ-
ном или сжиженном газах низкого давления. Сетка-экран на горелке такая же,
как и иа «Звездочке».
Горелки ГИИВ-1 и ГИИВ-2 (рис. 2.9) предназначены для работы на откры-
том воздухе на природном и сжиженном газах низкого давления. Различаются
горелки лишь числом перфорированных излучающих керамических плиток: у
первой их 10, а у второй 20. Плитки расположены в два ряда. Горелки имеют
ветрозащитный кожух, повышающий их ветроустойчивость.
Горелка ГИ-01 (рис. 2.10) предназначена для работы на открытом воздухе и
в тепловых агрегатах с использованием природного и сжиженного газов сред-
25
I
Рис. 2.6. Излучающая горелка ГК-27У-1.
1 — рассекатель; 2 — распределитель; 3 — ушко; 4 — корпус; 5 — смеситель; 6 — инжектор;
7 — сопло; 8 — контргайка; 9 — штуцер; 10 — воздушная заслонка; 11 — рамка верхняя;
12 — излучающий насадок; 13 — сетка-экран; 14 — рамка нижняя; 15 — рефлектор.
Рис. 2.7. Излучающая горелка «Звез-
дочка».
1 — керамический излучатель; 2 — сетка-эк-
ран; 3 — газовое сопло; 4 — инжектор.
Рис. 2.8. Излучающая горелка вибро-
устойчивая ВИГ-1.
него давления. Излучающая поверхность ее состоит из двух блоков, в каждом
блоке по 16 перфорированных керамических плиток с диаметром огневых ка-
налов 0,85 мм (может быть использована плитка с диаметром каналов 1—
1,2 мм). Горелка ГИ-01 разработана на кафедре теплогазоснабжения и вентиля-
ции СПИ [3, 53].
26
Рис. 2.9. Излучающие горелки ГИИВ-1 (а) и ГИИВ-2 (б).
6М*224
Рис. 2.10. Излучающая горелка ГИ-01.
1 — сопловой узел; 2 — инжектор; 5 — рассекатель; 4 — корпус; 5 —
основной излучающий насадок; 6 — сетка-экраи.
2.2. Основные теплотехнические характеристики
и зависимости
При расчете и конструировании ГИГ необходимо определить
теплотехнические характеристики излучателя: температуру поверх-
ности излучения при соответствующей плотности энергии (удель-
ной тепловой мощности), мощность, лучистый КПД и эпюры облу-
чения. Температуру поверхности излучения насадка устанавливают
на основании экспериментальных исследований, при стендовых ис-
пытаниях излучателя или рассчитывают по эмпирическим форму-
лам, лучистый (пирометрический) КПД — как экспериментальным,
так и расчетным путем. В литературе [13, 18, 30, 33, 34, 50, 57, 65,
77] отмечаются большие расхождения между расчетными и экспе-
риментальными значениями лучистого КПД. Это, на наш взгляд,
связано с неточностью в определении температуры излучателя, эф-
фективной поверхности излучения, эффективной степени черноты и
количества энергии, излучаемой пламенем, т. е. тех основных пара-
метров, которыми оперируют при расчете лучистого КПД.
27
Получить расчетным путем все необходимые для проектирова-
ния систем и установок радиационного обогрева параметры и ха-
рактеристики ГИГ практически нельзя. Некоторые из них опре-
деляют экспериментальным путем, при стендовых исследованиях
опытной конструкции. Это, во-первых, удлиняет сроки разработки
и усложняет процесс проектирования излучателя, а во-вторых, за-
трудняет проектирование систем и установок на их основе.
Для расчета ГИГ необходимо составить уравнение теплового»
баланса излучателя, которое в общем виде можно записать так:
Фобщ — Си + СуЧ- Скоро- (2.2)
В развернутом виде уравнение (2.2)
<2общ=<2икер+ <2ип+<2у+<2икорп +<2ккорп. (2.3>
Теплота, излучаемая насадком в окружающую среду или пере-
даваемая обогреваемым объектам с температурой То, выразится
согласно закону Стефана — Больцмана для «серых» тел в виде
Сикер=еко0Г к.эф [ (Тк/100)4— (То /100)4 ]. (2.4)
В первом приближении удельная тепловая нагрузка q, кВт/м2,,
которая обеспечивает заданную температуру на поверхности излу-
чения насадка Т\, и определенный теоретический лучистый (пиро-
метрический) КПД т]т, может быть рассчитана по формуле
<7 = [5,75ек(Ти/100)4]/т]т. (2.5)
Теоретический лучистый (пирометрический) КПД при а=1,0‘
определяется из соотношения
СухТух / (CmaxTmax) , (2.6)
где Тух — температура уходящих продуктов сгорания (принимает-
ся равной заданной температуре Ти), К; сух— удельная теплоем-
кость уходящих продуктов сгорания, Дж/(м3-К); Тmax* жаропро-
изводительность газа, К; Стах — удельная средневзвешенная теп-
лоемкость продуктов сгорания ОТ 0 ДО 7тах, Дж/(м3-К).
Фактический лучистый КПД в общем случае
'Пл = <7и/<7, (2-7)
где qK — количество излучаемой энергии с 1 м2 излучающей по-
верхности, кВт/м2.
На основании балансового уравнения
<7 = <7и+<7ух+ (Сккорп/Г0) + (QBKOp"/fo), (2.8)
где qyx— удельные потери потока энергии с уходящими газами,.
кВт/м2; Fo — площадь проекции поперечного сечения излучающего
насадка на горизонтальную плоскость, м2.
Количество излучаемой энергии с 1 м2 излучающей поверхности
горелки без рефлектора с основным и вторичным излучателем:
(сеткой-экраном) определяется уравнением
<7и = <71+<72+<7з—(2.9>
28
где qi, q2y q-ь и </4—-удельные потоки излучения, кВт/м2, от основ-
ного излучающего насадка, от вторичного излучателя, от пламени
и от основного излучающего насадка на вторичный излучатель.
Удельные потоки излучения основного и вторичного излучателя
определяются по закону Стефана — Больцмана:
<71.2 = (Еэф/Ео) 01.2 (Г^/100) \ (2.10)
где /чф — эффективная площадь поверхности излучения насадка,.
м2; 01,2 — приведенный коэффициент излучения, кВт/(м2-К4). Для
керамики Oi = ед Со=4,84-5 кВт/(м2-К4), для нихромовой сетки,,
многократно окисленной при температуре 973—1173 К, 02=Е2С'о =
=4,0 кВт/(м2-К4); Ти2— среднеинтегральная температура поверх-
ности излучения насадка, К-
Удельный поток излучения от основного излучающего насадка
на вторичный излучатель для металлокерамического излучателя’
определяется по формуле
?4=Coenp(F1,2/JFo)[(7’1/100)4-(7’2/100)4], (2.11)
где Епр — приведенная степень черноты системы тел (керамический:
излучатель сетка-экран): Епр—елег- Для рассматриваемого случая
Епр=0,595; Fi, 2— расчетная площадь поверхности теплообмена,.
м2. Последняя, будучи отнесенной к 1 м длины одной проволоки,.
77/i,2 = <pi,2S, (2.12)
где (pi, 2 — угловой коэффициент облученности; 5 — расстояние-
между осями двух соседних параллельных рядов проволок вторич-
ного излучателя (сетки-экрана), м2.
Угловой коэффициент облученности <pi, 2 определяется по фор-
муле из работы Е. И. Казанцева [1975 г.]:
<р1>2 = 1— fl—(d/S)2+d/S arctg}/(S/d)-l, (2.13)-
где d — диаметр проволоки вторичного излучателя, мм. Для рас-
пространенных конструкций d=dnp=l,2 мм; 5=7,2 мм; <pi 2—
= 0,278.
Расчетная площадь поверхности теплообмена при наличии
проволок длиной I
Fi,2 = cpi,2Snl или Fit2=фцгЕпр, (2.14)
где F„p=Snl.
При наличии плетеной сетки с взаимно перпендикулярными:
проволоками выражение (2.14) примет вид
Л.2=^1,2Дпр^.п. (2.15).
где Кв.п — коэффициент взаимного перекрытия проволок, который
для плетеной сетки с квадратными ячейками может быть опреде-
лен по формуле
KBn = SI(S + d). (2.16>
С учетом изложенного формулу (2.15) можно записать следую-
щим образом:
29>
Л,2 = а?1Л[5'(5 + г/)]. (2.17)
Подставив формулу (2.17) в выражение (2.11), получим
aS Г' 17 И V ( Д \41 /О 1 о\
9,4 = ?127---Сое——I ——*-] . (2.18)
' S + d р |Д 100 ) \ 100 7 J
При наличии двухсетчатого излучающего насадка суммарный
удельный поток излучения от основного насадка и от сетки-экрана
можно определить по формуле, предложенной О. Н. Брюхановым
л В. Г. Харюковым [1975 г.]:
(т \4 / т \4
(1-<Р23/0 + °с(-^) [0,89(1 -?Л)?Л]. (2-19)
где (1—<pi3/2) и (1—<рг3/2)—эффективные поверхности излучения
.нижней и верхней сеток, отнесенные к 1 м2 излучающего насадка.
Удельный поток излучения для газовых излучателей с металло-
керамическим и двухсетчатым насадками можно выразить с уче-
том исследований автора [50] и данных О. Н. Брюханова [13] за-
висимостью
q3 = (0,04 -- 0,07) q<?2\ (2.20)
где <р2 — коэффициент живого сечения вторичного излучателя
(сетки-экрана).
Эффективную поверхность излучения при определении полной
излучательной способности керамического насадка, перфорирован-
лого цилиндрическими сквозными отверстиями, можно определить
по формуле
/7.эф = (1~^к)Л>. (2-21)
тде b — коэффициент, зависящий от диаметра цилиндрических ка-
налов don и их глубины прогрева h до температуры, равной тем-
пературе поверхности насадка (при й/7Огн=1); Ь = 0,59 [13].
На основании вышеизложенного удельный лучистый поток от
керамического огневого насадка можно выразить формулой
9i= (1—О,59<рк)Е1Со(Ти/1ОО)4. (2.22)
Удельные тепловые потери с уходящими газами без учета коэф-
фициента разбавления
(2.23)
где сСр — средняя удельная теплоемкость продуктов полного сгора-
ния газа в диапазоне 1073—1373 К, Дж/(м3-К); В — объем про-
дуктов сгорания, выделяющихся при сжигании 1 м3 газа, м3; Тух —
температура уходящих газов, К; То— температура окружающего
воздуха, К. Соотношение ccvBIQn в диапазоне температур 1073—
1373 К при сжигании природного газа с коэффициентом избытка
воздуха а=1,05 можно считать равным 4,85-10-4 К-1.
-30
Конвективные тепловые потери конструкциями горелки опреде-
ляются по формуле
QKKopn = FKopna(7’Kopn—Го), (2.24)
где FKopn— конвективная теплоотдающая поверхность корпуса го-
релки, м2; а—коэффициент теплообмена конвекцией, кВт/(м2-К);
Fkoph — температура корпуса горелки, К.
Тепловые потери корпусом горелки можно рассчитать по фор-
муле
QHKOpn = FKoPneK01;nCo [ (Ткорп/ЮО)4- (То/100) Ч, (2.25)
где Скорп — степень черноты поверхности корпуса горелки.
Таким образом, с учетом вышеизложенного лучистый КПД го-
релки без рефлектора с керамическим насадком можно выразить,
зависимостью:
Лл = [ (1—0,59фк)eiC0 (Ги/100) 4+ (0,04-^0,07)б/Ф^2] / {7„+
+0,485-10~4</(Тух—Tq) + (Fкорп/Fо) (Ткорп То) +
+ (FKopn/Fo) екорпСо [ТКорП/100)4- (То/100)4]} (2.26)>
или
’Зл .г/- / с1 X
VrQH/F0
X [ (1-0,59фк) eiCo (Ти/100)4- (0,04^0,07) q+2 (VrQH/F0) ], (2.27>
где Кг — расход газа на излучатель, м3/ч.
Аналогично можно определить лучистый КПД для металлоке-
рамического и сетчатого излучателей. Для получения наиболее до-
стоверных его значений расчетным путем необходимо с большой
точностью установить основные параметры излучателя: эффектив-
ную степень черноты, эффективную поверхность излучения, кото-
рая состоит из эффективной поверхности излучающего насадка и
излучающих поверхностей конструкций горелки, и их температуру
[53].
Материал, из которого изготавливают излучающий насадок с
малой погрешностью, можно рассматривать как идеальное серое
тело, излучающее диффузно и подчиняющееся закону Ламберта.
Керамическая масса излучающих насадков, применяемых в настоя-
щее время, состоит в основном из глин, близких по составу к ша-
моту и гипсу. Для таких материалов спектральная степень черноты
£) возрастает с увеличением длины волны. Однако это изменение-
происходит очень слабо и практически еА можно считать постоян-
ной. Для металлов еА изменяется в далекой инфракрасной области-
спектра и пропорционально квадратному корню из абсолютной
температуры [61]. Поэтому еА для металлических сеток тоже
можно считать постоянной. Керамические насадки, перфорирован-
ные цилиндрическими отверстиями и применяемые в качестве из-
лучателей ГИГ, могут иметь как гладкую, так и шероховатую по-
верхность (рис. 2.11).
ЗВ
Рис. 2.11. Профили излучающей поверхности керамических перфорированных
насадков.
— плоская; б — с прямоугольными ребрами; в — с трапециевидными ребрами; г — с пи-
рамидальными выступами.
По данным В. Ф. Дребенцова [21], интегральная степень чер-
ноты перфорированных керамических огневых насадков на основе
часовъярской глины равна 0,85. Однако это значение справедливо
только для керамических перфорированных насадков с гладкой по-
верхностью. Для насадков с шероховатой поверхностью еЛ выше
и зависит от ее геометрии (макрошероховатости). Под макрошеро-
ховатостью понимают такую геометрию поверхности, при которой
где h — высота выступов; Л — длина волны излучения. При
равномерном распределении шероховатости степень черноты шеро-
ховатой поверхности еш, согласно полученной С. Г. Агабаровым
[1970 г.] формуле
еш=[1+(1/е—l)K]->, (2.28)
где ёг — степень черноты гладкой поверхности из вещества системы;
Л = /?зам/Аш — фактор шероховатости (Азам — гладкая замыкающая
поверхность насадка — проекция на излучающую плоскость; Аш —
полная излучающая поверхность с учетом шероховатости).
Дополнительную шероховатость в излучающих насадках созда-
ют цилиндрические огневые каналы. Если диаметры этих каналов
сравнимы с глубиной прогрева огневого насадка, тогда, согласно
П. Н. Кубанскому [1962 г.], степень черноты цилиндрической по-
лости £1 описывается выражением
81=Ег/[1 — (.1—бг)<р], (2.29)
где ф — угловой коэффициент, учитывающий излучение боковой
поверхности цилиндрического огневого канала на себя, определяе-
мый по формуле
Ф=[(Л1М,Г11) + (1«2)]М, (2.30)
где
а = -|//112Жгн+1; (2.31)
Jii— глубина прогрева канала до температуры поверхности, мм.
.32
Таблица 2.2
Значение эффективной степени черноты керамических насадков
Вид поверхности на рис. 2.11 Фактор шероховатости Эффективная степень черноты е'эф
а 0,85
б 0,673 0,91
в 0,593 0,91
г 0,983 0,88
Степень черноты для участка поверхности, перфорированной
цилиндрическими огневыми каналами, е2 получим из выражения
Е2 = фо(б1—£г)+£г, (2.32)
где ф0 — коэффициент живого сечения насадка.
Полную эффективную степень черноты керамического насадка,
перфорированного цилиндрическими каналами и сплошь заполнен-
ного неровностями, е'Эф определим по формуле
е'эФ= [ 1 + (1/е2—1) /G] -1, (2.33)
где /\2— фактор шероховатости излучающего насадка без учета
отверстий:
^2 = /7зам/[(/?ш-£заМ)ф]. (2.34)
Таким образом, излучающую поверхность шероховатого насад-
ка, перфорированного цилиндрическими каналами, можно рассма-
тривать как мнимую гладкую поверхность с усредненным значе-
нием степени черноты. Степень черноты для нихромовой сетки ес,
многократно окисленной, согласно [5], можно принять равной
0,95—0,98. Значения е'эф для керамических насадков (рис. 2.11),
рассчитанные по формуле (2.33) из условия hi/doru=i, приведены
в табл. 2.2.
Для определения полной лучистой энергии, излучаемой насад-
ком в полусферу, рассмотрим наиболее общую схему огневого на-
садка (рис. 2.12). Основными излучающими поверхностями его яв-
ляются плоскости 1 и 2, имеющие различную температуру поверх-
ности. Полезным излучением будем считать прошедшее через мни-
мую плоскость 7. Так как рефлектор горелки изготавливают из
листового технического алюминия, имеющего при температуре
373—773 К низкую степень черноты (е=0,09-ь0,2) и высокую от-
ражательную способность, то нельзя пренебрегать излучением, от-
раженным от рефлектора и прошедшим через мнимую плоскость 7.
Рассмотрим часть излучающего насадка, образованную плоско-
стями 1—4. Она представляет собой замкнутую систему — прямо-
угольный параллелепипед. Поскольку плоскости 3, 4 непрозрачны
для излучения (сталь листовая), а плоскость 2 имеет сетчатую по-
верхность, то нас будет интересовать излучение от плоскости 1,
прошедшее через плоскость 2. Плоскость 1 может быть выполнена
«3 Зак. 76
33
Рис. 2.12. Схема огневого насадка излучающей горелки ГИ-01.
I — общий вид; II — поперечный разрез. 1 — плоскость основного излучателя; 2 — плоскость
вторичного излучателя (сетка-экран); 3—6 — плоскости верхней рамкн; 7 — мнимая плос-
кость, образованная сторонами верхней кромки рефлектора. Р', Р" — плоскости рефлектора.
в виде керамического насадка, перфорированного цилиндрически-
ми огневыми каналами, или сетчатой (из нихрома) проволоки.
Для керамического насадка эффективная площадь поверхности
излучения Рк.эф описывается выражением (2.21). При допущении
ft/dorH=l, & = 0,59 формула (2.21) принимает вид
/7к.эФ=77о(1-О,59фк). (2.35)
где Fo — геометрическая площадь излучающей поверхности.
Для сетчатого излучателя эффективная площадь поверхности
излучения, согласно работе [17], описывается выражением
/?с.эф = О,89/?о(1—фс3/я), ’ (2.36)
где фс — коэффициент живого сечения сетки.
Поскольку излучение от поверхности плоскости 1 должно прой-
ти через поверхность плоскости 2 с живым сечением фс, а для про-
хода энергии излучения оно будет равно <рс3/2, то выражение для
определения взаимной поверхности излучения между плоскостями
1 и 2 Hi,2 для основного излучающего насадка из керамики
Д1,2(К) = Л)ф1,2 (1 —0,59фк) ф3/2, (2.37)
а для основного излучающего насадка из нихромовой сетки
/71,2(с) = Л,ф1.2 (1-<р3'2) ?с3<"2. (2.38)
Плоскости 1 и 2 конгруэнтны и служат основаниями прямо-
угольного параллелепипеда; угловой коэффициент ф1>2 можно оп-
ределить по известному выражению из работ [5, 41]. Так как эф-
фективный коэффициент живого сечения сетки фа (поверхность
2) —величина переменная и зависит от угла а, падающего на по-
верхность излучения, то начиная с угла а * фа становится рав-
34
ным 0. Угол а*, при котором фа =0, можно определить по фор-
муле, полученной О. Н. Брюхановым [13]:
(fa =V<Pc[l—(1—Уфе)/COS а]. (2.39)
Жаропрочные сетки, применяемые в качестве вторичных излу-
чателей, имеют фс = 0,45-4-0,55. Приравняв левую часть равенства
(2.39) нулю и решив его относительно а для указанных выше зна-
чений фс, получим а *=704-71°. По этой причине излучение от
плоскости 1, прошедшее через плоскость 2, не попадает на рефлек-
тор, а полностью проходит через мнимую плоскость 7. Излучение
от плоскости 2 (вторичный излучатель, выполненный из сетки)
частично падает на рефлектор, а остальная его часть проходит че-
рез фиктивную плоскость 7. Взаимную поверхность излучения меж-
ду симметрично расположенными, параллельными, плоскостями 2
и 7, имеющими форму прямоугольников, можно определить из вы-
ражения
Я2,7 = 0,89Г0ф2,7(1-фс3/2). (2.40)
Угловой коэффициент между плоскостями 2 и 7 — ф2, ? можно
определить по известному выражению из работы А. С. Невского
[4]. Применив свойство замыкаемости угловых коэффициентов,
запишем выражение для определения взаимной поверхности меж-
ду плоскостью 2 и рефлектором //2, р:
Н2, р = Ао—7/г, 7- (2.41)
Подставив формулу (2.40) в уравнение (2.41), получим оконча-
тельное выражение для определения Н2, Р
^2,Р = Л> [1 - ?2.70,89 (1 - (2.42)
Взаимную поверхность между частью рефлектора, плоскостью
Р' и мнимой плоскостью 7 опустив промежуточные выклад-
ки, запишем в виде
rj' ____/ В + + 2с .
ПР', 7 — J 2 ” В+Р+2С В-\-Ь-\-2с'
* 2 2
ЗД + 6-р2с _
2 (В + Ь + 2с) ^f^B+b+2c А ЗВ+Н-2С ~
= А в-ь-2с <2(В + Ь + 2с) bc + d(b -\-с) 4c{b+c}t С(Ь+С} +
с2 “Г d(b + с) ^fd^b^_c-)< d(b-\-c) dc<fdc dc
__ b + c __c ______ ,
'Pfd— c) (ft-pc), d(ft+c)~T c(d—c), cd ^~^bc,bd'
o*
35
Аналогично формуле (2.43) запишем выражение для определе-
ния взаимной поверхности между частью рефлектора, плоскостью
Р" и мнимой плоскостью 7.
zj' ___[ / -4 + + 2с _ . \ .
~ \ J J 1 1 . А+а+2е А+а+2с >
' ' 1 2 ’ ° 2
ЗЛ + д + 2с
2 (А + а + 2с) ^/зл+“+2..с., в д.4+«+2с
2 (А + а + 2с) \А~а~2с , вАа~2с ~ йС + с(«+с)
“I- ^с2, (а + С) ?d (а+г)), d («+<:) d do^dc, de aC^?ad, ad
Cl "f- [ £ fQ /} /IY
Д ^(d—c) (d-|-c), d(<7-p) ' ~ ^c(d-c), de' (2.44/
В формулах (2.43) и (2.44) необходимо определять угловые
коэффициенты между двумя взаимно перпендикулярными, а также
расположенными под углом а#=90° прямоугольными плоскостями,
имеющими общее ребро. Формулы для вычисления углового коэф-
фициента данного вида приведены в работах [41, 61].
На основании изложенного выше лучистый КПД ГИГ можно,
записать, трансформировав формулу (2.7):
т]л = q^lq+q^lq, (2.45>
где q'K — суммарный удельный поток излучения, передаваемый по-
верхностями излучения огневого насадка и конструктивными эле-
ментами горелки (рефлектором), кВт/м2; q^-Jq— доля излучения
пламенем от q. Суммарный удельный лучистый поток, передавае-
мый огневым насадком горелки в полусферу, запишем в виде
<7и/ = ф+72+<7р> (2-46)
где qu q2, qp — соответственно потоки излучения, отнесенные к Г,
передаваемые в полусферу плоскостями 1, 2 огневого насадка и.
рефлектором, кВт/м2.
Вопрос о доле излучения пламенем при сжигании газа в излу-
чающих горелках в настоящее время является дискуссионным.
Высота зоны горения над поверхностью излучения керамического,
насадка 1—1,5 мм и теплофизические характеристики ее трудно-
определимы. В литературе данные о теплоте, излучаемой слоем
продуктов сгорания в ГИГ, резко расходятся: называют цифру от
5 до 15 % от полной тепловой мощности горелки [13, 14]. По мне-
нию большинства авторов, она составляет 5—7 % от полной тепло-
вой мощности. Эти же цифры приняты в расчетной формуле, при-
веденной в методике определения лучистых характеристик газовых
излучателей — РДМ 204 РСФСР 3.6—79, МЖКХ РСФСР. Расхож-
дения в определении доли излучения пламени являются одной из:
причин разногласий о данных по лучистому КПД излучателей.
Так, у перфорированных излучателей он составляет от 38—45 [57,
36
Рис. 2.13. Схема экспериментальной установки для опре-
деления излучения пламени.
20] до 55—60 % [33, 76]. Расчетные значения лучистого КПД го-
раздо ниже полученных экспериментально, путем прямого измере-
ния плотности лучистого потока и суммарного излучения.
Чтобы получить достоверные данные о количестве энергии, из-
лучаемой слоем продуктов сгорания при сжигании газа в перфо-
рированном излучающем насадке, сравнивали эпюры облученности
от одноплиточной перфорированной горелки, работающей на при-
родном газе, и от перфорированного излучателя аналогичной кон-
струкции, керамический насадок которого разогревали с помощью
специального электронагревателя, впрессованного в перфориро-
ванный насадок [54].
Полученные экспериментально индикатрисы облучения, постро-
енные в полярных координатах, сравнивались между собой, и по
разности поверхностной плотности энергии определялась доля
энергии, приходящейся на излучение непосредственно пламенем.
Схема экспериментальной установки [54] приведена на рис. 2.13.
Двухпроводная одноплиточная горелка 1 (или электрический излу-
чатель) закреплена на штативе, позволяющем фиксировать излу-
чатель в любом рабочем положении с углом наклона излучающей
насадки к горизонту от 0 до 90°. Измерения проводились на двух-
проводном излучателе с керамической перфорированной плиткой
с Д,Гн=1,0 мм. Расход газа измерялся газовым счетчиком
ГСБ=400 6, а давление U-образным манометром 5. Воздух пода-
вался компрессором 4, давление которого измерялось также U-об-
разным манометром 3, а расход — ротаметром 2. Расстояние меж-
ду излучателем и приемником излучения 1 м. Номинальная мощ-
ность излучателя 464 Вт.
Для электрического нагрева излучателя был рассчитан и по-
добран плоский нагреватель из вольфрамонихромовой пластины с
трансформатором 7. Температура излучающей поверхности в про-
цессе эксперимента поддерживалась постоянной (7’и= 1053-5-1073 К)
в обоих случаях и контролировалась хромель-алюмелевыми тер-
мопарами 9 с потенциометром ПП-53 8.
37
130° 120й 110° 100й 90° 80й 70° 80° 30°
Рис. 2.14. Распределение плотности излучения одио-
плиточной горелки.
1 — при газовом нагреве; 2 — при электронагреве.
Для измерения интенсивности излучения была изготовлена бо-
лометрическая установка, принцип действия которой основан на
изменении внутреннего сопротивления чувствительного элемента
болометра при изменении мощности теплового потока. Болометри-
ческая установка состоит из болометрической головки 10 и усили-
тельного блока 11. Установка выполнена в виде двух блоков: го-
ловки пирометра и основного блока усиления. Полупроводниковый
болометр типа БКМ-5 включен в мостовую схему. Спектральный
диапазон чувствительности болометра 0,4—25 мкм, пороговая чув-
ствительность 10-10 Вт. (Пороговая чувствительность болометра,
применявшегося в установке А. М. Левина и Г. М. Оксюты [34]
для измерения плотности излучения, составляла 10-9 Вт.) Измене-
ние сопротивления, возникающее при поглощении падающего из-
лучения, преобразуется в изменение напряжения на чувствитель-
ном элементе. Коэффициент преобразования болометров типа
БКМ получают для частот модуляции потока излучения 10 Гц. По-
этому болометр применяли вместе с модулятором частоты. Модуля-
тор выполнен на базе миллиамперметра, питание на который пода-
ется с частотой 10 Гц. Модулятор работает в блоке с узкополосным
усилителем указанной выше частоты. Тарировка пирометра выпол-
нялась эталонным лазером типа ОКГ-13, а изменение его мощно-
сти — с помощью нейтральных светофильтров.
По результатам эксперимента были построены индикатрисы
распределения поверхностной плотности энергии в полярных коор-
динатах (рис. 2.14). Обработка результатов исследований пока-
зала, что доля энергии излучения зоной горения от общего количе-
ства энергии, излучаемой горелкой, составляет 12,5—12,8%. В об-
ласти координат от 75 до 105° тепловой поток у излучателя с элек-
трическим нагревом несколько завышен, за счет того что приемник
излучения воспринимает тепловой поток и от раскаленной поверх-
ности нагревательного элемента через каналы перфорации. Анализ
индикатрис излучения показал, что на долю излучения «пламени»
38
в ГИГ приходится в среднем 12 % от общего количества энергии
излучения.
С учетом вышеизложенного удельная поверхностная плотность
энергии, излучаемая горелкой, может быть определена по формуле
9„=1,12екСо(1—0,59<рк) [ (Т„/Ю0)4— (То/ЮО)4]. (2.47)
В работе [13] тоже предложена формула для удельной поверх-
ностной плотности энергии, излучаемой керамическим насадком:
<7и = екС0(1-0,59фк) (Ги/100)4+(6-=-7) 10“27. (2.48)
Как видим, она несколько отличается от формулы (2.47). Сле-
дует иметь в виду, что обе они позволяют определить излучение
от излучающей поверхности и не учитывают излучения от кон-
структивных элементов самой горелки, что, как увидим из рассмо-
тренного ниже, существенно влияет на значение лучистого КПД.
Правда, эти значения, найденные по формулам (2.47) и (2.48),
практически мало отличаются друг от друга. Так, по формулам
(2.47) максимальное значение лучистого КПД для ГИГ с керами-
ческим насадком с ^Огн=1,55, работающей на природном газе, со-
ставляет 32, а работающей на сжиженном газе 40%, по формуле
(2.48) — соответственно 35 и 42 %. Расхождения достигают 2—3 %.
Повысить лучистый КПД можно с помощью сетки-экрана, ко-
торая при одной и той же тепловой нагрузке поднимает температу-
ру керамического насадка на 100—150° (см. рис. 2.3), при этом лу-
чистый КПД горелки может достичь 50—65 % [33, 34].
Обобщая полученные данные и принимая во внимание, что у
большинства применяемых газовых излучателей лучистый КПД из-
меняется в пределах 40—65 %, приходим к выводу: доля теплоты,
излучаемой фронтом горения, составит 4—1 % от полной тепловой
нагрузки излучателя (12 % от 7И).
Для практических расчетов т]пл от q для ГИГ с металлокерами-
ческими и двухсетчатыми насадками в диапазоне удельных тепло-
вых нагрузок 90—350 кВт/м2 в работе [13] предложена формула
Ппл= [(575/7)+ 1,4] • 10~2фс3/2. (2.49)
К материалу, из которого изготавливают огневые насадки, при
определении удельного потока излучения, можно применить закон
Стефана — Больцмана, тогда выражение для qx, yRtIm2, будет
иметь вид:
71= (//1,2/Г0) Coei (Г1/100)4, (2.50)
где ei — эффективная степень черноты излучающей поверхности;
Ti — среднеинтегральная температура излучающей поверхности, К.
Подставив в выражение (2.50) значения Hi,2, определяемые по
формулам (2.37) и (2.38), получим окончательную формулу для
расчета количества энергии излучения, передаваемой основным
излучателем из керамики qiK и сетки qic в полусферу:
71к = ф1.2 (1—0,59фк) фс3/2С0е1 (71/100)4; (2.51)
71С=0,89ф1;2 (1- <рк3/2)фс3/2О2 (Т./100)4, (2.52)
39
где 02 — приведенный коэффициент лучеиспускания жаропрочной
сетки, кВт/(м2-К4).
Удельный поток излучения от вторичного излучателя ГИГ q2,
кВт/м2, проходящий через плоскость 7 (см. рис. 2.12), можно опре-
делить из выражения
?2 = 0,89ф2>7(1— фс3/2) o2(T2/100)4. (2.53)
Для установления удельных потоков излучения от плоскостей
рефлектора Р' и Р" qP' и qP', проходящих через мнимую пло-
скость 7, рассмотрим лучистый теплообмен между поверхностями
огневого насадка и плоскостями рефлектора. Ввиду низкой темпе-
ратуры (330—350 К) и малой степени черноты (еР=0,14-0,2) по-
верхностей рефлектора его собственным излучением можно прене-
бречь. Тогда окончательная формула для определения удельного
отраженного потока излучения от рефлектора qp, кВт/м2, будет
иметь вид:
?р = ?пад(1 Гр), (2.54)
где ?пад=<?2.₽ — удельный поток излучения, попадающий на рефлек-
тор, кВт/м2; ер — степень черноты рефлектора.
Удельный поток излучения qs,p, кВт/м2, можно рассчитать по
формуле
qz^q^H^IFv. (2.55)
Подставив в (2.55) формулы (2.42) и (2.53), получим
^2,Р = 0,89ф2,7О2 (1— <рс3/2) (Л/100)4 [ 1—ф2,7 0,89(1—фс3/2) ].
(2.56)
Так как выше были определены взаимные поверхности HP,tl и
Ир,,,!, то для дальнейших расчетов заменим q2, р суммой q2t Р, и
9 2, Р"-
qi,\>~ qi,p'-\-q2,p” (2.57)
Если принять, что доля излучения, падающего с плоскости 2
на плоскости рефлектора Р' и Р", пропорциональна их площадям,
тогда
Ч2,Р' = q2,pFp'IFp (2.58)
и
Я2,р' = <72,р (1—Fp'IFp)- (2.59)
Подставив формулу (2.56) в (2.58) и (2.59), получим для
q2,P' и ?2,Р"
92,Р’ = 0,89ф2,7О2(1-фс3/2) (Тг/ЮО)4[1 -ф2,7 0,89(1-<рс3/2)] X
X(FP'IFp)-, (2.60)
q2,р" =0,89Ф2,702 (1—Фс3/2) (Т2/100)4Х
X [ 1-ф2,7 • 0,89 (1-фс3/2) ] (l-Fp’ /Fp). (2.61)
40
Количество отраженной удельной лучистой теплоты от плоско-
стей рефлектора и прошедшей через мнимую плоскость 7 qP-.7 и
qP“ л определится по формуле
Чр',7 == Яг.р'Чр',7 (1—ер) (2.62)
и . -
Яр', 7 = Ч2,р"Чр",7 О —ер)- (2.63)
Аналогично установили взаимные поверхности и удельные пото-
ки излучения от плоскостей 3—6 (см. рис. 2.12). Как показывают
исследования [53], от перечисленных поверхностей в полусферу
подается 1,5—2 % энергии излучения.
Таким образом, формула (2.45) может быть записана в сле-
дующем виде:
'Пл=[(<71+<72+<7р',7+7р",7)/9] + (5,5ч-9)-1О“2. (2.64)
Проведенные исследования показали, что учет конструктивных
факторов, степени черноты поверхностей излучения в зависимости
от шероховатости и живого сечения насадка, суммарной эффек-
тивной поверхности излучения вносит существенные коррективы в
значение лучистого КПД горелки. Расчеты, выполненные по ука-
занной методике В. И. Биргиным, дают значения лучистого КПД
для горелки ГИ-01 при ее работе на природном газе. Так, при рас-
положении излучающей поверхности снизу для металлокерамиче-
ского огневого насадка т]л=50-4-52 %, а для двухсетчатого т]л =
=54-4-57 %.
Температура излучающего насадка зависит от удельной тепло-
вой мощности q и его геометрических параметров (для керамиче-
ских насадков — от диаметра огневых отверстий). Максимальная
температура и наибольшая полнота сжигания газа, как указыва-
лось выше, достигаются при коэффициенте избытка воздуха а = 1,05.
При одинаковой конструкции излучающего насадка и равной теп-
ловой мощности температура излучающей поверхности выше у
керамического насадка при больших диаметрах каналов (см.
рис. 2.2, кривые 1, 2, 3), так как с увеличением диаметра растет
живое сечение насадка (по конструктивным соображениям и из
условий теплообмена толщина перегородок принимается равной
0,5 мм).
Анализ зависимости изменения температуры излучающей по-
верхности от удельной тепловой нагрузки показал, что они подчи-
нены экспоненциальному закону [33, 35]:
Т—T0=(Tmax—То) [1—ехр(—п<7)], (2.65)
где Т—температура излучающей поверхности при соответствую-
щей q, К; То — начальная температура излучающей поверхности,
К, при 9 = 0; Тщах — максимальная температура излучающей по-
верхности, К; п — коэффициент в показателе степени. Выражение
(2.65) получено с учетом предположения, что
Т—Т0=А(1— e~nq), (2.66)
41
Рис. 2.15. Зависимость темпе-
ратуры излучающего насадка
от удельной тепловой нагруз-
ки.
Диаметр огневых каналов, мм: 1,
2 — 0,85 (1 — природный газ, 2 —
сжиженный газ); 3, 4 -1,55 (3 —
природный газ, 4 — сжиженный
газ).
при <7=0 7' = 7'о, а при </-> оо 7->Гтах=Д-|-7’о, откуда А =
= Ттах—То.
В работе [33] и исследованиями автора получены численные
значения Ттах и п, различные для одних и тех же излучающих на-
садков.
Указанное обстоятельство заставляет уточнить значения Ттах и
и, обработав экспериментальные данные (рис. 2.15) по методу наи-
меньших квадратов. Сравнить результаты расчетов по формуле
(2.65) с экспериментальными данными [33] можно по максималь-
ной относительной погрешности етах.
Результаты расчета приведены в табл. 2.3. Некоторые расхож-
дения данных объясняются тем, что автор применил метод наи-
Таблица 2.3
Значение Ттах и п для керамических излучающих насадков
и различных видов сжигаемого газа
Газ т шах п [33J т max п Ешах’ % (33] Emax' % ' «опт- Вт/м’ [33] «опт- Вт/м3
Природный Сжиженный 1213 0,0955 Для 1204 0,087 1268 0,088 ^ОГП 4,0 5 ММ 2,0 6,1 20,88 25,6 25,6
Для </Огн=1,55 мм
Природный 1243 0,11 1240 0,11 3,0 2,3 18,73 18,7
Сжиженный 1323 1258 4,4 1,0 18,85 18,1
0,11 0,128
Примечание. п=0»1 см2-ч/ккал=8б-10—7 м2/Вт; <7ОПТ соответствует ^Опт =
42
меньших квадратов с расчетом на ЭВМ, а в работе [33] экспери-
ментальные данные обрабатывались графическим методом. Невяз-
ка результатов автора и данных [33] составляет не более 5 % по
температуре, что в пределах погрешности эксперимента.
Температурный режим излучателя и лучистый КПД его при ра-
боте в нагревательной установке технологического назначения (ра-
диационные сушила, радиационные установки низко- и среднетем-
пературного нагрева и т. п.) заметно отличаются от соответствую-
щих значений при работе излучателей в системах и установках обо-
грева помещений, так как при этом отсутствуют обратное излуче-
ние от нагреваемых поверхностей и частичный контакт продуктов
сгорания с нагреваемыми поверхностями. Перечисленные выше
факторы влияют на температурный режим работы излучателя, по-
вышая температуру излучающей поверхности и лучистый КПД при
одной и той же мощности излучателя.
Определить указанные параметры расчетным путем практиче-
ски невозможно, так как они зависят от целого ряда трудноучи-
тываемых факторов, определяющихся теплофизическими характе-
ристиками и оптическими свойствами облучаемых материалов, рас-
стоянием от облучаемой поверхности до излучателя, оптическими
свойствами газовоздушной прослойки между ними, конструктив-
ными особенностями установки и т. д. В этой связи предлагаем
метод определения лучистого КПД, основанный на предваритель-
ном экспериментальном исследовании зависимости температуры
излучателя от тепловой нагрузки, конструкции излучающего насад-
ка и расстояния до облучаемого материала [Родин А. К., Бир-
гин В. И. Исследование излучающих горелок в условиях сушки
стеклохолста, 1977 г.].
2.3. Исследование теплообмена в каналах
перфорированных керамических насадков горелок
Устойчивая работа ГИГ с перфорированным насадком зависит
от многих факторов, в частности от температуры тыльной стороны
керамической перфорированной плитки и степени подогрева газо-
воздушной смеси, поступающей в зону горения. Газовоздушная
смесь, проходя через каналы перфорированного насадка, отбирает
часть теплоты от их разогретых стенок и поступает в зону горения
подогретой (рис. 2.16), что существенно сказывается на работе
ГИГ, особенно при минимальной и максимальной удельных тепло-
вых нагрузках. В первом случае при достаточном подогреве газо-
воздушной смеси повышается устойчивость горения, во втором —
интенсивный нагрев газовоздушной смеси повышает температуру
излучающей поверхности плитки настолько, что темп ее роста (темп
нагрева плитки) превышает темп нагрева газовоздушной смеси,
проходящей через каналы, а это приводит к возникновению про-
скока пламени в камеру смешения. Это явление наглядно иллю-
стрирует температурный график (см. рис. 2.2).
43
Рис. 2.16. Схема теплообмена стенок
каналов перфорации насадка с га-
зовоздушной смесью.
При работе горелки тепло-
вой режим керамического пер-
форированного насадка опре-
деляется наличием двух про-
тивоположно направленных
тепловых потоков: <70хл, обу-
словленного охлаждающим
эффектом движения газовоз-
душной смеси в каналах пер-
форации и направленного в
сторону излучающей поверх-
ности; (/нагр, движущегося от раскаленной излучающей поверхно-
сти насадка в глубь его, в сторону тыльной поверхности. При
установившемся режиме работы излучателя qOXJI равно ^нагр. Пере-
дача теплоты насадку из зоны горения происходит теплопровод-
ностью, а газовоздушной смеси — за счет теплообмена конвекцией
от поверхности стенок каналов насадка.
В результате установившегося теплового режима температуры
излучающей Тп и тыльной сторон насадка Тт при определенной
тепловой нагрузке достигают постоянных значений. Вследствие
непрерывного подогрева газовоздушной смеси в каналах насадка
процесс горения стабилизируется и фронт горения удерживается
на поверхности насадка, раскаленная поверхность которого служит
источником возгорания нагретой газовоздушной смеси. Эффектив-
ность возгорания возрастает с повышением температуры в зоне
горения. Повышение температуры в зоне горения и, следовательно,
излучающей поверхности насадка приводит к постепенному про-
греву всего насадка. Из температурных процессов (см. рис. 2.2)
видно, что с увеличением удельной тепловой нагрузки повышаются
Ти и Тт (для с!огн=1,75 и 1,55 мм). Это обстоятельство способству-
ет проникновению зоны горения в каналы перфорации, что влечет
за собой еще более интенсивный прогрев всего насадка и в итоге
приводит к проскоку пламени и выходу из строя излучателя. При
этом следует отметить, что проскок пламени возникает при темпе-
ратуре тыльной стороны насадка, меньшей, чем температура вос-
пламенения газовоздушной смеси, вследствие того что скорость
распространения пламени в нагретой смеси стала выше скорости
движения газовоздушной смеси. Проскок пламени, следовательно,
зависит от диаметра каналов перфорации, вида сжигаемого газа
(с низкой или высокой теплотой сгорания), удельной тепловой на-
грузки, коэффициента теплопроводности материала насадка и дли-
ны каналов перфорации (толщины керамической плитки).
Анализ температурных кривых (см. рис. 2.2) показывает, что
чем меньше диаметр перфорации, чем больше тепловая нагрузка
44
1
на плитку, а следовательно, и расход газовоздушной смеси через
каналы перфорации, тем выше охлаждающий эффект. Следствие
этого—-понижение Тт плитки с увеличением тепловой нагрузки при
диаметре перфорации меньше 0,85 мм. При этом проскока
пламени не наблюдается во всем диапазоне исследуемых тепловых
нагрузок [50]. Сравнив эти данные с результатами исследований,
приведенными в работах [12, 33], можно сделать вывод о том, что
керамические излучатели с диаметром перфорации, меньшим, чем
серийно выпускаемые, с г/ОГн=1,55 и 1,3 мм, более устойчивы к уве-
личению тепловой нагрузки и к проскоку пламени.
Теплоотдача от стенок каналов газовоздушной смеси для бес-
конечно малой высоты канала (dh) и единичной поверхности излу-
чающего насадка описывается выражением
dq = an(TCT—TCM)dh, (2.67)
где а — коэффициент теплоотдачи от стенки канала газовоздуш-
ной смеси, кВт/(м2-К); n=ndn' — суммарный периметр каналов
единичной площади, м; п'— число каналов единичной площади,
шт.; Тст — температура стенки канала, К', Тсм — температура газо-
воздушной смеси, К-
В общем виде количество теплоты 2 Q, кВт, воспринимаемое
газовоздушной смесью, прошедшей через п каналов плитки, можно
записать:
2 Q = anFKaK(TCT—Тем), (2.68)
где п — число каналов в плитке, шт.; FKaK — площадь поверхности
канала, м2: FKaK = 2nRh (здесь R— радиус канала перфорации, м;
h — высота, толщина, керамического канала, м).
Однако решить уравнение (2.68) нельзя, так как профили тем-
ператур на стенке канала и газовоздушной смеси непостоянны, а
кроме того, не известно значение коэффициента теплоотдачи а.
Исследования, проведенные А. М. Левиным и О. Н. Брюхано-
вым [12, 33], позволили выявить характер распределения темпе-
ратуры по стенке канала перфорированного излучателя и предло-
жить математическую зависимость, описывающую температурный
профиль стенки канала:
Лет = + (Л - ^см) в , (2.69)
где Tz ст — температура в любой точке z на стенке канала, К;
ТнСм — начальная температура холодной газовоздушной смеси, К;
«см = GcmQm/P'h (1 — <Рк)]> <2-70)
тде GCM — массовая скорость горючей смеси, кг/(м2-ч); ссм — удель-
ная теплоемкость смеси, Дж/(кг-К); ZH— теплопроводность мате-
риала насадка, Вт/(м-К); <рк— коэффициент живого сечения ка-
нала насадка; фк=2//Ао (здесь 2/=nn:R2; Fo — площадь огневой
поверхности насадка, м2).
Для определения количества теплоты, передаваемой стенками
канала газовоздушной смеси, необходимо определить коэффициент
45
теплоотдачи а и поле температур в канале. В этой связи рассмо-
трим течение газовоздушной смеси в канале круглой формы, стен-
ки которого нагреты неравномерно. Длина канала — h, радиус
поперечного сечения — R. Движение газа происходит за счет раз-
ности давления Др в начальном (входном) и выходном сечениях,
которая достаточно мала. Скорость течения газовоздушной смеси
(в дальнейшем будем писать — газа) так мала, что число Пекле
Ре<1. Газ считается вязким, несжимаемым с плотностью g=const,
течение — ламинарным, процесс — установившимся и стабилизиро-
вавшимся, так как участок стабилизации мал по сравнению с дли-
ной канала и не вносит существенных изменений в рассматривае-
мый процесс. При решении поставленной задачи изменением тем-
пературы газа, обусловленным выделением теплоты, связанным с
диссипацией энергии путем внутреннего трения, будем пренебре-
гать, так как оно мало по сравнению с имеющимися разностями
температур в канале (следует отметить, однако, что это ограниче-
ние несущественно при рассматриваемом методе расчета и может
быть снято).
Введем цилиндрическую систему координат с осью Z, направ-
ленной по оси канала, причем направление движения газа совпа-
дает с положительным направлением оси Z. Входное сечение ка-
нала соответствует Z=0, а выходное сечение — Z = h. В резуль-
тате симметрии течение от полярного угла 0 не зависит. Расстоя-
ние от оси Z обозначим г (О^г^/?).
Уравнение переноса теплоты в рассматриваемом случае имеет
вид [19, 32]
( J_____
4|лЛ \ / dZ
(2.71>
где Др — перепад давления газа в канале; г, Z, 0 — цилиндриче-
ские координаты; р— коэффициент динамической вязкости; Т —
температура газа; а — коэффициент температуропроводности; а—
= A/pCp=eonst (ср — теплоемкость при p = const). Здесь учтено,
что diTldZ2<^diTldri [19].
В работе Б. С. Петухова [47] дано решение уравнения (2.71)
для двух краевых задач: когда dT/dZ=const на стенке и когда
температура стенки в сечении Z=0 изменяется скачком, но при
Z>0, Т=const.
Рассмотрим следующие краевые условия:
Т(R, Z) =TCt(Z) при Z^O;
Т(0, Z) ограничено или дТ(О, Z)/<5г;
Т(г, 0)=Гст(0).
(2.72)
(2.73)
(2.74)
Решив краевую задачу (2.72—2.74), найдем распределение тем-
пературы газа в канале и коэффициент теплоотдачи (число Нус-
сельта).
46
Уравнение (2.71) решается методом осреднения. Заменив на
R
9 г дТ
f(Z) = — I кг—dr,
J V 7 ~/?2 J dZ
о
(2-75)
получим
d27 , 1 дТ Г2\
- W (г) I 1 ,
ф-2---------------------------2 dr-дг
(2.76)
где
kpR* __ Др №ср.
У ' 4hpa h 4vAH ’
"v — коэффициент кинематической вязкости.
Решение уравнения (2.71), удовлетворяющее условиям (2.72),
(2.73), имеет вид [55]:
7' = 7'CT(Z)—1
4
Подставив формулу (2.78) в соотношение (2.75) и решив диф-
ференциальное уравнение, определим функцию
z
„ , 12 f dT„(Z)
D Ч-----1 exp
<r/?2 .) dZ ‘
0
(2.77)
(2.78)
/(Z) = exp
[~^Z^dZ , (2.79)
где D — произвольная постоянная.
Если по стенке канала температура распределена линейно, т. е.
с/Тст (Z)/dZ=const, а постоянная 7) = 0, то приближенное (полу-
ченное методом осреднения) решение уравнения (2.78, 2.79) пере-
ходит в точное решение уравнения (2.71), которое имеет вид [32,
.55]:
Г„ = Г. + (Z - & [А - (f)’+ ф(ф)4]); (2.80)
7’CT = 7'0 + (7I-7'0)(Z7l),
где Т\— То— характеристическая разность температур стенки ка-
нала и газа.
Определяем произвольную постоянную D, входящую в формулу
(2.79), из условия (2.74) во входном сечении. Согласно условию
(2.74) и формуле (2.78) имеем
7(0) = 0.
Формула (2.79) с учетом условия (2.81) примет вид:
(2.81)
(2.82)
/(Z)
Л / J dZ
о
ехр
dZ.
Формулы (2.78) и (2.82) определяют поле температуры в кана-
ле, когда температура стенки имеет произвольный закон распреде-
47
ления, а газ в начальном сечении — постоянную температуру, рав-
ную температуре стенки в этом сечении. Исследования показали:
чем меньше диаметр перфорации и больше удельная тепловая на-
грузка, тем меньше коррегируются приведенные выше формулы.
Для керамических плиток с диаметром перфорации 1 мм и меньше я
формулы (2.78) и (2.82) дают хорошую сходимость. |
Определив плотность теплового потока на стенке
= X?/?/(Z); (2.83) |
=/? 4
dr
среднемассовую температуру газа
R
J 0 z^dr
Tm = -------R---------------- (?) - -^/(Z) (2.84)
о
и приняв характеристическую разность температур стенки канала
и газа равной 7СТ и Тт, получим значение коэффициента тепло-
отдачи
* = (Т'ст - Тт) = (24/ 11) (Лн.'/?). (2.85)
При этом число Нуссельта
Nu = а2/?/Хи = 48/11. (2.86)
Если вместо среднемассовой температуры Тт использовать
среднеинтегральную
R
Tcp=~^nrT(r,Z)dr, (2.87)
о
то вместо выражений (2.85) и (2.86) получим
а=ЗЛн/Д; (2.88)
Nu = 6. (2.89)
Интересно отметить, что в рассматриваемом случае число Нус-
сельта Nu есть величина постоянная при любом законе распреде-
ления температуры на стенке канала Тст (Z). Анализ полученных
результатов позволяет сделать вывод, что число Nu хорошо согла-
суется с данными, приведенными в работе [47].
Предложенный метод расчета, как видим, достаточно прост и
позволяет найти искомые а и Nu без определения собственных зна-
чений и собственных функций задач, изложенных в работах [19,
47]. При этом следует учесть и тот факт, что в указанных работах
приведены только первые три собственные функции задачи и, сле-
довательно, решения нельзя считать точными.
48
1
На основании изложенного можно определить количество теп-
лоты, передаваемой поверхностями каналов газовоздушной смеси
при их высоте, равной dZ:
dQ = c&tRn [/нем + е ~m™h (1~z’/ft!,-7CT (Z) +
+ (1 i/96)q>R2f(Z) ]dZ. (2.90)'
Полное количество теплоты, передаваемой стенками п каналов
перфорации газовоздушной смеси, можно определить по формуле
Z=h
Q = ^rmRn J ?/?2/(Z)dZ
z=o
(2.91)
или с учетом условия (2.82)
Z=h
Q=—
48
12 I
----exp —
Z=h
С .^^ст (Z)
J dZ
о
о
X exp {z\ dZ
‘Л^2 j
(2.92)
В работе [13] предложена зависимость распределения темпера-
туры в перфорированной системе:
Т„ (Z) = Т„ (0) + ^Wcmz _ 1 j. (2.93)
/"™'г - 1
Преобразуем выражение (2.70) с учетом, что <7см=Ч)смПсм.
Если за скорость газовоздушной смеси по оси канала пСм принять
Птах, ТО [см. формулу (2.77)]
Нем—= ApR2/(4p,/l) Псмф = Асмф/ (СсмРсм) ,
а
Ц^см--Асмф/ [Ан (1 фк) ] .
Из выражения (2.93) имеем
dTCT(Z)/dZ=mCM (°)em^z.
(2.94)
(2.95)
Подставив формулу (2.95) в (2.92), получим
Z = h
Q = ^Rn — [ yR2
48 J
о
12 I
---exp —
z-n
J ^см
о
TcAh)-TCT (0)
,/”СМ _ J
12 \
------Ь wcm| ZdZ dZ.
'(R2 см/
4
Зак. 76
(2.96)
4»
t
Проинтегрировав формулу (2.96) и подставив вместо тси ее
значение из выражения (2.94), получим
И
Q = — o~Rn
^смУ2/?2
Ml - ?к)
ТСт(А)- ГСТ(0) <fR2
А , W2*2
+ (I - ?к)
ехр
^см?
Ml — ¥ к)
(2.97)
Выражение (2.97) дает точное аналитическое решение задачи.
Однако количество теплоты, воспринятой газовоздушной смесью,
проходящей через каналы перфорации и поступающей в зону го-
рения, можно определить с учетом экспериментальных данных
(температурных профилей на стенке канала). Анализ этих данных
показывает, что прослеживаются три характерные температурные
зоны в керамическом перфорированном насадке, различающиеся
темпом нагрева. В работе [55] изложен метод определения нагре-
.ва газовоздушной смеси по температурным профилям на стенке
канала перфорации. Использовав полученные расчетные формулы,
можно определить охлаждающий эффект газовоздушной смеси,
протекающей по каналам перфорации излучающего насадка, а
•следовательно, установить, возможен ли проскок пламени в каме-
ру излучателя при заданных геометрических, теплофизических
параметрах излучающего насадка и удельном расходе газа.
2.4. Расчет инжекционных смесителей излучающих
горелок с учетом гидравлического сопротивления
насадка
Газовые излучающие горелки используют в основном при низ-
жом давлении газа перед соплом. Коэффициент избытка первич-
ного воздуха при сжигании газа в них, как указывалось выше, со-
ставляет а=1,05, это значит, что при работе на природном газе
необходимо подсасывать 10-кратный, а при работе на сжиженном
газе 26-кратный объем воздуха. При этом коэффициент инжекции
.должен оставаться в допустимых пределах даже при значитель-
ных колебаниях давления газа в сети, так как горелка должна
работать без химического недожога. Обеспечение стехиометриче-
ского состава газовоздушной смеси — одна из главных задач при
проектировании ГИГ. Эта задача выполнима при соответствующем
расчете инжекционного смесителя.
В литературе описано большое число методов и приведено мно-
жество формул для расчета инжекционных смесителей [1, 24, 25,
33, 59, 61]. Предлагаемые различными авторами формулы (при
всем их многообразии и различии) можно разделить на две груп-
пы. К первой относятся формулы, позволяющие определить такие
50
1
размеры инжекционного смесителя при заданном гидравлическом
сопротивлении на выходе из него, которые обеспечивают необхо-
димый коэффициент инжекции при определенном давлении газа;
ко второй — позволяющие определить размеры инжекционного
смесителя, обеспечивающие получение максимального коэффици-
ента инжекции при заданном относительном противодавлении или
же преодоление максимально возможного противодавления при
заданном коэффициенте инжекции. Такой метод расчета называет-
ся расчетом по оптимальным с о о т н о ш е н и я м. Фор-
мулы второй группы позволяют рассчитывать инжектор даже
тогда, когда гидравлические сопротивления за ним неизвестны.
При этом, если действительное гидравлическое сопротивление на
выходе окажется меньше предельно допустимого, то рассчитанный
инжектор будет обеспечивать больший, чем требуется для горения,
коэффициент инжекции; это приводит к необходимости принимать
дополнительные конструктивные меры для снижения коэффициен-
та инжекции. Кроме того, размеры инжектора при этом оказыва-
ются завышенными по сравнению с полученными по формулам
первой группы.
Воспользуемся основным уравнением для расчета смесителей
при учете гидравлических сопротивлений на выходе из инжектора,
приведенным в работе [33]:
+«)(! +m«)(l — 0,475т;д)—])j (2.98)
и уравнением для определения отношения размеров
kom = 2 {(1 + т) (1 + тп) (1 - 0,475г;д) - т'п [ 1 (2р22) - 1 ]), (2.99)
где Р4— отношение давления газовоздушной смеси (fU—Ро) в вы-
ходном сечении диффузора к давлению инжектирующего газа
(pi—р0); т — объемный коэффициент инжекции; п — отношение
плотности воздуха к плотности газа; k — отношение площадей
поперечного сечения цилиндрической камеры смещения и газово-
го сопла; щ и цг — коэффициенты расхода для газового сопла и
для кольцевой щели, через которую подсасывается первичный
воздух; т]д — КПД диффузора.
При проектировании горелок ГИИ-1, ГИИ-3, ГИИ-8 и .других,
разработанных ГипроНИИГазом, инжекторы газовых смесителей
рассчитывались по оптимальным соотношениям, так как не были
известны гидравлические потери в излучающих насадках и, сле-
довательно, соответствующие им коэффициенты гидравлических
сопротивлений. По формуле (2.99) были определены оптимальные
соотношения площадей поперечного сечения цилиндрической ка-
меры смешения и газового сопла для природного и сжиженного
газов; при т = 10 ЛОПТ=198, а при т = 26 ЛОПТ = 405. Как и следо-
вало ожидать, коэффициент инжекции и размеры указанных выше
горелок оказались несколько завышенными. При полностью от-
крытом регуляторе первичного воздуха коэффициент инжекции
при работе на природном газе составил т=13. Подсос воздуха
4*
51
Рис. 2.17. Зависимость коэффици-
ента гидравлического сопротивле-
ния t насадка от скорости w
смеси.
Диаметр огневых каналов, мм: 1 —
1,55; 2 — 1,1; 3 — 0,95; 4 — 0,85.
приходилось уменьшать, созда-
вая с помощью воздушной за-
слонки дополнительное мест-
ное сопротивление на входе
воздуха в инжектор. Кроме
того, не удалось обеспечить
унификацию инжекционных
смесителей для излучателей,
работающих на природном и
сжиженном газах [36]. В этой
связи Саратовский экспериментальный завод «Газаппарат» вы-
пускал одни горелки (ГИИ-3) для работы на природном газе,
.другие (ГИИ-8) —на сжиженном газе, имеющие равную тепловую
мощность (7,424 кВт).
Для точного расчета инжекторов на заданный коэффициент
инжекции автором были проведены исследования гидравлических
сопротивлений ГИГ и определены коэффициенты гидравлического
•сопротивления огневых насадков с dorH= 1,55; 1,10; 0,95 и 0,85 мм
,[56]. Методика экспериментов и результаты исследований подроб-
но изложены там же [56]. На рис. 2.17 приведены зависимости
коэффициентов местного гидравлического сопротивления от ско-
рости газовоздушной смеси.
Обработка экспериментальных данных по коэффициентам
местных гидравлических сопротивлений излучающих насадков с
каналами разного диаметра показала, что во всех случаях экспе-
риментальная зависимость значения этого коэффициента £ от
скорости газовоздушной смеси в огневых каналах может быть
.представлена в следующем виде:
In С = а — In
(2.100)
или
С = Д>, (2.101)
где а и А — постоянные величины для данной конструкции огне-
вого насадка. Видно, что коэффициент местного гидравлического
•сопротивления насадка обратно пропорционален скорости газовоз-
.душной смеси, протекающей по каналам перфорации, что свиде-
тельствует о ламинарном режиме течения в огневых каналах.
При сжигании природного газа получены значения А для раз-
личных диаметров отверстий огневых каналов. При do™, равном
1,55; 1,1; 0,95 и 0,85 мм, соответствующие значения А — 0,081;
0,0867; 0,1304 и 0,1304 м/с. Как видим, для do™ = 0,95 и 0,85 мм
.52
Рис. 2.18. Зависимость коэффициента инжекции т от давления
газа перед соплом для различных значений k.
значения А приняты равными, так как зависимость для
«их практически одинакова (расхождения значений £ не превы-
шают 1,2 %).
Ранее было показано [33], что изменение коэффициента инжек-
ции в зависимости от давления газа перед соплом можно опреде-
лить, находя для каждого значения pi—ро значение £ по графику.
Обработка экспериментальных данных позволяет сделать вывод,
что данную задачу можно решить аналитически.
Для упрощения уравнения (2.98) примем, что Ц2~0,71 (в дей-
ствительности (12=0,765). Тогда
1/(2|*./)-1 =0. (2.102)
Кроме того, примем
1+ч«1. (2.103)
Если учесть, что абсолютные значения коэффициента £ в рабо-
чем диапазоне горелки примерно не более 50, то погрешность от
принятого допущения не превышает 2 %. Подставив выражения
(2.101) и (2.102) в формулу (2.98) и выразив давление после
диффузора р^—ро через гидравлическое сопротивление огневого
насадка, получим с учетом уравнения (2.103) при т)д = 0,81:
~ [6 - (1 + тп} (1 + т) 0,606] = (1 -тп)-^----—===^===^,
/огн И1 г 2-9,81 (Д| До)/Pi
(2.104)
где Л — площадь поперечного сечения сопла; — живое сечение
огневого насадка; gi — плотность газа.
По уравнению (2.104) можно построить для имеющегося ин-
жекционного смесителя зависимость коэффициента инжекции от
давления газа. На рис. 2.18 построены соответствующие зависи-
мости для различных значений k при работе на природном газе
[Qi=0,73 кг/м3 или qi=0,0744 кг-с2/м4 и |ii = 0,9] для излучаю-
щего насадка с dOrH=l,55 мм.
В конструкциях излучающих горелок, работающих на газе
низкого давления, следует предусматривать широкий диапазон
возможного изменения давления газа перед соплом. Приняв в
53
качестве номинального давление природного газа 1274 Па (130 мм
вод. ст), поставим в виде дополнительного требования условие,,
чтобы необходимое значение коэффициента инжекции обеспечи-
валось при снижении удельной тепловой нагрузки с 20,88-104 до
9,28-104 Вт/м2, когда температура излучающего насадка снижа-
ется до минимальной рабочей 873 К. Уменьшению тепловой на-
грузки и расхода газа в 2,25 раза соответствует уменьшение дав-
ления газа в 5,06 раза, следовательно, нижним пределом рабочего
давления можно считать давление 252 Па (25 мм вод. ст.).
Решая уравнение (2.104) относительно k (подставляя значе-
ния m=10; pi—ро=25 мм вод. ст.), находим, что /? = 140. Увели-
чение давления газа перед соплом до 1960 Па (200 мм вод. ст.)
влечет за собой изменение коэффициента инжекции до 19,9, что
соответствует а=1,14. Как видим, горелка с рассчитанным по
вышеприведенной методике инжектором, работает удовлетвори-
тельно во всем рабочем диапазоне изменения давления.
При конструировании горелок ГК-23, ГК-27У, ГК-1-38 и других
в ГипроНИИГазе пользовались предложенной методикой, что по-
зволило создать унифицированные инжекторы горелок, способные
удовлетворительно работать как на природном, так и на сжижен-
ном газе. Данную методику использовали на кафедре теплогазо-
снабжения и вентиляции СПИ при расчете инжекторов газовых
высокотемпературных ГИГ беспламенного типа ВГИ/Щ, ГИ-01
и др. Предлагаемая методика позволяет решить и обратную зада-
чу. По уравнению (2.104) можно построить для имеющегося
инжекционного смесителя зависимость коэффициента инжекции от
давления газа перед соплом и, следовательно, определить опти-
мальный диапазон работы ГИГ.
2.5. Исследование гигиенических параметров
продуктов сгорания
Оценка любого газогорелочного устройства будет неполной,
если ограничиться теплотехническими характеристиками и режим-
ными параметрами. Необходимо оценить и качество горения по
содержанию оксида углерода СО и других веществ, образующих-
ся в результате сжигания топлива и присутствующих в продуктах
сгорания. Основным нормируемым показателем качественного
сжигания газа в ГИГ считается содержание СО в продуктах сго-
рания. Нормы проектирования газогорелочных устройств допус-
кают его содержание в сухих неразбавленных продуктах сгорания
не более 0,02 % по объему (а=1,0) для горелок инфракрасного
излучения без организованного отвода продуктов сгорания.
Процесс образования оксида углерода при сжигании газа хо-
рошо изучен и изложен в литературе [31, 58]. Как показывают
многочисленные исследования, содержание СО в продуктах сгора-
ния при сжигании газа в ГИГ, работающих в расчетном режиме,
не превышает 0,01—0,02 %- С этой точки зрения ГИГ являются
газогорелочными устройствами с максимальной полнотой сжига-
54
.'Ния топлива. Однако при сжигании газа в продуктах сгорания
могут образовываться оксиды азота, сажистые частицы, канцеро-
генные вещества, одним из которых является 3,4-бенз(а)пирен.
Анализ продуктов сгорания газа в ГИГ показывает, что при
таком способе сжигания не обнаруживается ни сажистых частиц,
ни канцерогенных веществ [28, 33, 50]. В этой связи особое вни-
мание следует уделить содержанию в продуктах сгорания оксидов
азота (NOx).
Установлено, что более 95 % от общего содержания выбросов
•оксидов азота на планете поступает в атмосферу с продуктами
•сжигания твердого, жидкого и газообразного топлива. Концентра-
ция в воздухе 15 мг/м3 диоксида азота вызывает раздражение
тлаз, а 200—300 мг/м3 опасна для человека уже при кратковре-
менном вдыхании, так как может вызвать отек легких.
Согласно СН 245—71 предельно допустимые концентрации
(ПДК) оксидов азота (в пересчете на NO2) приняты в СССР сле-
дующие: в атмосферном воздухе населенных пунктов 0,085 мг/м3,
или 4-10~6% по объему; в воздухе рабочих зон промышленных
предприятий 5 мг/м3, или 240-10~6 % по объему.
Характер цепной реакции окисления атмосферного азота сво-
бодным кислородом при горении (взрыве) описывается уравнением
химической кинетики:
N2+O2 ** 2NO — 43 ккал/моль. (2.105)
Условия, при которых образуются оксиды азота, исследовались
многими учеными и изложены в работах советских и зарубежных
авторов, в частности Я. Б. Зельдовича, П. Я. Садовникова,
,Д. А. Франк-Каменецкого, И. Я. Сигала, К. П. Фенимора. Боль-
шой вклад в исследования сжигания газообразного топлива и
выявление связей между условиями его сжигания и содержанием
в продуктах сгорания вредных компонентов внесли Н. В. Лавров,
Б. Ф. Копытов, А. М. Левин, М. Б. Равич, И. Я. Сигал, А. Е. Бри-
нов, В. А. Спейшер, Н. Л. Стаскевич, Г. П. Комина, Б. М. Криво-
ногов и другие ученые.
В литературе имеется много данных по условиям образования
и количеству выбросов NOX от котлоагрегатов и технологических
установок при сжигании в них газообразного топлива, но еще не-
достаточно исследованы и освещены вопросы, касающиеся образо-
вания оксидов азота при сжигании газа в ГИГ. Оценка работы
ГИГ с точки зрения образования оксидов азота — вопрос чрезвы-
чайно важный, так как газовые излучатели широко применяют в
системах отопления производственных помещений промышленного
и сельскохозяйственного назначения, для местного или зонного
обогрева людей и животных, а также в различных технологиче-
ских установках нагрева и сушки как с отводом, так и без отвода
продуктов сгорания.
Приведенные в работах [2, 11, 28] данные по содержанию
оксидов азота в продуктах сгорания природного и сжиженного
газов для некоторых типов ГИГ получены для различных условий
55
Рис. 2.19. Схема экспериментальной установки для определе-
ния продуктов сгорания.
их работы, носят разноречивый характер, не позволяют объектив-
но оценить работу различных излучателей и выявить характерные
зависимости образования NO* от режима работы и конструктив-
ных особенностей излучающей насадки. Результаты, опубликован-
ные в работе [2], значительно отличаются от приведенных в рабо-
тах [11, 28]. По-видимому, объясняется это различие тем, что
содержание NO2 определяется линейноколористическим методом
с помощью прибора УГ-2 без учета поправок, рекомендованных в.
работе [42] и позволяющих уменьшить относительную погреш-
ность эксперимента с точностью от ±33 до ±7 %.
Анализ существующих методов определения оксидов азота по-
зволил принять фотоколориметрический метод с использованием
реактивов Грисса—Илосвая и Зальцмана [46] и окислителя хро-
мового ангидрида, так как указанный метод достаточно точен и
нетрудоемок. В качестве поглотителя применяли 8 %-ный раствор
KI. Для определения оптической плотности растворов использо-
вался фотоэлектроколориметр типа ФЭК-56М (рис. 2.19).
Продукты сгорания от излучающей горелки 1 на анализ отби-
рают газообразной водоохлаждаемой трубкой 3, изготовленной из
фарфора, так как при применении отборников из нержавеющей
стали наблюдается снижение концентрации оксидов азота на 30—
35 % вследствие каталитического воздействия оксидов железа на
восстановление оксидов азота и кислорода при наличии в продук-
тах сгорания водорода или оксида углерода. Разрежение в систе-
ме создавалось ротационной установкой ПРУ-4 8. Температура
продуктов сгорания контролировалась термометрами 7 с ценой
деления 0,5 °C и пределом измерения ±50 °C. Поглотительный
раствор заливался в сосуды с пористой насадкой 4, способствую-
56
щей поглощению NO* в поглотительном растворе 8 %-него КГ
Окислительный сосуд 5 представляет собой стеклянную трубку с
внутренним диаметром 7 мм и длиной 150 мм, заполненную окис-
лителем— хромовым ангидридом — на длину 100—ПО мм. Расход
отбираемых продуктов сгорания определялся реометром 6. Анализ
газовоздушной смеси на содержание СН4 для определения коэф-
фициента избытка воздуха а и О2 в продуктах сгорания (для
определения коэффициента разбавления h) проводился на хрома-
тографе 9 типа «Цвет-101». Измерение температуры излучающего
насадка осуществлялось хромель-алюмелевыми термопарами 2 и
потенциометром К.СП-4 12, имеющим класс точности 0,5 %. Дав-
ление газа перед соплом излучателя измерялось водяным U-образ-
ным манометром 10, а оптическая плотность поглотительных
растворов — фотоэлектроколориметром 11 типа ФЭК-56М.
Пробы для анализа отбирались в точке, расположенной по
центру излучателя на расстоянии 15 мм от излучающей поверх-
ности — керамики или сетки-экрана. Объем пробы, прокачиваемой
через окислительный и поглотительный сосуды, равен 1 л. Ско-
рость прокачивания пробы была установлена экспериментально и
составляла 0,5 л/мин (при такой скорости концентрации NOX
•были максимальными). В поглотительные сосуды заливали по
10 мл 8 %-ного раствора КГ По окончании отбора проб анализи-
ровали содержимое поглотительных сосудов. Для этого отбирали
в пробирки по 5 мл исследуемого раствора из каждого сосуда и
добавляли в них по 1 мл реактива Грисса—Илосвая и Зальцма-
на. По истечении 20 мин в пробирки добавляли по 0,5 мл раство-
ра Na2SOs, после чего содержимое пробирок переносили в кювету
с толщиной поглощающего слоя 30 мм и на ФЭК-56М определяли
оптическую плотность раствора. Нуль фотоэлектроколориметра
устанавливался по нулевому раствору. После определения оптиче-
ской плотности раствора по калибровочному графику находили
концентрацию NO2 в микрограммах на миллилитр. Полученные
результаты суммировались.
При наличии в поглотительных растворах более 10 мкг/мл NO2
содержимое поглотительных приборов после окончания отбора
пробы разбавляли 8 %-ным раствором КД в 2—3 раза, после чего
выполняли анализ, так как концентрация NO2 определялась в пе-
ресчете на неразбавленные продукты сгорания. Одновременно с
отбором пробы для анализа на хроматографе «Цвет-101» контро-
лировалось содержание О2 в продуктах сгорания, по которому
•определился коэффициент разбавления продуктов сгорания h:
/г=1/[1-(О2пр/О2в)], (2.106)
где О2пр, О2в — содержание О2 в анализируемой пробе и в возду-
хе, Не-
окончательная концентрация диоксида азота, мг/м3, в продук-
тах сгорания определялась по формуле
CNO= =MVuh/(VV0), ,/ (2.107)
57
где М — массовая доля диоксида азота в анализируемом объеме-
жидкой пробы, мкг: VM — общий объем жидкой пробы, мл; V —
объем жидкости, взятой для анализа, мл; Vo — объем газообраз-
ной пробы для анализа, приведенный к нормальным физическим
условиям:
Ко = О,00278КЛ Ppi/Tlt (2.108)
где VT,p — объем пробы, взятой для анализа в рабочих условиях,
мл; pi — абсолютное давление пробы, взятой для анализа, Па;
Т\— температура пробы, К.
Концентрацию оксидов азота в продуктах сгорания определяли:
для серийно выпускаемых ГИГ типа ГИИБл, ГИИВ-1, ГК-27У-1,.
32-плиточной горелки ГИ-01.
Для определения основных закономерностей образования NO.V
в продуктах сгорания при работе ГИГ исследовались зависимости:
выхода NO*: 1) с изменением коэффициента избытка воздуха при
постоянной оптимальной тепловой нагрузке на горелку; 2) при:
оптимальном коэффициенте избытка воздуха (а=1,05) с измене-
нием удельной тепловой нагрузки; 3) от температуры излучающе-
го насадка.
Эксперименты проводили при расположении насадка как
вверх, так и вниз. Режим горения во всех случаях — устано-
вившийся, температура насадка поддерживалась постоянной. Раз-
работанная нами горелка ГИ-01 исследовалась с изучающим
насадком из керамики (с do™ = 0,65 и 1,55 мм) и с двухсетчатым
насадком при работе на природном газе следующего состава, %:
N2 2,1; СН4 93,3; С2Н6 3,1; С3Н8 0,9; С4Н10 0,4; СО2 0,2. Теплота
сгорания данного газа — 36 636 кДж/м3, теоретически необходи-
мый объем воздуха Ко/=9,75 м3/м3.
Коэффициент избытка воздуха а определялся по наличию
СН4 в подаваемой газовоздушной смеси, анализ которой проводи-
ли на хроматографе «Цвет-101». Смесь на анализ отбирали из
распределительной коробки ГИИ.
Коэффициент избытка воздуха а определяли по известной фор-
муле:
а^СНгДСН^Ко'), (2.109)
где СН4Г, СН4см — содержание метана в подаваемых на горение-
природном газе и газовоздушной смеси, %; Vo' — теоретически не-
обходимый объем воздуха, м3/м3. По результатам проведенных
экспериментов построены графические зависимости, приведенные-
в работе [3].
Анализ полученных данных показал, что максимум выделения
оксидов азота происходит при а=1,05, так как при этом темпера-
тура излучающего насадка максимальная (независимо от конст-
рукции насадка); выход оксидов азота возрастает с увеличением
тепловой нагрузки на горелку. Зависимость выхода NCK от q в
исследуемом диапазоне нагрузок линейная, а количество NO* в
пересчете на NO2 не превышает 30 мг на 1 м3. Зависимость выхода
58
NOx, мг/м3, от температуры излучающего насадка для всех иссле-
дуемых горелок, имеющих вторичный излучатель в виде нихромо-
вой сетки, описывается в пределах температур первичного излуча-
теля от 800 до 1300 К формулой
CNox =0,16-Ю°-00173г. (2.110)
Для горелки ГК-27У-1 без вторичного излучателя зависимость
выхода NOX от температуры излучаемого насадка в рабочем диа-
пазоне температур выразится формулой
CNov=41 • 10~5 • Ю0’00417". (2.1П)
Анализ полученных данных позволил выявить зависимость вы-
хода NOx от удельной тепловой нагрузки излучателя:
— для излучающих горелок с керамическим насадком и сет-
кой-экраном (ГИ-01, ГИИБл и др.)
Cno t; = 0,104(7—2,61; (2.112)
— для излучающих двухсетчатых горелок
CNOjf= 0,08(7—3,49; (2.113)
— для излучающих горелок с керамическим насадком (ГК-
27У-1 и др.)
CNox=0,105<7— 12,12. (2.114)
Полученные зависимости позволяют определить общий выход
оксидов азота и рассчитать необходимый воздухообмен в помеще-
нии из условий их разбавления до допустимой ПДК.
3 РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ПЛОТНОСТИ ЛУЧИСТОГО*
ПОТОКА ОТ ИЗЛУЧАЮЩИХ ГОРЕЛОК
3.1. Эпюры облучения горелок
При проектировании и эксплуатации систем и установок с ГИГ
помимо теплотехнических характеристик, присущих всем газовым
горелкам (тепловая мощность, рабочее давление и расход газа),
необходимо знать характер распределения энергетической осве-
щенности (облученности) от излучателя, который зависит от тем-
пературы, линейных размеров и формы излучающей поверхности,
а также от конструкции рефлектора. В проектной практике чаще
всего необходимо иметь картину плоскостного распределения по-
верхностной плотности энергии от излучателя. Ее дают эпюры
облучения ГИГ.
В работах [34, 49, 54] описаны экспериментальные установки
для определения эпюр облучения, приведены результаты исследо-
вания для излучателей ГИИ-3, Г14И-8. Одна из схем эксперимен-
тальной установки для определения эпюр облучения рассмотрена
в разделе 2.2.
В работе [34] описана методика экспериментального построе-
ния пространственных эпюр облученности, позволяющих опреде-
лять поверхностную плотность энергии на различных расстояниях
от горелки и под различным углом к ее поверхности, а также
суммарную энергию, передаваемую непосредственно излучением.
Исследуемый излучатель следует поместить в центре полусферы
определенного достаточно большого радиуса (1—3 м). Плотность-
излучения измеряют в заранее рассчитанных точках на поверхно-
сти четверти сферы (рис. 3.1). Определив количество теплоты
флуч, воспринимаемое полусферой от излучающего насадка, и от-
неся его к удельной тепловой нагрузке излучателя, можно опре-
делить лучистый КПД горелки. Так, для излучателя ГИ-01 он
составил, %, при удельной тепловой нагрузке 127 кВт/м2 — 52,7;
при 150 кВт/м2 — 53,5; при 160 кВт/м2 — 52.
Эпюры облучения для излучателей ГК-27У-1 (ГИИ-19А) и.
ГИИВ-1, полученные автором на основании экспериментальных
исследований, приведены в работе [50]. Они показывают распре-
деление поверхностной плотности энергии в плоскости пола обо-
греваемого помещения от горелки по трем направлениям (про-
дольной, поперечной осям симметрии и по диагонали излучателя)
в зависимости от высоты подвеса излучателя и его удельной
тепловой нагрузки (рис. 3.2). По оси ординат откладывается по-
60
i
Рис. 3.1. Эпюра пространственного
распределения энергии излучения по
полусфере радиусом /?=1,5 м от из-
лучателя ГИ-01 при удельной тепло-
вой нагрузке 127 (/), 150 (2) и
160 кВт/м2 (3).
верхностная плотность энер-
гии q, Вт/м2, по оси абсцисс —
расстояние I, м, по горизонта-
ли от центра излучателя.
Цифры на кривых указывают
высоту подвеса излучателя Н,
м, над уровнем пола. По ха-
рактеру распределения энер-
гии излучения применяемые в
терморадиационных установ-
ках нагрева и сушки излучатели, подвешенные на малой высоте
(150—350 мм) отличаются от подвешенных на больших высотах
(3—11 м). На рис. 3.3 приведена эпюра облучения по большей
оси сдвоенною излучателя (блока горелок) ГК-27У-1 — ГИ-01,
установленного параллельно облучаемой поверхности. Удельная
тепловая нагрузка горелок 141 кВт/м2; температура керамики
Т’икер=1145 К, температура вторичного излучателя 7’11с=1030 К-
Излучающая поверхность состоит из керамических плиток с
^огн = 1,55 мм и сетки-экрана № 2—1,2 из стали марки 1Х18Н9Т.
Анализ эпюр показывает, что под излучателем наблюдается
неравномерность поверхностной плотности энергии (рис. 3.4). Од-
нако следует заметить, что неравномерность эта обусловлена рез-
ким падением поверхностной плотности энергии в точках 6 и 7,.
т. е. в 100 мм от края блока. При проектировании терморадиаци-
онных сушил и других установок снять эту неравномерность
можно, расположив излучатели таким образом, чтобы они на1
50—100 мм перекрывали облучаемую поверхность.
На основании эпюр облучения путем компоновки излучателей
в пространстве можно создать в плоскости пола, на других Облу-
чаемых поверхностях ограждений, если это необходимо, на по-
верхностях обогреваемого оборудования или материалах любую
заданную поверхностную плотность энергии. В проектной прак-
тике для конструирования систем отопления и установок термо-
радиационного нагрева достаточно иметь для плоских излучателей
эпюры облучения по трем направлениям (продольной, поперечной
осям симметрии и по диагонали излучающей поверхности), для
круглых — одну эпюру облучения плоскости, параллельной по-
верхности излучения, для соответствующей высоты подвеса Н„
так как в любом направлении интенсивность излучения, а следо-
вательно, и поверхностная плотность энергии на облучаемой
поверхности одинаковы.
6Е
Рис. 3.2. Эпюры облуче-
ния от излучателя ГК-
27У-1 (при температуре
поверхности излучения
850—870 °C).
а—в — плотность излучения,
снятая для продольной
(большей) оси симметрии
излучателя; г—е — то же,
для поперечной (меньшей)
оси симметрии; ж—и —
то же, для направления по
диагонали излучающей по-
верхности.
Рис. 3.3. Эпюра распределения энер-
гии по плоскости, параллельной по-
верхности излучения, от сдвоенного
излучателя ГК-27У-1—ГИ-01.
1—7 — точки измерения (на оси абсцисс).
Рис. 3.4. Неравномер-
ность интенсивности об-
лучения при изменении
высоты подвеса сдвоен-
ных излучателей ГК-
27У-1 и ГИ-01.
Полученные автором и другими исследователями эпюры облу-
чения можно использовать при определении распределения поверх-
ностной плотности энергии и расстояния между излучателями для
случаев, когда излучающая поверхность их расположена парал-
лельно плоскости пола. В тех случаях, когда излучатели установ-
лены под углом к облучаемой поверхности (плоскости пола), по-
верхностную плотность энергии можно определить по тем же
эпюрам облучения, пересчитав их для данного угла наклона и
принятой высоты подвеса по закону Ламберта. Проверка показа-
ла хорошую сходимость результатов пересчета эпюр с данными
экспериментальных исследований.
На основании эпюр облучения принятых к установке излучате-
лей можно построить эпюры суммарного облучения поверхности
в зависимости от высоты подвеса излучателей Я, м, шага между
излучателями /, м, и соответствующей оси симметрии горелки
(рис. 3.5). Принцип построения суммарных эпюр облучения сво-
дится к тому, что на оси абсцисс в любом масштабе откладывают
в обе стороны от нормали к каждой горелке расстояния между
ними, а на оси ординат — суммарную поверхностную плотность
энергии, соответствующую высоте подвеса горелок и расстоянию-
от точки проекции центра горелки на горизонтальную плоскость
до рассматриваемых точек. По полученным эпюрам можно судить
о полях поверхностной плотности энергии и степени неравномер-
ности облучения.
Графический метод построения полей облучения на основании
эпюр требует сложных геометрических построений, не всегда от-
вечает необходимой точности, особенно при большом числе излу-
63
Рис. 3.5. Эпюры суммарного облучения поверхности горелками ГК-27У-1 (рас-
пределение поверхностной плотности энергии по направлению продольной оси
излучателей).
Высота подвеса горелок ff=5 м, шаг между излучателями /=5 м. 1—3— эпюры облучения
единичных горелок; 4 — суммарная поверхностная плотность энергии.
чателей в системе. Получение эпюр облучения экспериментальным
путем — процесс достаточно сложный и трудоемкий. Этим, по-
видимому, объясняется их отсутствие в паспортах излучателей,
серийно выпускаемых промышленностью.
Распределение поверхностной плотности энергии можно уста-
новить аналитически на основании законов лучистого теплообмена.
При этом вопрос их определения в системах и установках
лучистого обогрева, а также в терморадиационных установках
для сушки и обогрева, в которых в качестве нагревательных при-
боров применяют ГИГ, связан с расчетом угловых коэффициентов
облученности. Сложность определения последних обусловлена
тем, что излучатели по отношению к облучаемым поверхностям
расположены под различными углами и на разном расстоянии,
при этом число излучателей, участвующих в теплообмене, может
быть от нескольких штук до нескольких десятков и даже сотен.
В этой связи большой практический и теоретический интерес пред-
ставляет получение эпюр облучения расчетным путем. В общем
случае поверхностная плотность энергии, полученная от излучателя
на поверхности df, выразится зависимостью
f (Fи; Ги, Си; tprudj)»
(3-1)
где F„ — площадь излучателя; Ги — температура излучающей по-
верхности; Си — коэффициент излучения поверхности; —
угловой коэффициент облученности, который зависит от взаимных
поверхностей облучения Ги и df, от расстояния между ними и
угла наклона излучателя у по отношению к облучаемой поверх-
ности:
4>rKdf=f(FM; df\ г, у),
(3.2)
где г — расстояние между поверхностями.
(64
3.2. Определение угловых коэффициентов
облученности при произвольном расположении
излучателя . .
Для теоретического определения полей облученности при про-
извольном расположении излучателя по отношению к облучаемой
поверхности необходимо знать коэффициент облученности (угло-
вой коэффициент), характеризующий геометрические параметры
взаимодействующих при лучистом теплообмене поверхностей и их
местоположение в пространстве относительно друг друга. Слож-
ность установления угловых коэффициентов облученности заклю-
чается в том, что излучатели по отношению к облучаемым поверх-
ностям могут располагаться под любым углом наклона и на лю-
бом расстоянии. При этом суммарные поля облученности рассмат-
риваемых поверхностей (стен, пола, оборудования, изделий и
материалов) будут определяться как интегральные системы еди-
ничных излучателей.
Имеющиеся в литературе данные по угловым коэффициентам
облученности [5, 41, 60] позволяют установить их при конкретных
условиях взаимного расположения и формы поверхностей, участ-
вующих в теплообмене (частные решения), или проследить за
развитием методов расчета угловых коэффициентов облученности,
использующих тот или иной математический аппарат. Однако
приводимые в литературе расчетные формулы и зависимости не
позволяют определить коэффициенты облученности для всех слу-
*чаев взаимного расположения излучателей и поверхностей облу-
чения как в системах лучистого отопления, так и в тепловых уста-
новках, где в качестве нагревательных элементов используют ГИГ.
В работе [16], выполненной во ВНИИГазе, приведены расчет-
ные формулы для определения угловых коэффициентов облучен-
ности для двух случаев системы: 1) горизонтально расположенная
элементарная площадка и излучатель — под произвольным углом
к ней; 2) вертикально расположенная элементарная площадка и
излучатель — под произвольным углом к ней. По сути они также
представляют собой частные решения задачи. При этом анализ
указанных формул показал, что у них нет сходимости с извест-
ными частными решениями [5, 41]. Кроме того, численные значе-
ния угловых коэффициентов облученности для частных случаев
взаимного расположения поверхностей теплообмена, полученные
по формулам ВНИИГаза и приведенные в работах [5, 41, 60],
имеют расхождения. Изложенное выше вызвало необходимость
дать точное аналитическое решение определения угловых коэффи-
циентов в случае теплообмена излучателя с облучаемой плос-
костью при их произвольном взаимном расположении.
Как указывают Е. М. Спэрроу и Р. Д. Сэсс [60], «... в задачах
теплообмена излучением обычно встречаются три основных типа
угловых коэффициентов»: 1) между двумя элементарными пло-
щадками — dfpdFtdF^; 2) между элементарной площадкой dFi и
5 Зак. 76
65
Рис. 3.6. Схема взаимного расположения излучателя и
элементарной площадки.
поверхностью конечных размеров F2—<раг,р2; 3) между двумя по-
верхностями конечных размеров Fi и F2—
С точки зрения формирования определенного уровня поверх-
ностной плотности энергии на отдельных поверхностях в обогре-
ваемом помещении или на облучаемых поверхностях обрабатывае-
мых изделий в радиационных установках представляется наиболее
универсальным определение угловых коэффициентов облученности
между плоской поверхностью конечных размеров, расположенной
произвольно в пространстве, и плоской элементарной площад-
кой [52].
Для аналитического решения поставленной задачи рассмотрим
лучистый теплообмен между двумя плоскими поверхностями, рас-
положенными в пространстве согласно схеме (рис. 3.6), на кото-
рой приведена геометрия расположения двух поверхностей F и f,.
участвующих в радиационном теплообмене, где F — плоский излу-
чатель прямоугольной формы, расположенный перпендикулярно к
координатной плоскости Y0Z, введенной в пространство декарто-
вой системы координат OXYZ, a f — квадратная площадка единич-
ной площади, расположенная в координатной плоскости X0Y,
центр которой совпадает с началом координат. Размеры излуча-
теля F — аУ\Ь, положительная нормаль которого ii2 образует с
66
1
«осями декартовой системы координатные углы а=90°, р и у,
cos2 p+cos2 у= 1. Координаты точки подвеса излучателя при при-
нятой геометрии: х может изменяться от ai до б?2=«1—а, что не
влияет на результат расчета; y0=d-\-b cosy и z0—h.
В общем виде угловой коэффициент облученности определяет-
ся известным выражением, полученным из рассмотрения теплооб-
мена двух тел [5, 60] :
У1 _a = JL J J СО5Ф1 СО8Ф2 (3 3)
F
где Ф] и Ф2 — углы падения излучения на центры элементарных
площадок; г — расстояние между центрами элементарных площа-
док.
В рассматриваемом случае
cos = Z/1/ х2 + z2; (3.4)
cosф2 = г 1 =; г = 1/х2 + v2 + z2 (3.5)
/х2 + г2 + г2 Г I X I \ /
Формула (3.3) с учетом равенства (3.4), (3.5) примет вид
= J_ [ р (У sin Т+ г cosy) dp
’--J J (x2 + y2 + 22)2
F
Правая часть выражения (3.6) представляет собой интеграл
по поверхности F, являющейся частью плоскости, уравнение ко-
торой имеет вид (плоскость проходит через точку подвеса излу-
чателя F):
[_у — (d 4- b cos 7)] sin 7 + (Z — h) cos 7=0. (3.7)
Вычисление этого интеграла сводится к вычислению двойного
интеграла по проекции излучателя F на координатную плоскость
X0Y или X0Y.
Рассматривая проекцию £>0 излучателя F на плоскость ХОУ и
перейдя в формуле (3.6) к двойному интегралу по этой проекции,
получим
n{h—[у—(d+fecosy)] tg-j} (у sin у +
+ Л cosy + [(d-(-fe cos?) — у] sin ?} z- , . (3 8)
{x2+y2+[A+(d+feC0SY-y)tgI]2}2 6
^0
При преобразовании формулы (3.6) в (3.8) учтено, что соглас-
но формуле (3.7)
z=h— [у— (d+b cosy)] tgу; (3.9)
dz]dx=Q, dz/dy =—tgy,
a
dF=^ 1-]- (dz/dx) z+ (dz/dy)2 • dx dy. (3.10)
5* 67
Формулу (3.8) можно упростить, введя
+& cosy)X igY—-М и выполнив некоторые
этом получим
обозначение /z+(d-f-
преобразования. При
м
91-2 =—
at / d+ftcosY
Af — у tg у
J \ J [х2 + у2 + (Af — у tg Y)2]2
а \ d
dy \dx. (3,11)
Вычислим сначала внутренний интеграл по У
d-^b COS7
M
У tg 7
d
- dy =
[x2 + у2 + (A4 — у tg y)2]2 [x2 + y2 + (Af — у tg y)2]2
Af [(2y/cos2 y) — 2Af tg y]
4 (Af2 + x2)
cos y
Af(4/cos2 y)
У2
---— — 2Afy tg y + A42 + x2
cos2 y
[(2y/cos2 y) — 2Af tg y]
4 (Af2 + x2) , „ o
— ----—- - 4Л42 tg2 y
cos2 y
__________________tg y [2 (Af2 + x2) — 2Afy tg yJ_______________
"Г Г 4 (Af2 + x2)
[ cos2 y
4Af tg y
4(Af2 + *2) „
-------------— 4Af2 tg2 y
cos2 y
4 (At2 + x'2)
—-----——- - 4Af2'tg2 y
cos2 y
arctg
i1/»
— 4Af2tg2-[-j [(y2/cos2Y) — 2Afy tgy + Al2+x2]
arctg
(2y/cos2 у) — 2Л4 tg 7
4 (Af2 + x2)
cos2 y
— 4Af- tg2 у
l'/a
Сделав элементарные преобразования согласно
(3.11) и (3.12), получим
О,
x1 sin у cos y + Afy cos2 y
Af Г
J
at a
।________Af cos3 y , (y/cos y) — Af sin y
(x2 + Af2 cos2 y)3/s Vx2 + Al2 cos2 y
(x2 + Af2 cos2 y) [x2 + y2 + (Af — у tg r)2]
d-f-fccosy
y=d
(3.12)
формулам
Id+fccoSY ,
dx. (3.13)
|y=d
Вычислим интеграл по X от первого слагаемого
/1 (x) = sin 7 cos
(• ____________(x2 + Afy ctg y) dx___________
J (x2 + Af2 cos2 y) [x2 + y2 + (Af — у tg y)2]
di—a
d-j-bcosy
y=d
sin у cos y
Л12 cos2 у — у2 — (Л4 — у tg у)2
At2 cos2 y — Afy ctg y
x2 + Af2 cos2 y
Afy ctg2 y — y2 — (Af — у tg
x2 + у2 + (Af — у tg y)2
d+ftcosY
dx
Af2 cos2 y — [y+(AI—у tg y)]
sin 7 cos у
y=d
68
М cos2y - у ctgT аг х । Му ctg у - [у2 + (Л4 - у tg тЯ
cos у М COS у С у2 4- (М — у tg т)2
^c°sTp _ (3J4)
v—d jx-a,—a
X arctg—f —
/y2 + (Al-ytgY)2
Интеграл по X от второго слагаемого подынтегрального выра-
жения (3.13) имеет вид (интегрируем по частям):
л»
Л (x}=M COS3 T ( --------7------5T-
J (x2 + Л42 cos2 y) /a
at—a
d-\-b cos 7
arete (y/co! ~ 44 Si1 * ,
У x2-|Ai2 cos2 у
y=d
= M cos3 у
M2 cos2 y У x2\M2 cos2 y
X arctg
(y/cos y) — M sin y
У x2-\M2 cos2 y
. .. d-f-fccoST'
x2 (у — M sin y cos) dx
Mi2 cos3 y (x2-|-Ai2 cos2 y) {x2-|-A12 cos2 Y u [(У/cos y) — M sin y]2}
«1—« y=d
cosy f_______x (У/cos y) - At sin y
M 1 У x-jAl2 cos2 y ]/x2|Af2 cos2 y
d-^-b cos у
_________1_________
у
-------— M sin y
cos y
M2 cos2 y + [(y/cos y) — M sin y]2
x2 + M2 cos2 y + [(y/cos y) — M sin y)2
d+*cos7
Al2 cos2 y
cos T
x2+At2cos2 yJ [y=d
. . i (y/cos y) — Msin y ,
X arCt£ ...........~+
У x2+M2 cos2 y
[-..------
[Ух2уМ2 cos2
/ M
M2 cos2 y + [(У/cos y) — A? sin y]2
[(y/cos y) — M sin y! X
X УM2 cos2 y + (y/cos y) — M sin y
X arctg -7==^====
УM2 cos2 y+ [(y/cos y) — M sin y]2
At COSY , X 1 d-pcos^la,
—_____________!____arctg--------- . (3.15)
(y/cos y) — Af sin Y Al COSY 1 y=d lx=at—a
Суммировав результаты (3.14) и (3.15), получим
М ,, . ,. 1 / х cos y . у — At sin y cos y ,
1-2 = — (A + 1>) = — -v=== arctg.—-—r 1 -h
2л 2л \ l^x2+M2 cos2 y cos y рСс2т-Л12 cos2 y
у cos y
cos4 y + (у - M sin y cos y)2
, X COS 7 \ d-pcosT|a,
X arctg ..........— — =
У M2 cos4 y + (У — M sin y cos y)2 / y=d
(3.16>
6»
В развернутом виде, сделав двойные подстановки, получим
1 a, cos у „ ,
91-2 = — ---------------’----’-------------v/
X arctg
arctg
2л У ар + [Л + (d + Ь COS у) tg у]2 COS2 у
d b cos у — A sin у cos у — (d 4~ cos у) sin у
COS у K«12 + \h 4- (d + b cos y) tg y]2 COS2 у
d — A si n у cos у — (d 4- A cos y) sin2 у ~|
cos у У + \h + (d 4- b cos y) tg y]2 cos2 у j
(«1 — a) cos у
У (at — a)2 4- [A 4- (d 4- 6 cos y) tg y]2 cos2 у
[d — h sin у cos у — (d — b cos y) sin2 у
cos у V (at — a)2 4- [A 4- (d 4- b cos y) tg y]2 cos2 у
, d 4- b cos у — A sin у cos у — (d 4- b cos y) sin2 у 1
cos у pz(aj — a)2 4- [A 4- (d 4- cos y) tgy]2 cos2 у J
(d 4- b cos y) cos у
У [ A4-(d+Acosy)tg у]2 cos4y4-{d4~Acos y—\h+(d-(-b cos y) tgy] cos у cos y)2
a\ cos у
X arctg— _________
I' [A 4- (d 4- b cos y) tg y]2 cos4 у 4- {d 4- A cos у —
— [A 4- (d 4- b cos y) tg y] sin у cos y}2
— arctg
(aj — a) cos у
P^A 4- (d 4- b cos y) tg y]2 cos4у 4- [d 4- b cosy—
— [A 4- (d 4- b cos y) tg y] sin у cos у}2
______________________________d cos 1______________________________
У [,h 4- (d+b cos y) tg y]2 cos4 у 4- {d — [A4-(d4-A cos y) tg y] sin у cos y}2
irctg («!-«) cos У
У\h+(d+b cos y) tg y]2cos4 y4-{d—[A4-(d4-Acos y)tgy] sin у cos у)2
— arctg
__________________________a] cos у________________________
У [A4-(d+fc cos y) tgy]2cos4 y4-{d—[h+(d+b cos y) tg y] sin у cos y}2 J
(3-17)
Формулы (3.8), (3.17) отвечают условию, когда у =#=90°.
Для условия у=90°, 0=0° (рис. 3.7) поверхность F излучате-
ля нужно проектировать на координатную плоскость X0Z, для
того чтобы в формуле (3.6) перейти к двойному интегралу по
проекции излучателя. Все вычисления при этом значительно упро-
щаются и значение углового коэффициента облученности примет
вид:
С f-------------dF =— f f----------------- dxdz
J J (x2+/4 z2)2 * J J (%24-y2 + z2)2
F F
---r arctg ,
2л р г2 |-d- b/z2+d2
70
I
Рис. 3.7. Схема взаимного расположения излучателя и об-
лучаемой поверхности при у=90°; 0=0°.
= — | —...... ...- arctg - г 1 =—- — arctg .1 --------г +
2л I/(A + *)2 + d2 L К(Л + *)2+^2 К(Л + *)2+й2]
+ -==£= Г arctg — arctg -^==1!. (3.18)
/Л2 + ^21 У/12 + 02 JI V ’
В частном случае (рис. 3.8), когда у==0° и ai=d=0, из фор-
мулы (3.17) получим
?1-2 = ~ [“1 arctg (ajAg/Lj) + а2 arctg (a2Li Z,,)], (3.19)
где
Lx = bdi; L-> = aih\ 04 = Lt/y 1 L}2 ; a2 = L-jy1 -|- L2 .
Формула (3.19) совпадает с известным выражением, опублико-
ванным в работе [5, с. 90, формула (8)].
В частном случае, когда у=90° и Л=0; а} = а; Y=d, из выра-
жения (3.18) получим
?i-2 = ~~ [arctg (a d) — Id У b2 +d~J arctg (a у b2 d2)] . (3.20)
71
Рис. 3.8. Частный случай взаимного расположения
излучателя и облучаемой поверхности прн у=0°;
«i=d=0.
Обозначив d/a = C\ Ь/а — В, из форму-
лы (3.20) имеем
1
Т1-2 —
2т
1
arcsin г "
/1 +С2
1
1
+ (в/С)2
X arcsin r___________,. v-.--4
У1 + В2 + C2 J
Полученные зависимости (3.19) и
(3.21) определяют угловые коэффициен-
ты облученности для частных случаев
взаимного расположения участвующих в
теплообмене поверхностей и являются
частными решениями уравнения (3.17). Проведенный анализ вы-
ражения (3.17) показал, что оно позволяет рассчитывать угловой
коэффициент облученности для всех возможных случаев взаимного
расположения излучателя и облучаемых поверхностен. При этом
следует иметь в виду то обстоятельство, что в качестве излучаю-
щей поверхности может быть любой плоский излучатель размерами
«Хе независимо от вида энергоносителя.
Для практических целей и ускорения расчета угловых коэффи-
циентов составлена общая программа расчета на ЭВМ, в
которой положено преобразованное уравнение (3.11) [52]:
у cos y arctg (х cos yiy М2 cos4 y+z2) .
основу
?1-2 =
2т
. х cos-j- arctg\z (cos у У ЛРсоз2 у+х2)]
yd М2 cos4 y+z2
в=
2т.
V М2 COS2 'l' + x-
Программа расчета составлена по формуле
Алгол-60
yB=<?+*cos7
(3.23) на
(3.22)
языке
(3.23)
Расчет проведен в соответствии с блок-схемой задачи (рис. 3.9),
которая рассматривает случаи изменения d в пределах l,0^d^
<;4,5 с Ad=0,5. Случаи d=0,1 и 0,25sCt/sC 1,0 с Ad=0,25 можно
решить с помощью дополнительного ввода информации. Числен-
ные значения <pi-2, полученные в результате решения выражения
(3.22) на ЭВМ, даны в виде таблиц или графиков q>i-2=f(d) при
соответствующем изменении a?, z, у для излучателя определенных
размеров ахЬ. На рис. 3.10 приведены графики изменения <pi—2
для излучателя с размерами « = 0,09; 6 = 0,2 м при у=л/3. Гео-
метрические параметры подвески излучателя при расчете изменя-
ются: d= (0,01; 0,254-1,0; Ad=0,25); (1,0—5,0; dA=0,5); h =
Ъ-2 = ф (*вУв) + ф (*нУн) -- ф (хвув) -ф (-ХкУн).
72
Рис. 3.9. Блок-схема для рас-
чета угловых коэффициентов
облученности у—а2-*
h->-s; a-^l.
Рис. 3.10. Коэффициенты облученно-
сти элементарной площадки излуча-
телем К=0,09Х0,2 м2, расположен-
ным под углом у=30°, при а2=2,5-
(а) и 1 м2 (б) и изменении d и h.
= (1-т-6; Aft—1); tz2= 1,0; 2,5. Размерность a, b, d, h—М. Расчет
выполнен на ЭВМ «М-222»; время счета при фиксированных значе-
ниях а2 и у — 3 мин.
3.3. Лучистые характеристики горелок
Радиационное взаимодействие излучателя с любой поверхно-
стью, как уже указывалось, в общем случае можно рассматривать-
как взаимодействие между серыми телами, произвольно располо-
женными в пространстве. На основании закона Стефана—Больц-
мана, зависимостей, приведенных в разделе 1.3, лучистый тепло-
обмен между ними можно выразить формулой
<2,-2 =
У1-2^1 (£1М1) С() (Г,/100)* — ¥?-1С (£2/А) Ci (^г/ЮО)
1 + ¥1-2 IO/А) — 1] + ¥2-1К1/А) — 1]
(3.24>
73
Рис. 3.11. Эпюра облучения для излу-
чателя ГК-27У-1, рассчитанная по
формуле (3.25), при высоте подвеса
3 и 3,5 м.
Степень черноты излучаю-
щей поверхности горелки, по-
верхностей ограждений, по-
верхности одетого человека —
это величины одного порядка.
Можно считать, что ei = e2~
л; 0,85 — 0,9, следовательно,
Ai=A2. Температура излучаю-
щей поверхности значительно
выше, чем облучаемой (осо-
бенно в системах отопления
зданий и при зонном обогре-
ве), отсюда значением Т2 мож-
но пренебречь. При выводе
формулы углового коэффици-
ента (3.17) принято, что F2 = \.
На основании свойства взаим-
ности запишем q\_2F\ = <$2-\F2.
С учетом вышеизложенного
поверхностная плотность энер-
гии (интенсивность облучения) может быть получена из выраже-
ния (3.24) в виде
qx_2 = С^ъ_2 (Ги/100)‘ = (Г„ 100)*. (3.25)
По формуле (3.25) с учетом выражения (3.17) можно построить
эпюры облучения от прямоугольного излучателя с любым соотно-
шением сторон а/b, при любом угле наклона его относительно об-
лучаемой поверхности и заданной высоте подвеса. Сравним эпюру
облучения, полученную экспериментально, с теоретически рассчи-
танной по формуле (3.25). Экспериментальные эпюры облучения
построены для излучателей, расположенных параллельно плоско-
сти пола [49]. Для такой схемы расположения излучателя форму-
ла (3.17) значительно упростится при условии <р=0; а\=а/2-,
d=l—(b/2) и примет вид
1 [ а Г . / + />2 , 1 — 621
Pi -•> = — г ~ arctg —‘ arctg 1 - +
Г 2к I /«2/4 + А-’ [ Vа2Ц + Й2 Ь \Га2/4 + Л2 ]
2(Z + fc/2) . а/2 . а!2 )
/Л2 + (Z +/>/2)2 6 УЛ2+(/ + />/2)2 6 /Л2 + (/-/>/2)2 I
(3.26)
где I — расстояние от проекции центра излучателя на плоскость
X0Y до рассматриваемой точки на оси У.
74
Таблица 3.1
Поверхностная плотность энергии, Вт/м2,
в точке на плоскости под центром излучателя
Тип горелки и ее параметры Высота подвеса, м Эксперимен- тальное значение Расчетное значение
ГК-27У-1 (ГИИ-19А); 3 144,30 144,63
а\Ь=0,192X 0,280 м; 4 81,20 81,43
С]=4,42 Вт/(м2-К4); 5 52,20 52,13
6 36,19 36,22
Ти= П46 К 7 26,68 26,61
8 20,30 20,36
ГИИВ-1; 3 89,90 90,00
4 50,46 50,37
аХЬ=0,132X0,232 м; 5 31,90 32,24
С] =5,2 Вт/(м2-К4); 6 22,16 22,39
Ти=1123 К 7 16,82 16,45
8 12,70 12,59
Формула (3.26) выведена для условия, когда сторона b из-
лучателя имеет положительное значение и направление по оси У.
Если необходимо определить угловой коэффициент облученности
при расположении стороны а излучателя по оси У, то в формуле
(3.26) необходимо поменять местами а и Ь.
Из графиков (рис. 3.11) видно, что все экспериментальные зна-
чения поверхностной плотности энергии легли на теоретические
кривые эпюр облучения, построенные по выражению (3.25) с уче-
том формулы (3.26), относительная погрешность не превышает
2%. Значение коэффициента облученности для системы «элемен-
тарная площадка под центром излучателя», излучающая поверх-
ность которого параллельна плоскости пола, определится по асим-
птотической формуле
ф1_2= (1/2л) (a/h) (b/h) = (1/2л) (ab/h2). (3.27)
Выражение (3.27) получено по (3.26) с учетом, что п/й«С1;
ft/ftCl. При этом поверхностная плотность энергии в точках, рас-
положенных под центром излучателя, определится по выражению
^2=Ci(7„/100)4[oft/(^ft2)]. (3.28)
В табл. 3.1 приведены значения поверхностной плотности энер-
гии для данного случая расположения излучателя и элементарной
площадки, полученные экспериментальным и расчетным путями.
Из табл. 3.1 видно, что теоретически полученные по формуле
(3.28) значения <4-2 практически совпадают с экспериментальны-
ми данными. Расчеты, связанные с определением и графическим
выражением лучистых характеристик ГИГ, можно значительно
упростить, если элюру излучения построить в безразмерных коор-
динатах. Анализ эпюр облучения показал, что параметрический
75
Рис. 3.12. Безразмерная
эпюра облучения при
различной высоте подве-
са излучателей ГК-27У-1
(1, 2) и ГИИБл (3, 4).
Высота подвеса, м: / — 4;
2 — 7; 5 — 3; 4 — 8.
ряд ГИГ, а также горелки, имеющие сопоставимые геометрические
и температурные параметры, имеют одну безразмерную эпюру
облучения.
На рис. 3.12 приведена эпюра облучения в координатах У=
= <7т/<7тах, х—ЧН, построенная по расчетным данным для горелок
ГК-27У-1, ГИИБл, «Звездочка», ГИИВ-1. Точки на кривой — экс-
периментальные значения <7т/9тах, где <7т — поверхностная плот-
ность энергии (текущая) на оси У (X) на расстоянии I от центра
проекции излучателя на плоскость X0Y. Хорошая сходимость рас-
четных и экспериментальных данных объясняется тем, что соот-
ношение сторон излучающей поверхности у перечисленных выше
горелок составляет 1,45—1,75, поверхностная плотность энергии
(удельная тепловая нагрузка) 162,4 кВт/м2, а температура излу-
чающей поверхности 1100 К.
Имея безразмерную эпюру облучения, достаточно определить
по формуле (3.28) или экспериментально поверхностную плотность
энергии под излучателем qmax при определенной высоте его под-
веса И, чтобы построить размерную эпюру облучения. Например,
при подвесе излучателя на Н=3 м <7тах= 143,3 Вт/м2 и /=0 (см.
рис. 3.11). По профилю безразмерной эпюры (рис. 3.12), задав-
шись /7 = 3 м, найдем по 1/Н=\. значение ^т/<7тах = 0,26. Тогда
4/т=37,388 Вт/м2. Проверяем по рис. 3.11 значение при 1=3 м
и Н=3 м. Имеем qT=37,7 Вт/м2, относительная погрешность
0,8%- Отметим, что при ////^2,5 отношение <7т/<7тах можно при-
нять равным нулю.
Задавшись различными значениями I при //=const, определим
для них значение <7т/<7тах, а следовательно, и q-r. По этим данным
строим эпюру облучения от излучателя при заданной высоте его
подвеса.
Использование графоаналитических методов построения полей
облученности на основе эпюр облучения особенно целесообразно
при ограниченном числе излучателей в терморадиационной уста-
новке. При заданной энергетической облученности с помощью раз-
76
1
Рис. 3.13. Распределение энергетиче-
ской облученности по горизонтальной
плоскости для ГИ-01.
I — расстояние от центра сдвоенного излу-
чателя по продольной оси, м.
мерных или безразмерных
эпюр облучения можно без
предварительных эксперимен-
тальных исследований и рас-
чета выбрать высоту подвеса
излучателей и их компоновку,
при которых будут обеспечены
необходимые энергетическая
облученность и равномерность облучения. Так, для проектирова-
ния терморадиационных установок конвейерного типа экспери-
ментально получены безразмерные эпюры облучения для горелки
ГИ-01 * (рис. 3.13). Тогда, воспользовавшись размерной (см.
рис. 3.3) и безразмерной (см. рис. 3.12) эпюрами облучения, вы-
Таблица 3.2
Характеристика излучающих насадков прн нагреве экрана
Тип основного излучающего насадка Удельная тепловая нагрузка, к ВТ, .и- Температура, К, основного TR (в числителе) и вторичного Тс (в знаменателе) излучающих насадков для различных расстояний, мм, до облучаемой поверхности
40 150 300 400
Керамиче- ский с с?огн» мм: 1,55 92,53 1025/900 1015/882 1012/877 1010/867
166,5 1210/1100 1193/1080 1177/1070 1172/1058
192,5 1260/1150 1237/1130 1220/1118 1215/1107
1,35 92,53 1020/965 1005/945 985/935 970/935
166,5 1230/1063 1260/1035 1205/1025 1190/1015
192,5 1265/1095 1260/1060 1255/1045 1242/1035
1,1 92,53 945/875 920/870 900/865 883/859
166,5 1200/1080 1178/1055 1160/1040 1130/1035
192,5 1235/1135 1215/1105 1195/1085 1178/1080
0,65 92,53 960/905 930/900 915/896 905/890
166,5 1175/1070 1142/1055 1130/1045 1118/1035
192,5 1225/1105 1190/1090 1176/1080 1164/1068
Двухсет- 92,53 990/930 975/915 965/908 950/900
чатый 166,5 1165/1070 1145/1045 1137/1030 1125/1015
192,5 1185/1120 1172/1085 1165/1065 1158/1055
Примечание. Тк — температура керамического насадка или нижней сетки; Тс —
температура верхней сетки.
Исследования выполнены инженером В. И. Биргиным.
77
берем конструктивную схему размещения излучателей и опреде-
лим энергетическую облученность плоскости конвейера или по-
верхности изделий.
Так как в серийном и экспериментальном производстве приме-
няют излучатели с различным излучающим насадком, ниже при-
ведены результаты исследований по определению энергетической
облученности для горелок с одинаковой по геометрическим раз-
мерам поверхностью излучения, но с разными излучающими на-
садками (табл. 3.2) при изменении удельной тепловой нагрузки и
расстояния до облучаемой поверхности. Установлено, что харак-
тер распределения энергетической облученности одинаков для го-
релок с разными излучающими насадками при одинаковом рас-
стоянии до облучаемой поверхности и изменении удельной тепло-
вой нагрузки. Однако при этом максимальная энергетическая об-
лученность будет больше при большей удельной тепловой на-
грузке.
4 РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ СИСТЕМ
И УСТАНОВОК ГАЗОВОГО ЛУЧИСТОГО
ОТОПЛЕНИЯ
4.(. Анализ методов расчета
Одной из основных задач, которые необходимо решить при про-
ектировании систем и установок лучистого отопления с ГИГ, яв-
ляется определение их установочной мощности. В отечественной и
зарубежной практике проектирования существует несколько мето-
дов. Их можно разделить на две основные группы. Первая группа
объединяет методы, основанные на определении тепловых потерь
помещения с учетом комфортной или допустимой облученности.
Вторая группа включает методы определения комфортной облу-
ченности обогреваемых людей или животных. При этом принимает-
ся, что доминирующим фактором комфорта является доза облу-
ченности.
В работах [66, 68, 71] расчет отопительных систем и устано-
вок основан на определении их установочной мощности с учетом
условий комфортного облучения по эмпирическим зависимостям
или путем расчета лучисто-конвективного теплообмена человека.
В работе [50] приведены данные по удельным тепловым нагрузкам
в зависимости от назначения отапливаемого помещения и его кон-
структивных особенностей, по которым, зная площадь помещения,
можно определить установочную мощность систем отопления. Ис-
пользование методов, изложенных в вышеназванных работах, не
дает полной картины о температурных параметрах отапливаемых
помещений, так как эти методы не учитывают тепловых потерь
помещения и кратность воздухообмена в нем.
В литературе [23, 38, 43, 51, 72] рассмотрены методы расчета
систем отопления газовыми излучателями с учетом тепловых по-
терь помещений и особенностей излучающих приборов. В силу
сложности процессов теплообмена и массопереноса, протекающих
при газовом радиационном отоплении, изложенные в этих работах
методы не учитывают многих специфических вопросов высокотем-
пературного газового лучистого обогрева. Так, в работе [72] пред-
лагается определять установочную мощность по тепловым поте-
рям, рассчитанным по известным формулам конвективного отопле-
ния с учетом инфильтрации. Установочную мощность принимают
на 25 % меньше определенной тепловой нагрузки. В работе [43]
в основу расчета положен тепловой баланс помещения, без учета
специфики радиационного теплообмена. В. В. Иванов предложил
полуэмпирические формулы для расчета установочной мощности
79
систем газового радиационного отопления с учетом особенностей
радиационно-конвективного теплообмена [23]. Ж. В. Мирзоян [38]
определяет установочную мощность при лучисто-конвективном те-
плообмене в помещении. Недостаток указанных методик заключа-
ется в том, что в одних '[23, 43, 68, 71, 72] не принимаются во вни-
мание особенности радиационного теплообмена системы обогрева
с помещением (излучатели- ограждения), в других [38] не ре-
шается внутренняя задача — комфортная облученность. Так, за-
падногерманская фирма «Шванк» при расчете установочной мощ-
ности исходит из эмпирической зависимости [66]:
(4.1)
где ts — средняя температура окружающих поверхностей в поме-
щении; tR — результирующая температура в помещении; /в — тем-
пература воздуха в помещении.
На основании экспериментальных исследований и расчетов
ts—0,07167s, тогда
^=^+0,0716/а-, (4.2)’
где 7S — удельная облученность, Вт/м2; 0,0716—переводной мно-
житель, °С-м2/Вт [78].
Для различных помещений Js= 116-4-175 Вт/м2. Тогда для до-
стижения комфортных параметров, т. е., когда (где tK —
температура комфорта), при заданной плотности теплового потока
7S температура воздуха в помещении определится из выражения
tB=tK—0,07167s. (4.3);
Французская фирма «Антаргаз» предлагает метод расчета уста-
новочной мощности системы на основании определения тепловых
потерь с учетом инфильтрации по известным формулам, применяе-
мым при расчете конвективного отопления. При этом установочная
мощность системы лучистого отопления принимается на 25 %
меньше, чем у системы конвективного отопления.
При рассмотрении методов расчета установочной мощности си-
стем отопления с ГИГ следует отметить, что они решают задачи
обогрева всего отапливаемого помещения или отдельной площадки
(зонный обогрев). С точки зрения физики процессы теплообмена
в обоих случаях, в принципе, протекают одинаково, а физиологиче-
ская картина реакций организма различна, что обусловлено раз-
личием основных параметров окружающей среды: удельной облу-
ченности и результирующей температуры.
Как уже указывалось выше, суть лучистого отопления, особен-
но высокотемпературного, состоит в том, что горелки генерируют,
формируют в пространстве и направляют тепловое излучение в
зону обогрева. Оно попадает на ограждающие конструкции, обо-
рудование, людей и животных, находящихся в зоне облучения, по-
глощается ими и нагревает их. Поток излучения, поглощаясь по-
верхностью открытых участков кожи человека и одежды, создает
тепловой комфорт без повышения температуры окружающего воз-
80
духа. Воздух в обогреваемых помещениях, оставаясь практически
прозрачным для инфракрасного излучения, нагревается в основном
за счет конвекции от конструкций и предметов, нагретых посредст-
вом излучения.
Известно, что организм человека непрерывно вырабатывает те-
пловую энергию, которая частично расходуется на полезную ра-
боту организма, а частично теряется в окружающую среду. Коли-
чество теплоты, вырабатываемое организмом человека, колеблется
в широких пределах и зависит в основном от физической активно-
сти человека: от рода выполняемой работы. Организм взрослого
человека в состоянии покоя вырабатывает 122—145 Вт тепловой
энергии, 20 % которой расходуется на работу организма, а 80 %
теряется в окружающую среду. В зависимости от рода выполняе-
мой работы и положения тела количество вырабатываемой орга-
низмом теплоты меняется в широких пределах (при тяжелой ра-
боте до 465 Вт), что и обусловливает соответствующие темпера-
турные параметры в помещении.
В работах [18, 65] установочная мощность систем лучистого
отопления определяется из условия «приятного», комфортного, са-
мочувствия человека путем расчета его лучисто-конвективного
теплообмена с окружающей средой на основе общего уравнения
теплового баланса человека по П. Фангеру [67]:
5=Л4-(± 1Г±е'НсП±(2Рч±(2кч), (4.4>
где S — избыток или недостаток теплоты в организме человека;
М — метаболическая теплота; W— тепловой эквивалент механиче-
ской работы; фиспг — теплоотдача путем испарения; Qpr—-радиа-
ционная теплоотдача; QKr — теплоотдача конвекцией.
Метаболическая теплота и тепловой эквивалент механической
работы связаны КПД механической работы т]м: И7=т]мЛ1. С дру-
гой стороны,
M=H+W, (4.5)
где Н — потребность в теплоте для внутренней работы организма.
Если численное значение правой части выражения (4.4) поло-
жительно, то температура тела увеличивается, человеку жарко;
если же оно отрицательно, то температура тела уменьшается, чело-
веку становится холодно. Тепловой баланс сохраняется при 5=0,
в этом случае тепловое ощущение человека благоприятное. Коли-
чество энергии, вырабатываемое организмом, зависит от многих
факторов. Это наглядно видно из следующих данных:
Факторы Количество
энергии, Вт
Обмен веществ......................................... 70
Положение тела:
лежа................................................. 12
сндя................................................ 23
стоя................................................ 47
Работа:
ходьба по ровной площади............................ 140
6 Зак. 76
к
81
то же, по лестнице........................ 291
кистями, легкая........................... 29
то же, тяжелая............................ 58
всей рукой, легкая........................ 87
то же, тяжелая........................... 145
туловищем, легкая......................... 233
то же, тяжелая............................ 465
Предположив, что весь недостаток теплоты человек получает
за счет излучения ее радиационной системой отопления, выраже-
ние (4.4) с учетом формулы (4.5) трансформируем
Qn = Qp4+QK4+Q4Hcn-Н, (4.6)
где Qu — радиационная теплота, подводимая системой отопления.
После соответствующих подстановок и преобразований выра-
жения (4.6) получим
Q„= (CbF^+aF^) (тч-/к)+РчнсП—Н, (4.7)
где С — приведенный коэффициент излучения поверхности одето-
го человека и окружающих ограждений, равный 5,12 Вт/(м2-К);
Ь — температурный фактор; 6=[(Гч/100)4—(Тк/Ю0) 4]//ч—/к);
F„4 — площадь поверхности тела человека, участвующая в тепло-
обмене излучением, равная 1,6 м2; а — коэффициент конвективной
теплоотдачи между одеждой и окружающим воздухом [для по-
мещений можно принять «=3,484-4,06 Вт/(м2-°С)]; FK4— пло-
щадь поверхности тела человека, участвующая в конвективном
теплообмене, равная 1,8 м2; тч -- температура поверхности одетого
человека, °C; tK — температура окружающей среды (в расчетах
принимают /К=/В=/ОГР); /в— температура окружающего воздуха,
°C; /ог₽— температура на внутренних поверхностях ограждений, °C.
На основании обработки экспериментальных данных
тч= 14,5-}-0,55/R; (4.8)
где
/«— (/в+/л.ср)/2. (4.9)
/л.ср — средневзвешенная лучистая температура помещения, °C:
/л.ср= (2 /orpForp+2 /MFH)/(S Forp+2 FH), (4.10)
S/orpForp — сумма произведений температуры внутренней поверх-
ности ограждения на его площадь, °С-м2; S/HF„ — сумма произве-
дений температуры излучающей поверхности на поверхность излу-
чения, сС-м2.
Комфортные условия достигаются, когда результирующая тем-
пература равна температуре комфорта. Первое условие комфорт-
ности температурной обстановки в помещении устанавливается по
данным гигиенических исследований явного теплообмена человека
с окружающей средой:
/л.ср=иг1—т2/в, (4-11)
где mlt т2 — константы, зависящие от вида одежды и интенсивно-
сти физической активности.
82
Для некоторых конкретных условий А. Кольмар и К- Хольцбехер
предложили уравнения комфорта в следующем виде [71, 73]:
— для спокойно сидящего человека, одетого нормально,
^в+^л.ср==38;
— для тепло одетого человека
А+7л.ср=32;
— при легкой физической работе (выделение организмом:
140—152 Вт тепловой энергии)
/в+0,82/л.ср = 27,75.
Для этих случаев при радиационном отоплении можно рекомен-
довать /в=И-г-13 °C, а /л.ср в первом случае 27—25, во втором
21—19, а в третьем 20,4—18 °C. При указанной температуре воз-
духа возрастает конвективная теплоотдача тела человека, что бла-
гоприятно сказывается на его теплоощущениях. Интенсивность те-
плового (инфракрасного) облучения, необходимая для создания
комфортных условий, будет различной при разных сочетаниях
И tn.cp-
Исследовав теплообмен человека в одинаковых по геометрии и
назначению помещениях, а также при соблюдении равенства tK=
= tR и температуре воздуха tB, определили, что при конвективном
отоплении фактическая теплоотдача человека равна комфортной,,
а при лучистом она больше на количество подводимой излучателя-
ми теплоты. В указанных помещениях температурную обстановку
можно также охарактеризовать результирующей температурой без
учета площади поверхности нагрева:
iK.,= Ub+Up) /2, (4.12)
где torp — средневзвешенная температура внутренних поверхностей
ограждения, °C.
Тогда второе условие комфорта можно выразить через ком-
фортную облученность человека qK, Вт/м2:
qK = a(tK—tw), (4.13)
где а — коэффициент пропорциональности, равный И Вт/(м2-°С)г
[65, 71].
Расчеты показывают, что средняя облученность человека, необ-
ходимая для достижения приятного теплоощущения, в зависимости
от комфортной и окружающей температур изменяется в широких:
пределах [50] (табл. 4.1).
Сравнив выражения (4.13) и (4.1), (4.2) и приняв, что tR=tK,
Js—qK, запишем вместо (4.2):
^к = ^в-|-(Х^к). (4.14)
Можно сделать вывод, что воздействие на организм человека
комфортной облученности qK эквивалентно средневзвешенной тем-
пературе внутренних поверхностей ограждения при конвективном
теплообмене tRtI. По данным табл. 4.1 определим переводной мно-
83
6*
Таблица 4.1
Средняя комфортная облученность человека, Вт/м2
Комфортная Комфортная облученность при температуре окружающего воздуха, °C
температура, °C 18 15 12 10 5 0 —10 20 —30
20 22,1 55,2 88,4 110,5 165,7 221,0 331,5 442,0 552,4
18 — 33.2 66,3 88,4 143,8 198,9 309,5 419,8 534,3
15 -— — 33,2 55,2 110,5 165,7 276,8 386,5 497,8
13 — — 11,0 33,2 88,4 143,8 253,8 365,2 474,5
житель X, который равен 0,09. Как видим, его значение совпадает
с приведенным в работе [78]. Некоторое различие обусловлено
тем, что в работе Скунца условия комфорта рассматривались для
неподвижного воздуха, а в табл. 4.1 приведены данные по ком-
фортной облученности при подвижности воздуха до 0,7 м/с.
Обозначив поверхностную плотность энергии, приходящуюся на
единицу площади обогреваемого помещения, через qp, Вт/м2, за-
пишем
qP = QN/F, (4.15)
где Qn — номинальная радиационная мощность отопительной си-
стемы или установки, Вт; F — площадь пола обогреваемого поме-
щения, м2.
Фактическая поверхностная плотность энергии q будет меньше
за счет облучения стен отапливаемого помещения, что учитывается
средним угловым коэффициентом горизонтальной облученности <р.
Тогда фактическая поверхностная плотность энергии на единицу
площади
<7=<p(Q„/F). (4.16)
При условии q~Qu номинальная радиационная мощность си-
стемы с учетом формулы (4.7)
<2«=(К/ф)[(С&+1,12сх)(тч-^) + ((2чИСп—//)/1,6]. (4.17)
Выражение (4.17) определяет QN без учета ослабления излу-
чения трехатомными газами, находящимися в воздухе (Н2О, СО2),
и пылью. С учетом сказанного
^=(1+е)(/7ф)[(Сй+1,12а)(тч К) + (О'‘ИСп-Н)/1,6], (4.18)
где е — коэффициент, учитывающий ослабление излучения (е<1).
Зная установочную мощность системы, тип и единичную мощ-
ность излучателей, определим число их и примем схему размеще-
ния излучателей в помещении. После чего проверим интенсивность
облученности головы человека. Эта интенсивность не должна пре-
вышать допустимых пределов по гигиеническим соображениям.
84
1
В работах [65, 73] приведены физиологические пределы облучен-
ности головы человека, которые можно определить по формуле
?г max = 10,2 (tr.K—tRo), (4.19)
где /г.к — комфортная температура головы человека, °C.
На основании обработки результатов совместных исследований
ВНИИ гигиены труда и профзаболеваний им. Ф. Ф. Эрисмана
АМН СССР и ВНИИ Газа, а также зарубежных данных можно
рекомендовать следующую зависимость между допустимой интен-
сивностью инфракрасного облучения головы человека qr, Вт/м2,
(без головного убора) и температурой окружающего воздуха tB, °C,
?г = 233—12,9^B. (4.20)
С учетом вышеизложенного можно создать такие параметры
микроклимата окружающей среды, при которых человек в зави-
симости от рода выполняемой им работы будет находиться в бла-
гоприятных условиях.
4.2. Расчет систем газового лучистого отопления
производственных помещений
При определении установочной мощности и проектировании си-
стем обогрева помещений ГИГ появляется необходимость решить
задачи, которые не возникают при проектировании конвективного,
панельно-лучистого отопления, связанные с особенностями тепло-
обмена как помещения с системой обогрева, так и человека с
помещением и с системой обогрева. Вопросы теплообмена при па-
нельно-лучистом отоплении достаточно подробно рассмотрены в
работах В. Н. Богословского [7, 8], А. Мачкаши {37], А. Миссена-
ра {39]. Что же касается систем газового лучистого обогрева, то
вопросы тепло- и массообмена не получали должного рассмотре-
ния и комплексного решения в силу сложности протекаемых при
этом процессов и удовлетворительного эффекта работы систем обо-
грева, рассчитанного на основании данных и методов, приведенных
в разделе 4.1.
Системы газового лучистого отопления с ГИГ отличаются от
всех других отопительных систем особенностями применяемых в
них отопительных приборов. Излучающие горелки имеют относи-
тельно малую поверхность излучения. Так, серийно выпускаемая
горелка ГИИВ-2, поверхность излучения которой состоит из 20 пли-
ток, имеет площадь излучающего насадка «0,06 м2. В практике
проектирования в эксплуатации лучистых систем отопления с ГИГ
редко приходится применять горелки, площадь излучающего на-
садка которых превышала бы приведенную для ГИИВ-2. Темпера-
тура же излучающей поверхности находится в пределах 800—
900 °C.
Характер теплообмена в системе ГИГ — ограждающие конст-
рукции п тепловые потери помещения будут изменяться при раз-
личном расположении горелок в отапливаемом помещении и су-
85
щественно зависеть от организации воздухообмена. Комфортные
условия в помещении в большей степени зависят от количества
теплоты, получаемой непосредственно человеком, в меньшей сте-
пени от температуры внутренних поверхностей ограждений и воз-
духа в помещении. Указанные выше факторы необходимо учиты-
вать при расчете тепловой мощности системы.
При расчете систем газового лучистого отопления необходимо
определять тепловые потери отапливаемого помещения, темпера-
туры воздуха и внутренних поверхностей ограждающих конструк-
ций, состав воздушной среды, число и характеристики горелок.
Кроме того, следует выявить характер распределения лучистой
энергии в обогреваемом помещении, создать требуемое равномер-
ное распределение тепловых потоков по площади пола и опреде-
лить соответствие системы обогрева гигиеническим требованиям.
В. Н. Богословский предложил систему балансовых уравнений,
с помощью которых описал процесс тепло- и массообмена, проте-
кающий в отапливаемом помещении [7, 8]. Число этих уравнений
зависит от условий постановки задачи. Теплофизический расчет
здания методом балансовых уравнений нашел развитие в работе
•[4]. Использовав накопленный опыт расчета и проектирования си-
стем лучистого отопления с применением ГИГ и теоретические
предпосылки [7, 8, 65], рассмотрим, как определяется мощность
систем лучистого обогрева.
При расчете установочной мощности системы необходимо учи-
тывать комфортную и фактическую интенсивность облученности
человека, а также тепловой баланс помещения. Так, А. Е. Ковалев,
рассчитавший необходимый тепловой поток для поддержания оп-
тимального, комфортного, состояния человека, получил несколько
отличную от приведенных выше формулу комфортной облученно-
сти, связав фактические и комфортные параметры среды [27]:
q к — [cxs (г) (^к(и) ^о.в) <7д]Мч; (4.21)
^к(г>) = /п.к— (А. к—tv) ( 1/сХЕ (v)~[~Rb) / н) ) "Г^н) >
где Ач — средневзвешенный коэффициент поглощения теплоты по-
верхностью тела человека (для обычной рабочей одежды Аг=0,8);
— дополнительная облученность, Вт/м2, от ограждений и обору-
дования, определяется экспериментально или расчетным путем с
учетом температуры поверхности человека, равной tB; to.B — темпе-
ратура окружающего воздуха в обогреваемой зоне, °C; /К(о), tv—
комфортная (оптимальная) результирующая температура, °C, при
фактической v и комфортной (оптимальной) скоростях движе-
ния воздуха; aL(B), — коэффициенты суммарной теплоотдачи
(излучением и конвекцией) с поверхности человека, Вт/(м2-°С),
при скоростях движения воздуха соответственно v и п„; RB, RH —
тепловые сопротивления одежды человека, м2-°С/Вт, при v и t»H-
Если принять 9д=0 и приравнять tK(V) — tK, a to.B = tB, что впол-
не допустимо для большинства закрытых помещений, то уравнение
(4.21) преобразуется в уравнение (4.13). При этом коэффициент
86
пропорциональности а при скорости движения воздуха 0,34-0,5 м/с
будет равен 10,54-16 Вт/(м2-°С), тогда как по расчетам У. Долеги
•[65] а— 11 Вт/(м2-°С). Значение в зависимости от конкретной
скорости движения воздуха vB может быть рассчитано по соответ-
ствующему графику или по приведенным ниже данным:
аг. Вт/(м2-С) ов, м/с
7,0 0
12,8 0,5
17,0 1,0
19,9 1,5
22,0 2,0
В качестве оптимальных tB и щ, принимают нормируемые ГОСТ
12.1.005—76 «Воздух рабочей зоны» для конвективных систем отоп-
ления.
Фактическая облученность человека в помещении или на обо-
греваемой площадке определяется по формуле
?Ф = СМ/(фГоб), (4.22)
где £ — коэффициент ослабления лучистого потока, зависящий от
концентрации пыли в воздухе помещения, содержания трехатом-
ных паров и газов, температуры поверхности излучения горелки и
расстояния ее до расчетной поверхности облучения (при обычных
условиях £ можно принять равным 0,85); ф — коэффициент энерго-
потребления, который равен отношению радиационной мощности
системы обогрева к произведению площади обогреваемой пло-
щадки ГОб и средней облученности тела человека фсР без учета
ослабления лучистого потока: СМ(Гобфср). Так как поверхность
тела человека можно разделить на вертикальную F ± и горизон-
тальную F составляющие, то обозначив F , F через р, среднее
значение которой для стоящего человека р=2,7, а для сидящего
Р=1,0 получим
фер = ф±+Рф-/(1+Р), (4.23)
где <р ±, ф- — коэффициенты вертикальной и горизонтальной облу-
ченности человека. В работе У. Долеги {65] приведен график для
их определения при условии размещения горелок излучающей по-
верхностью параллельно плоскости пола.
В общем виде тепловой баланс помещения можно записать
3rQr+3flQfl = QT-№+Qyx, (4.24)
где Эг, Эд — эффекты отопительные системы обогрева и дополни-
тельных (технологических) тепловыделений соответственно; Ог,
<2Д — тепловая мощность, Вт, системы обогрева и технологиче-
ских тепловыделений; QT — тепловые потери, Вт, через огражде-
ния здания; Qv — количество теплоты, Вт, необходимое для нагре-
ва вентиляционного воздуха; Qyx — часть теплоты продуктов сгора-
ния, Вт, теряемая с удаляемым загрязненным воздухом. Отопи-
тельный эффект системы обогрева Эг зависит от многих факторов:
87
схем размещения излучателей и организации воздухообмена, 'Эф-
фективности использования теплоты продуктов сгорания. С учетом
вышеизложенного Эг может изменяться от 0,6 до 0,9. Для тради-
ционных систем отопления он обычно равен 0,75—0,8. Если для
нагрева приточного воздуха использовать не только продукты сго-
рания газа, то Qv соответственно уменьшается.
Точно определить первоначальные тепловые потери невозмож-
но, так как они зависят от числа и мощности излучающих горелок,
схемы их размещения, что влечет за собой изменение температуры
внутренних поверхностей ограждений и температуры воздуха в
помещении, т. е. приводит к изменению результирующей темпера-
туры помещения. Происходит это потому, что от конструктивных
особенностей схемы размещения излучателей зависят коэффициен-
ты облученности поверхностей ограждений. При этом температур-
ные параметры помещения, в частности средневзвешенная лучис-
тая (радиационная) температура помещения 1л.ср, определяются
числом горелок. Это видно, если преобразовать выражение (4.10),
заменив сумму произведений 2/иЕи произведением nrtKFK, где пг —
число излучающих горелок, шт.:
^л.ср= (S /огрЕогр+«ЛЕн)/(2 ЕогрН-ЦрЕи). (4.25)
Изменение характера теплообмена следует учитывать при опре-
делении тепловых потерь. Так, если ограждения не облучаются,
то их тепловые потери можно найти с помощью коэффициента теп-
лопередачи К, а если обогреваются, то с помощью неполного коэф-
фициента теплопередачи — К', который выражается зависимостью
= [(1/Д)- (1/ссв)]-1, (4-26)
где «в — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-°С), от воздуха внут-
ренней поверхности теплотеряющего ограждения. С точки зрения
экономии теплоты желательно разместить горелки таким образом,
чтобы поток излучения от них не попадал на внутренние поверх-
ности теплотеряющих ограждений (стен). С учетом вышеизложен-
ного можно сделать вывод, что рассчитать тепловую мощность си-
стемы обогрева по уравнению теплового баланса (4.24) можно при-
ближенно. Для удобства расчета преобразуем выражение (4.24)
следующим образом:
Эг №№ Н-ЭдСд=/(/7 (^в.р---f„) -\-K'Fпд (/в.р—/н) -}-
+СвЕв(/в.р—/н), (4.27)
где F — площадь теплотеряющих ограждений, м2, за исключением
площади пола F„„; tK — температура наружного воздуха, °C; /В.Р —
температура внутреннего воздуха, °C, расчетная (принимается на
3—5 °C ниже нормативной /в); св — удельная объемная теплоем-
кость воздуха, Дж/(м3-°С), в интервале температур; Ув — объем
приточного вентиляционного воздуха, м3/ч, определяемый расчет-
ным путем.
Рассчитав по формуле (4.27) радиационную мощность Qu или
общую тепловую мощность системы обогрева: Qc=Qw/T]r, найдем
88
требуемое число горелок пг в системе, предварительно задавшись
их единичной мощностью Qr:
«r = Qc/Qr. (4.28)
Разместим их в помещении в соответствии с теплотехническими
и гигиеническими требованиями (см. раздел 4.4). После чего про-
верим систему обогрева на удовлетворение условий (4.21) и (4.22).
Методом последовательных приближений, коррелируя число горе-
лок и схему их размещения, которая позволяет создать необходи-
мые температурные параметры и интенсивность облученности в
помещении, на основании решения уравнений теплового баланса
(4.29) находим оптимальную конструкцию системы обогрева.
Уравнение теплового баланса теплотеряющего ограждения
КЛ>гр(/в-М =^Porp+4,52Forp[(7'i/100)4—(Рогр/ЮО)4] X
Хф1 —огр'Ь’О^к-^огр (^в ^огр) - (4.29)
Для определения температуры на внутренней поверхности
ограждения при условии, что tB превышает /огр и что Forp=l (эле-
ментарная площадка), уравнение теплового баланса элементарной
поверхности ограждения выразится зависимостью
Uorp-MK =<7+4,52[(F,/100)4-(Forp/100)4] X
Хф1-2 Н"СХк(^в ^огр), (4.30)
где q — интенсивность облучения элементарной площадки, Вт/м2;
ф!-2 — коэффициент облученности поверхностью теплообмена Fb
с температурой Гь рассматриваемой элементарной площадки
ограждения с Forp; «к — коэффициент тепловосприятия при сво-
бодной конвекции; ф1-ОгР — угловой коэффициент облученности рас-
сматриваемого ограждения.
4.3. Особенности расчета газового лучистого
отопления животноводческих помещений
В нашей стране ГИГ широко применяют для обеспечения па-
раметров микроклимата в животноводческих и птицеводческих по-
мещениях. Различными организациями (ВНИИГаз, ГипроНИИГаз,
УкрНИИгипросельхоз и др.) разработаны временные указания и
рекомендации по проектированию, монтажу и эксплуатации систем
и установок лучистого обогрева. В связи со сложностью теплотех-
нических расчетов и нормирования параметров микроклимата при
применении ГИГ в этих рекомендациях есть обоснованные и воле-
вые допущения, что обусловлено недостаточностью теоретических и
экспериментальных исследований в данной области. В рекоменда-
циях по выбору оптимальных режима работы систем обогрева и
интенсивности облучения животных различного вида и возраста
имеются значительные расхождения.
Теплообмен между животным, окружающим воздухом и ограж-
дениями зависит от работы системы терморегуляции животного,
89
определяется совокупностью конвективного и лучистого теплооб-
мена, расходом теплоты на испарение влаги с поверхности их ко-
жи и теплопроводностью. Тепловые потери животного в значитель-
ной степени зависят от его мышечной активности и положения те-
ла. Стоя, животные расходуют энергии больше, чем лежа. Так,
если животное стоит, вся поверхность его тела участвует в конвек-
тивном теплообмене и только 90 %—-в лучистом. Если животное
лежит, то в конвективном теплообмене участвует 75 % поверхности
его тела, а в лучистом — 70. На лучистый теплообмен животных
значительное влияние оказывает соотношение частей его тела, уча-
ствующих в теплообмене как взаимном, так и с внутренними по-
верхностями ограждений. Например, угловой коэффициент лучис-
того теплообмена животных с ограждениями <рж—Еогр=0,934-0,95
в широкогабаритных помещениях и 0,76 в коровниках.
Уравнение лучистого — конвективного теплообмена на поверх-
ности тела животных, учитывающее активность их поведения в те-
чение суток и долю участия их поверхности в теплообмене с ограж-
дениями, имеет вид:
Q ~ psif жСж—Гогрфж—Гогр[ (Еп.т/100) 4— (Тогр/ 100) 4] -|-
+ркЕжаж(^п.т—tB), (4.31)
где рл, рк — коэффициенты, учитывающие активность животных и
долю участия поверхности их тела в теплообмене лучистом и кон-
вективном соответственно (для свиней рл = 0,75; рк=0,79; для по-
росят 0,75 и 0,81; для коров и телят 0,8; 0,87); Сж—Forp — приве-
денный коэффициент излучения (поверхности тела животных —
ограждения); Еж — поверхность тела животного; 7'п.т((п.т)—тем-
пература поверхности тела. На основании зоогигиенических иссле-
дований для животных разных видов и возраста установлены оп-
тимальные температурные параметры. Наилучшие физиологиче-
ские показатели наблюдаются при соответствующем соотношении
температуры воздуха и внутренней поверхности теплотеряющих
ограждений. Решение уравнения (4.31) относительно torp позво-
лили В. В. Карелиной [26] получить зависимости (огр от tB для зон
максимальной продуктивности (табл. 4.2). Полученное ею сочета-
ние температур соответствует зоне максимальной продуктивности
и обеспечивает невыпадение конденсата на внутренних поверх-
ностях ограждающих конструкций.
Так как в свинарниках-маточниках и родильных отделениях
коровников взрослые животные содержатся совместно с молодня-
ком, то для поддержания температурных условий, обеспечивающих
зону максимальной продуктивности взрослых животных, необхо-
дим дополнительный обогрев молодняка. Для этой цели применя-
ют установки локального обогрева с ГИГ. Исследования показали,
что абсолютная интенсивность облучения при местном обогреве
в свинарниках-маточниках может быть различной, она определяет
уровень снижения температуры воздуха и ограждающих конст-
рукций. Постоянным должно быть изменение интенсивности облу-
90
Таблица 4.2
Температурные параметры для зон максимальной продуктивности
Группа животных 'в- 'с ^огр’
Подсосные свиноматки 18—22 30,6—0,69 /в ±At, 0<Л/<3,2
Супоросные свиньи 12—18 24,5—0,75/в± АЛ 0<Д/<4,5
Поросята: новорожденные 30-35 47,5—0,46 /в ±At, 0<Л/<4,2
2-недельные 25—30 44,3—0,61 tB±At, 0<Л/<4,2
30—45-дневные 20—25 38,8—0,73/в±А/, 0<Д/<4,2
Коровы 10—16 20,9—0,78/в± АЛ 0<Л/<4,1
Телята 10—15-дневные 20—22 32,1—0,62/в± АЛ 0<Л/<0,6
чения от максимальной до минимальной, Вт/м2: на площадках мо-
лодняка 93—115, в целом по станку 140—160. Максимальная ин-
тенсивность облучения должна поддерживаться на небольшой ча-
сти площадки молодняка, занимаемой новорожденными порося-
тами. Колебания ее возможны в пределах 160—280 Вт/м2, что обе-
спечивает технологический цикл выращивания молодняка и благо-
приятные условия для работы обслуживающего персонала.
В работе [63] автор подошел комплексно к рассмотрению во-
просов, связанных с созданием необходимых параметров микро-
климата при отоплении животноводческих помещений ГИГ. Реша-
ется задача проектирования ограждающих конструкций с учетом
•особенностей теплообмена при лучистом газовом отоплении.
4.4. Проектирование систем отопления
с излучающими горелками
При размещении ГИГ в системах или установках отопления не-
обходимо выбрать оптимальный вариант, который позволил бы
получить требуемую энергетическую облученность при заданной
неравномерности облучения ГИГ. Авторы работы [44] решают
задачу оптимизации расстояния между осями горелок, расположен-
ных в узлах прямоугольной решетки. Критерием оптимизации слу-
жит среднее квадратическое отклонение энергетической облучен-
ности поверхности о, характеризующее равномерность распределе-
ния лучистой энергии на облучаемой поверхности на расстоянии h
от решетки. Задача решается путем математического моделирова-
ния эксперимента: последовательно определяются параметры мно-
жества решеток, среднее квадратическое отклонение для множе-
ства «таблиц интенсивности различных размерностей» и выбира-
ется оптимальная решетка, соответствующая минимальному зна-
чению о. В общем виде o=f(d, k, h), где d и k — расстояние меж-
ду соседними узлами по горизонтали и вертикали соответственно.
91
С учетом физического смысла задачи принимаем область измене-
ния параметров d и k
d=m, т— 1,..m/2; k = n, п—1,.. n/2. (4.32)
Авторы исследуют взаимодействие в любой точке облучаемой
поверхности не более чем 16 излучающих горелок. При этом сум-
марная энергетическая облученность Qu в точках i, j, расположен-
ных в узлах решетки с размерами d и k,
16
Q;j= 2 ?W)„; i=0, 1,...Д/2; /=0,1,.. ., d/2. (4.33)
п= I
Задача решалась для конкретных горелок (ГИИВ-1; ГИИВ-2,
ГИБл и «Звездочка») при их параллельном расположении над об-
лучаемой поверхностью и расстоянии до нее 0,2—1,5 м.
В работе [48] предлагалось определить расстояние между ча-
шеобразными горелками при условии, что распределение энергети-
ческой облученности на тепловоспринимающей поверхности рав-
номерно, если разность между наибольшим фтах и наименьшим
Фтт (среди четырех вычисленных) значениями углового коэффи-
циента, отнесенная к наибольшему значению, не превышает задан-
ное число е, т. е.
(фтах фт1п)/фтах Е. (4.34)
При этом расчет сводится к выбору шага / между горелками
при заданных их числе, радиусе чаши, расстоянии между плоско-
стью горелок и тепловоспринимающей поверхностью h, для кото-
рых выполняется условие (4.34).
Предложенная в работе [48] схема порядового расположе-
ния горелок аналогична рассмотренной автором [50], однако метод
решения задачи оптимизации размещения излучателей более со-
вершенен, чем в работах [44, 50], так как предложенная математи-
ческая модель оптимизации не связана с моделированием физиче-
ского эксперимента. В работе [48] задача оптимизации решается
для горелок, поверхность излучения которых расположена парал-
лельно облучаемой поверхности и имеет форму круга или может
быть приравнена к таковой. Так как в практике проектирования
систем и установок радиационного отопления чаще всего опреде-
ляющими параметрами системы служат интенсивность энергети-
ческой облученности (теплового потока) и ее неравномерность
(последняя задана технологами для промышленных технологиче-
ских установок или гигиенистами для систем отопления зданий и
сооружений), то оптимизация по неравномерности угловых коэф-
фициентов излучения не всегда приемлема. На наш взгляд, наи-
более универсальный критерий оптимизации — допустимая или за-
данная неравномерность облучения.
Математическое моделирование полей облученности и оптими-
зация размещения горелок прямоугольной формы с плоской по-
верхностью излучения, расположенных в пространстве произволь-
но, относительно облучаемых поверхностей (общий случай), стало
возможным после решения задачи угловых коэффициентов облу-
92
ченности при произвольном размещении горелок относительно об-
лучаемой поверхности [см формулу (3.17)].
В общем случае можно записать, что энергетическая облучен-
ность dQpidf, падающая на элементарную площадку df, зависит от
интенсивности излучения Q' каждой горелки, их числа в системе
и угловых коэффициентов облученности cp/df, т. е.
dQFidf^=Q'q>idfdf. (4.35)
Интенсивность облучения при TF^>Tdf', df—l и <pFdfF—<fdfFdf
будет выражаться зависимостью
qFdf = CFF(pFdf(TF/\OO)/l = CF(pdfF(TF/\OO)/l. (4.36)
Выражение (4.36) описывает распределение энергетической об-
лученности по облучаемой поверхности при заданной геометрии
системы, которая отображается угловым коэффициентом облучен-
ности ср. Как видим, существуют определенные зависимости между
теплотехническими характеристиками горелок, геометрией их раз-
мещения и энергетической облученностью. Причем при определен-
ном сочетании указанных параметров можно получить необходи-
мую энергетическую облученность поверхности. Достичь абсолют-
ной равномерности ее практически невозможно, поэтому введем
понятие «относительная неравномерность облученности» S:
S= [(Qmox-Qmin) • 100]/Qcp, (4.37)
где Qmax, Qmin, Qcp — соответственно максимальная, минимальная
и средняя энергетическая облученность.
При проектировании систем и установок с ГИГ возникает не-
обходимость определить геометрию их размещения для достиже-
ния требуемой энергетической облученности и ее равномерности.
Промоделируем распределение поверхностной плотности энергии
при однорядном (зонном) и многорядном расположении горелок,
что позволит установить оптимальное расстояние между ними, при
котором соблюдается заданная неравномерность.
При необходимости равномерного зонного обогрева несколько-
горелок располагают в ряд (рис. 4.1,а). На рис. 4.1, а горелка по-
казана только над точкой О в начале координат, а вместо осталь-
ных горелок даны их проекции на горизонтальную плоскость.
Если установлены однотипные горелки, то они будут распола-
гаться на одинаковом расстоянии друг от друга, т. е. будут иметь
равный шаг. Примем за шаг расстояние между центрами горелок.
По конструктивным или техническим причинам могут быть при-
няты к установке горелки с различными мощностью и геометрией,,
при этом, естественно, для создания равномерной зоны облучения
шаг между ними будет неодинаков.
Для принятой схемы размещения (рис. 4.1, а) поверхностная
плотность энергии в точке начала координат (под горелкой) опре-
делится из выражения
Qi= 2 ql0, (4.38)
i=—K
vjifi К — число горелок, расположенных по оси ОУ, левее начала
9S
Рис. 4.1. Схема однорядного размещения горелок для опре-
деления максимального (а) и минимального (б) излучения.
На рис. 4.1—4.2 и 4.4 цифры в скобках — номера горелок.
координат; L — число горелок, расположенных по оси ОУ, правее
начала координат; п — шаг между горелками по направлению
оси У; <7,0 — поверхностная плотность энергии в точке О (0; 0) от
каждой из установленных в ряду горелок, рассчитываемая по фор-
мулам (4.39) и (3.17):
Чи=А.цун,
где
Д(7=Си9(Тиу/100)4. (4.39)
В рассматриваемом случае координаты точек подвеса горелок
следует принять (см. рис. 3.6)
dio = in—(Ь/2) cos Yio; ацо = а/2; (4.40)
hio-ht; yiO=yt; у = 0,
где у=0 означает, что горелки находятся над осью ОУ, парал-
лельно плоскости XOY.
Естественно, что не все горелки в ряду будут оказывать влия-
ние на поверхностную плотность энергии в точке О (0; 0). В об-
щем случае для того, чтобы определить число горелок, влияющих
94
i
на изменение поверхностной плотности энергии в рассматриваемой
точке начала координат О (0; 0), необходимо в формуле (4.38)
принять К— Ко, L=L0 и найти при этих значениях
Qi — Qi° — 2 Чю-
1^-К,
(4.41)
Затем определить
2 Чю •
(4.42)
к=к<Н-1
L=L^1
Если
I Q? - Q/l max(QIl, Q,o) <0,01,
(4.43)
это значит, что горелки с номерами Ко—1 и Lo+1 не оказывают
влияния на поверхностную плотность в рассматриваемой точке О
(0; 0) и их в расчете не учитывают. Если условие (4.43) не выпол-
няется, то расчет следует продолжить и определить
Q,
= Qi2 =
£о+2
2 Чю
(4.44)
К=К„+2
£=£0-[~2
и проверить неравенство
|Qi2—Qi11 / max (Qi2, Q^CO.Ol.
(4.45)
Расчет продолжают по вышеприведенной схеме до выполнения
неравенства. Одновременно при этом определяют радиус действия
горелки вдоль большей ее стороны. Чтобы уменьшить число проб,,
можно радиус действия рассчитать по эпюре облучения горелки
для данной высоты подъема, приняв за конечную точку влияния та-
кую, в которой поверхностная плотность энергии составляет 1—3 %,
от ее максимального значения под горелкой [49].
Шаг между излучателями п выбирают из условия комфортно-
сти [50], которое в рассматриваемом случае можно записать та-
ким образом:
-0,1 < [ (Qmax—Qmin) / Qcp] <0,1
(4.46),
или
-0,1 <[2 (Qmax— Qmin) / (Qmax+Qmin) ] <0,1. (4.47)
Для упрощения расчетов можно применить более жесткое усло-
вие допустимой неравномерности облучения:
-0,1 < [ (Qmax-Qmin) Qmin] <0,1. (4.48)
Выше рассмотрен процесс определения Qmax(Qi). Для установ-
ления Qmin(Qn) возьмем схему расположения горелок (рис. 4.1,6),
по которой начало координат находится посередине между двумя
95
излучателями: п/2. В этом случае поверхностная плотность энергии
в точке начала координат (на плоскости XOY) определяется из
выражения
Qii= 2 qio, (4.49)
l=—K
где qio также можно найти по формулам (4.39), (3.17). В рассмат-
риваемом случае координаты точек подвеса горелок следует при-
нять:
с1ю= (nl2)+in— (b/2) cos у,о; aiiO=a/2-,
hi0 = hi; y,o=Y<; т=0. (4.50)
Определение числа излучателей К и L, влияющих на поверх-
ностную плотность энергии в точке начала координат, расположен-
ной на расстоянии п/2 между горелками, выполняется аналогично
вышеизложенному. Рассчитав Qii(Qmin), проверим соблюдение за-
висимостей (4.46, 4.47) или (4.48). В рассматриваемом случае со-
гласно формуле (4.47) можно записать
0,1 [2(Qj-QH) / (0,+Qu)J^0.1. (4.51)
Если условие (4.51) не выполняется, то в общем случае меняем
либо шаг и, либо высоту подвеса hlO (если они неодинаковые для
разных горелок), либо углы у,0 (если они разные для разных горе-
лок). Обычно hio=h\ yi0=y. Поэтому при выбранных конструк-
ции горелки и высоте ее подвеса равномерного поля облучения
можно достигнуть изменением шага между горелками, при этом
должно соблюдаться условие (4.46).
Аналогичный подход к исследованию и идентичный результат
будет получен в случае размещения горелок над осью ОХ, т. е.
в случае определения поверхностной плотности энергии для мень-
шей (поперечной) оси симметрии горелки.
Описанные выше случаи предполагали «неограниченное» число
горелок в ряду. Исследовался ряд горелок, в котором находилось
по крайней мере по одной горелке справа и слева от начала коор-
динат, излучение от которых невлияло на поверхностную плот-
ность энергии под горелкой, находящейся в начале координат рас-
сматриваемой системы.
Рассмотрим случай распределения поверхностной плотности
энергии, когда наблюдается «неограниченность» числа горелок в
одну сторону, т. е. когда горизонтальная плоскость граничит с
вертикальной плоскостью (пол и вертикальное ограждение). При-
мем схему с «неограниченным» числом горелок, направленных в
•сторону вдоль положительного значения от ОУ (аналогично вдоль
оси ОХ, поменяв местами линейные размеры горелок а и Ь, шаг т
и п, где т — шаг по оси ОХ). На рис. 4.2, а начало координат со-
ответствует точке, лежащей на линии соединения горизонтальной
и вертикальной плоскостей, а на рис. 4.2, б оно соответствует точ-
ке А (рис. 4.2, а). Поверхностная плотность энергии на плоскости
.96
Рис. 4.2. Схема однорядного размещения горелок для определения потока из-
лучения на элементарной площадке, расположенной на линии пересечения го-
ризонтальной и вертикальной плоскостей (а) и под крайней горелкой в ряду (б).
XOY в начале координат (рис. 4.2, а) определится по выражению
Qu = 1 <7ю- (4.52)
»==0
где qio рассчитывается по формулам (4.39, 3.17) при определенном
шаге п для зонного обогрева неограниченной полосы.
Координаты точек подвеса горелок:
dlO=P + 1л — (ft/2)cosf/o; G)i0 = a/2; hi0 = h- = (4.53)
Число горелок L определим аналогично вышеизложенному.
Рассматривая схему, показанную на рис. 4.2, б, определяем
Qi = 29zO’ (4.54)
»=о
где qto находим по формулам (4.39, 3.17) при координатах точек
подвеса горелок, приведенных в выражении (4.40).
За счет подбора линейных размеров горелок, р или у/о=,у, при
1=0, т. е. уоо=То, при одинаковой температуре на поверхности из-
лучения или при увеличении температуры крайней горелки удов-
летворим общему условию допустимой неравномерности
__0 1 < 2[max(Qr, Qn, Qt, QIT)—min(QT, Qn, QT, Qn)J q ] (4 55)
max (Qp Qn, (4, фн) 4-min (Qj, Qn, Qr, Qu)
или, как минимум, более жесткому его значению
niax(Qt, Qn, Q 1, Qn)~~min(Qp Qn- Qi- Qn) Q J (4 56)
min (Qi- Qii- Qi- Qn)
При необходимости создать равномерную поверхностную плот-
ность энергии по всей площади пола обогреваемого помещения или
на поверхности изделия больших размеров необходимо многоряд-
7 Зак. 76
97
Рис. 4.3. Схемы многорядного разме-
щения горелок.
Размещение горелок: а — порядовое (ко-
ридорное); б — шахматное.
98
иое размещение горелок. Расположение излучателей в плане мо-
жет быть как порядовое (рис. 4.3,а), так и в шахматном порядке
(рис. 4.3,6). Рассмотрим процесс оптимизации порядового раз-
мещения горелок. На рис. 4.4, а—4.4, г показаны схемы располо-
жения горелок и координатной сетки, проекции горелок на плос-
кость ХОУ. Начало координат на рис. 4.4 соответствует характер-
ным точкам А, В, С, О. В соответствии с рис. 4.4, а в начале коор-
динат в точке О поверхностная плотность энергии
Qi = 2 ( 2 <7гД (4-57)
j=—M \i=—K /
где определяется по формулам (4.39, 3.17). При расчете
7*
99
В соответствии со схемой (рис. 4.4, б) в точке А имеем
N / L \
Qn = 2 I 2 (4-58)
j=—М \i=—K /
где qa также определяется по формулам (4.39, 3.17) при условии,
что dn—til2-\-in—(6/2) cos у,-,; ац/=/т-|-о/2.
В соответствии со схемой (рис. 4.4, в) в точке В имеем
Qm= 2 ( (4.59)
j=-M \l=—K J
где при определении qa координаты точек подвеса горелок будут
следующие: dij=in—(6/2) cos aIt;=m/2+/m-]-a/2.
В соответствии с рис. 4.4, г в точке С имеем
Qrv= 2 Я Л (4.60)
j=—.и \/=-к /
При определении qa координаты точек подвеса горелок будут
d,j=n/2+tn—(6/2)cosy,j; a]//=m/24-jm-|-o/2. К, L, М, N — число
горелок, оказывающих влияние на поверхностную плотность энер-
гии в точках начала координат, определяются они так же, как и
в случае однорядного размещения горелок.
За счет правильного выбора тип или htj и уц удовлетворим
условиям комфорта:
0 1 < 2[tnax (Qt, Qfi, Qni, Qjy) — min (Qr, Qri, Qni' Qiv)] (4 61)
max (Qp Qjp Q[rj, Qiv) + min(Qj, Qrjr, QjV)
Условие (4.61) будет справедливо для центральной зоны при
облучении плоскости неограниченных размеров. Так, при облуче-
нии плоскости конечных размеров по краям и в углах ее будет
наблюдаться повышенная неравномерность поверхностной плотно-
сти энергии. Исследуем возможности создания необходимой по-
верхностной плотности энергии в этих зонах.
При условии ограничения поверхности вертикальной плоско-
стью, параллельной оси OY, поверхностную плотность энергии в
точке О (рис. 4.4, а) можно рассчитать по формуле
^=2(2 (4-62)
/=0 \i=—Д' /
Координаты точек подвеса при этом — dn=in—(6/2) cos у,,;
auj—jm-Ya/2.
Интенсивность облучения в точке В (рис. 4.4, в)
Qin == 2 ( 2 Я Л (4.63)
7=0 V=—К /
Координаты точек подвеса излучателей при этом — dtj=
= in—(&/2)cosy,/; ащ=г-|-/т4-а/2. Число горелок (К, L, М)
определено ранее, так же как и шаг между ними (пит). За счет
правильного выбора г — расстояния от крайнего ряда горелок до
100
вертикальной плоскости — удовлетворяем условие допустимой не-
равномерности:
max(Qp Qjjj, Qf, QHI) —min(Qr, Qlr, Qs, QT1I) д g^
min(QI, Q HI, Qj, Qnr)
где значение А задается технологами или гигиенистами.
По аналогии при вертикальной плоскости, параллельной оси
ОХ (рис. 4.4, а), поверхностная плотность энергии в точке О опре-
делится как
— NIL \
2 2*7// • (4.65)
/я=—-М \ Ь=0 /
Координаты точек подвеса излучателей при этом dij=in—
— (6/2) cos у,/; auj—jm+a/2.
Поверхностная плотность энергии в точке А (рис. 4.4, б)
— NIL \
Q„= 2 2<дЛ (4.66)
v=o /
При определении qtj координаты точек подвеса излучателей
dij=p+in~ (b/2) cos уц; ащ—jm-\-a/2.
За счет правильного выбора расстояния от крайнего ряда излу-
чателей до вертикальной плоскости удовлетворяем условие допус-
тимой неравномерности:
max(QP Qu, Qv Qu) — min (QP Qn, QP QTI) д gyj
min (Qp Qn> Qp Qu)
Для достижения заданной поверхностной плотности энергии в
угловых зонах определим (рис. 4.4, а, г) в точках О и С поверх-
ностную плотность энергии
Q/=2(2<d (4-68)
при dij=in— (6/2) cos уо; ацз=]т+а/2 и
Qiv' = 2(2^ (4-69)
y_o \/=0 /
при dtj=p+in— (6/2)cosyi/; aU3=r+jm+al2.
Условие допустимой или необходимой неравномерности выра-
зится следующим образом:
max(Q'r, Q'jy, Qi, Qjy) — min (Q'i> Q'iv. QpQiv) <- д
rnin(Q,p Q'iv Qp Qiv)
За счет правильного подбора параметров г и р можно одновре-
менно удовлетворить либо (4.64), (4.70), либо (4.67), (4.70), либо
(4.64), (4.67), а за счет изменения мощности горелки с точкой под-
веса О — граничное условие (4.70).
Такой же подход к оптимизации размещения горелок возможен
и при их шахматном расположении.
101
Выше мы рассмотрели общую теорию создания равномерного
(с учетом допустимой неравномерности) поля облучения для одно-
и многорядного размещения горелок. В случае, когда они установ-
лены в помещениях конечных размеров, следует учитывать необхо-
димость увеличения поверхностной плотности энергии у теплотеря-
ющих ограждений и в углах помещения. Как уже отмечалось
•[18, 50], интенсивность облучения полос пола, прилегающих к
теплотеряющим ограждениям, и в углах пола, граничащих с этими
ограждениями, должна быть на 20—50 °/о выше, чем на остальной
площади пола. Это объясняется большей отдачей теплоты из-за
близости холодных поверхностей стен, увеличением тепловых по-
терь полом у наружных стен и интенсивностью токов холодного
воздуха за счет инфильтрации. Выполнить указанное требование
можно с учетом коэффициента краевой надбавки [50] или расче-
тов, удовлетворяющих условиям (4.67), (4.70).
Так как при проектировании размещения горелок тепловая на-
грузка системы отопления уже известна, следовательно, известна
средняя поверхностная плотность энергии, которая представляет
собой произведение отношения тепловой нагрузки к площади обо-
греваемого помещения на лучистый КПД горелки, то приходится
решать обратную задачу. По принятой для установки единичной
мощности горелки определяют число их в системе. Задавшись вы-
сотой подвеса горелок и зная среднюю поверхностную плотность
энергии, можно вычислить шаг между излучателями в поперечном
п и продольном т направлениях для центральной зоны, а с учетом
заданной неравномерности облучения по краям и в углах — па-
раметры риг.
При проектировании отопления помещений необходимо учиты-
вать его конструктивные особенности (наличие колонн, свободного
подферменного пространства и др.), которые влияют на выбор мест
установки горелок. Поэтому могут возникнуть случаи, когда шаг
между горелками и высота подвеса их определяются конструктив-
но, тогда такую схему проверяют на удовлетворение условий за-
данной и допустимой неравномерности облучения.
Изложенные выше теоретические исследования легли в основу
создания программы расчета оптимизации размещения горелок,
позволяющей решать многообразные задачи проектирования ра-
диационных систем с плоскими горелками прямоугольной формы
при использовании как однотипных, так и различных по устано-
вочной мощности горелок, произвольно расположенных относитель-
но облучаемой поверхности. В результате расчета определяют сум-
марную поверхностную плотность энергии в характерных точках
облучаемой поверхности, среднюю энергетическую облученность
поверхности при соответствующих высоте подвеса горелок и шаге
между ними, когда соблюдается заданная неравномерность облу-
чения. Принцип расчета энергетической облученности поверхности
бесконечных размеров состоит в том, что выделяют площадку,
ограниченную радиусом" действия горелки, координаты которой
находятся в точке О (рис. 4.4, а). В пределах этой площадки опре-
102
I
Таблица 4.3
Характеристики горелок
1 Номер горел- ки на рис. 4.5 Марка, тип горелки (размеры излучающей поверхности аХ&» м) Тепловая мощность горелки, кВт Температу- ра излуча- ющей по- верхности, К Коэффи- циент из- лучения, С, Вт/м9
/ ГК-27У-1 (0,280X0,192) 7,4 1083 4,89
2 ГК-27У-1 сдвоенная (0,280X0,4) 14,8 1083 4,89
3 ГИИВ-1 (0,132 X 0,232) 7,0 1124 5,2
4 ГИИВ-2 (0,132X0,464) 14,0 1123 5,2
5 ГИИБл (0,092X 0,329) 7,0 1123 5,2
6 ГИИБл сдвоенная (0,184X0,329) 14,0 1124 5,2
7 Блок из двух ГК-27У-1 (0,192X0,560) 14,8 1083 4,89
8 Блок из четырех ГИИВ-1 (0,264 X 0,464) 28,0 1123 5,2
9 Блок из четырех ГИИБл (0,368X0,329) 28,0 1123 5,2
Рис. 4.5. Номограмма для расчета QCp, Hal.
деляют энергетическую облученность в точках О, А, В, С и нерав-
номерность поверхностной плотности энергии при взаимодействии
горелки с координатами точки О и с другими горелками, попав-
шими в зону взаимодействия (плоскость круга с радиусом /?).
На основании расчетов, выполненных на ЭВМ, для серийно вы-
пускаемых горелок и блоков, составленных из них (табл. 4.3),
построена номограмма (рис. 4.5), дающая возможность определить
при заданных шаге между горелками и высоте подвеса их поверх-
ностную плотность энергии QCp для многорядного расположения их
по коридорной схеме при соблюдении неравномерности облучения
S=±10 % от QCp. В расчетах высота подвеса колебалась от 2 до
15 м.
4.5. Особенности проектирования вентиляции в помещениях
при газовом лучистом обогреве
При решении вопросов вентиляции помещений, обогреваемых
ГИГ, необходимо учитывать особенности их работы. СНиП разре-
шают применять ГИГ без отвода продуктов сгорания для обогре-
ва помещений, оборудованных общеобменной приточно-вытяжной
механической или естественной вентиляцией.
Животноводческие и птицеводческие помещения, обогреваемые
ГИГ, следует оборудовать постоянно действующими механически-
ми или комбинированными системами приточно-вытяжной венти-
ляции вследствие сравнительно малой высоты подвески горелок
(1,8—2,4 м) и небольшой высоты помещений (до 2,8 м). При этом
системы естественной вентиляции допустимо применять в сущест-
вующих помещениях только временно [17, 62].
Кратность воздухообмена определяют расчетным путем с уче-
том вредных веществ, выделяющихся при сжигании газа в ГИГ:
водяные пары, углекислый газ, оксиды азота и оксид углерода.
Доказано, что других вредных компонентов в продуктах сгорания
при таком способе сжигания газа не образуется {3, 11, 28].
Объем водяных паров в продуктах сгорания (на 1 м3 сгоревше-
го газа), м3,
Унао=0,01 [Н2+(4,'2)СН4+(6 2)С3Н6+ ... +(n/2)CmH„+0,124l/crfB],
(4.71)
Объем углекислого газа в продуктах сгорания (на 1 м3 сгорев-
шего газа), м3,
Ксо2 = 0,01(СО2+СО+СН4+2С2Н6+ЗСзН8+ . . . +тСтН„). (4.72)
Объем сухих продуктов сгорания, м3,
VDf =0,79Уо+0,0Ш+ Ксо2- (4.73)
В формулах (4.71) — (4.73) СО2, СО, СН4, CmHn — компоненты
горючего газа, % по объему; N — содержание в горючем газе азота
и инертных, % по объему; — количество воздуха, необходимого
для сжигания 1 м3 газа при коэффициенте избытка воздуха а= 1
104
(стехиометрическое соотношение) м3/м3; dB — влагосодержание
воздуха в помещении, г/м3.
Для предельных углеводородов метанового ряда стехиометри-
ческое уравнение реакции полного горения можно записать в сле-
дующем виде:
CmH2m+2+-^tl (O2+3,76N2) =/nCO2+ (m+l)H2O+3,76 ^±1n2,
(4-74)
где число атомов водорода выражено через число атомов углеро-
да; п=2т-$-2.
Количество воздуха, необходимое для полного сгорания 1 м3
газа при стехиометрических реакциях, можно определить по общей
формуле для любых углеводородов, м3/м3:
L0 = 4,76[/n+(n/4)], (4.75)
а для предельных углеводородов метанового ряда
£0=4,76[(Зт+1)/2]. (4.76)
Для определения количества NO2, мг/ч, выделившегося при ра-
боте горелок, воспользуемся уравнением
C™*=(Vr+Lo')n(0,1499-4,776), (4.77)
где Кг— расход газа на 1 горелку, м3/ч; п — число горелок, шт.;
Lo'— количество воздуха, необходимое для полного сгорания газа
объемом Кг, м3/ч.
Анализ проектных решений вентиляции различных производ-
ственных помещений, промышленных зданий и сооружений, выпол-
ненный в институтах ГипроНИИГаз, Сантехпроект (Алма-Ата),
МосгазНИИпроект, ВНИИГаз, ЮжНИИгипрогаз, и натурные
исследования параметров микроклимата в помещениях, оборудо-
ванных системами и установками газового лучистого обогрева,
дают основание считать, что если в помещении, где установлены
указанные системы обогрева, существует общеобменная венти-
ляция с удалением части воздуха из верхней зоны, рассчитанная
на борьбу с технологическими вредными веществами и обеспе-
чивающая необходимый воздухообмен для борьбы с влаго- и
газовыделениями, образующимися при сжигании газа, то допол-
нительная вентиляция не устраивается. В противном случае
дополнительная вытяжка осуществляется из верхней зоны через
вытяжные шахты или дефлекторы, а приток воздуха, необходи-
мый для горения, — через жалюзийные решетки, расположенные
выше уровня подвеса горелок.
Когда в помещениях нет нелокализованных токсичных выбро-
сов, то, по-видимому, целесообразно забирать воздух из верхней
зоны помещения и при соответствующей обработке подавать его в
рабочую зону. Но этот вопрос требует специальных технико-эконо-
мических и гигиенических исследований.
105
При работе систем и установок газового лучистого обогрева
создаются благоприятные условия для аэрации помещений за
счет разности температур и плотности воздушной среды помеще-
ния в зонах, расположенных выше и ниже излучателей. Если тех-
нологические процессы не сопровождаются выделением оксида уг-
лерода СО, его концентрация в воздухе при использовании систем
лучистого обогрева не должна превышать 10, а в общественных
зданиях 6 мг/м3 [28, 50]. Такие концентрации мы рекомендуем как
допустимые при условии, когда воздушная среда помещения при
работе системы обогрева ГИГ не ухудшалась бы.
Механизм действия оксидов азота на организм практически тот
же, что и оксида углерода (соединяются с гемоглобином крови), но
при этом следует иметь в виду, что они более токсичны. ПДК их
в воздухе рабочей зоны производственных помещений 5 мг/м3 в
пересчете на NO2. Для атмосферного воздуха населенных пунктов
ПДК по NO2 0,085 мг/м3.
Накопление вредных примесей в воздухе обогреваемых ГИГ
помещений можно определить через текущую, концентрацию из
основного дифференциального уравнения воздухообмена. Если
принять, что G — количество выделившихся вредных веществ в
единицу времени, г/ч; V — объем отапливаемого помещения, м3;
п — кратность воздухообмена; К — текущая концентрация вред-
ных примесей (концентрация вредных примесей в данный мо-
мент), г/м3; т — время, прошедшее сначала включения системы
обогрева, ч; Ко— концентрация вредных примесей в помещении в
момент включения горелок, г/м3; К„— концентрация вредных ве-
ществ в наружном воздухе, г/м3, то количество вредных примесей
в объеме помещения в текущий момент времени ДУ, г. За время
dr оно изменится на d(VK); за счет выделения вредных веществ
от Gdr. При этом в помещение поступит с наружным воздухом
вредных веществ nKv.Vdr и удалится их с вентилируемым возду-
хом из помещения nKVdx.
Тогда дифференциальное уравнение воздухообмена можно за-
писать:
VdK=Gdr+nKHVdr—nKVdr. (4.78)
В результате интегрирования получим выражение для значения
концентрации вредных примесей:
К = (-£- + К (1 - е~п~-) + (4.79)
\nV 1
Если До=Кн=0, то
Д = -^(1-<?-)• (4.80)
nV
При
Kmax = G/(«V). (4.81)
'.06
Так как
n = LB/V, (4.82)
где LB — количество удаляемого или подаваемого воздуха в поме-
щение, м3/ч, то
Kmax=G/LB, (4.83)
а при /Стах = КпдК—
LB = GI(KnaK-KB). (4.84)
Максимально допустимый объем оксида углерода при сжига-
нии 1 м3, м3,
Vco=VOc-0,03/100, (4.85)
где 0,03 % — допустимое содержание СО в сухих продуктах сго-
рания при коэффициенте избытка воздуха а= 1 (по ГОСТ
10798—77).
При локальном обогреве в животноводческих и птицеводческих
помещениях подогрев приточного воздуха осуществляют калори-
ферами или теплогенераторами (желательно на газовом топливе).
Механический приток воздуха — приток, рассредоточенный в верх-
нюю зону. Вытяжка 50—80 % воздуха от всего объема осуще-
ствляется из нижней зоны осевыми вентиляторами. Остальной
объем воздуха удаляется естественным путем через шахты в по-
крытии (схема организации воздухообмена «сверху—вниз-
вверх») .
В зданиях шириной до 12 м, где системы обогрева ГИГ обеспе-
чивают потребность в теплоте как для компенсации тепловых по-
терь, так и для подогрева приточного воздуха, рекомендуется ком-
бинированная система приточно-вытяжной вентиляции с механиче-
ской вытяжкой из нижней (70—80%) и верхней зон (30—20 %)
через шахты. При этом приток воздуха — неорганизованный: через
неплотности оконных притворов.
Если ширина зданий превышает 12 м, при том же функциональ-
ном назначении системы обогрева рекомендуется схема вентиля-
ции, при которой механическим путем (рассредоточенно) подается
часть приточного воздуха, а другая часть его поступает через не-
плотности оконных притворов за счет разрежения, создаваемого
вытяжной системой вентиляции, которая осуществляется так же,
как и в зданиях шириной до 12 м. Объем притока воздуха, пода-
ваемого механическим путем, определяется по формуле, предло-
женной УкрНИИгипросельхозом:
AM^ro6ui[l-(Fne Fn)], (4.86)
где Ьобщ — расчетный воздухообмен, м3/ч; Fn — площадь поверхно-
сти пола в помещении, м2; Fne— площадь поверхности пола в при-
стенной зоне, вентилируемой естественным путем; ширина зоны
принимается равной 3—3,5 м (от стен с окнами).
Прежде чем приступить к расчетам систем вентиляции и отоп-
ления в помещениях с газовым лучистым обогревом, следует опре-
107
делить схему организации воздухообмена и соотношение объемов
воздуха, удаляемого из нижней и верхней зон.
В результате теплотехнических и других расчетов устанавли-
ваются тепло-, влаго- и газовыделения от животных, тепловые
потери зданием и количество теплоты, необходимой для нагрева
инфильтрирующегося воздуха, а также газо- и влаговыделения при
сжигании газообразного топлива. При этом рассчитывают возду-
хообмен, обеспечивающий нормативный тепловлажностный режим
и газовый состав воздуха в холодный период, температуру при-
точного воздуха и подбирают соответствующее вентиляционное
оборудование.
Воздухообмен в животноводческих и птицеводческих помеще-
ниях с газовым лучистым обогревом определяется из условий ас-
симиляции влаги, углекислоты и оксидов азота. Расчет изменения
тепловлажностного состояния воздуха в помещении ведется по
I—d-диаграмме, при этом обеспечивается равенство
J _- __ - G .д су,
Р (G /пр) р (^в — ^пр) ’
где L — воздухообмен из условий ассимиляции избытков теплоты
и влажности, м3/ч; 2QH36 — избыточная теплота, выделяющаяся в
помещении в явном и скрытом виде, Вт; 1В, 1пр — теплосодержание
внутреннего и приточного воздуха, Вт/кг (определяется по I—d-ди-
аграмме); dB, dnp — влагосодержание внутреннего и приточного воз-
духа, г/кг; 2G—общее количество влаги, поступающей в помеще-
ние, г/ч; р — плотность приточного воздуха, кг/м3.
Расчет начинают с определения луча процесса изменения со-
стояния воздуха:
,. S Оизб Ообщ + aQ Corp Оинф . .
Е = г =--------------------£------, (4.88)
SG Ож + Оп + Огвп
где фобщ — общая теплота, выделяемая животными или птицей,
Вт; Q — номинальная тепловая мощность системы лучистого обо-
грева, Вт; а — коэффициент, учитывающий повышение тепловых
потерь через облучаемые ограждения (пол, часть наружных стен)
при соответствующем размещении горелок, поглощение тепла те-
лом животных и частичное перетекание продуктов сгорания без
достаточного охлаждения в вытяжные шахты (по эксперименталь-
ным данным УкрНИИгипросельхоза а = 0,85); Qhh$ — энергия, не-
обходимая для нагрева инфильтрирующегося воздуха; QOrp — те-
пловые потери помещения, Вт; G,K, G„, GB.nr— количество влаги,
поступившей в помещение соответственно при дыхании животных
или птицы и испарении с поверхности их тела, от помета, с откры-
тых водной или смоченной поверхностей и при сгорании горючего
газа, г/ч.
После определения Е на I—d-диаграмму наносятся точки с па-
раметрами наружного и внутреннего воздуха. Из точки, определя-
ющей параметры наружного воздуха, проводится вверх вертикаль-
ная прямая (линия подогрева), а из точки, характеризующей па-
108
раметры внутреннего воздуха,— линия, параллельная лучу про-
цесса, до пересечения с линией подогрева. Точка пересечения этих
линий определяет параметры приточного воздуха на выходе из
воздухоподогревателя.
Воздухообмен при условии растворения углекислого газа и
оксидов азота определяется по формуле
Lco2(no2> =2 К (Кв - 7Q], (4.89)
где SK — суммарное количество углекислого газа, л/ч, выделивше-
гося в помещении при дыхании животных и птицы, с подстилки и
противней, а также при сжигании газового топлива, или суммар-
ное количество оксидов азота, мг/м3, выделившиеся при сжигании
газа; р — коэффициент, учитывающий повышение концентрации
СО2 или NO2 в верхней зоне: при вытяжке из верхней зоны 30—
50 % оксидов всего объема 0=1,14-1,14; при 70—100 % — 0 =
= 1,164-1,2; для производственных цехов и помещений при вытяж-
ке из верхней зоны 0=1,84-2,6 при Н=6-~8 м и р=2,6—4 при
/7=84-12 м; Кв — ПДК СО2 (NO2) в зоне нахождения животных
или птицы (2 л/м3 и 5 мг/м3 соответственно); Кн — содержание
СО2 и NO2 в наружном воздухе (0,3 л/м3 и 0,085 мг/м3 соответ-
ственно) .
За расчетный воздухообмен принимается больший из опреде-
ленных по формулам (4.87) и (4.89). В случае, если большим ока-
зывается воздухообмен по СО2, по /—d-диаграмме уточняют па-
раметры внутреннего и наружного (приточного) воздуха, при этом
корректировка ведется по следующей схеме:
а) определяется ассимилирующая способность приточного воз-
духа по влаге, г/кг,
Ad=2 G/(pLcoa); (4.90)
б) от абсциссы точки, характеризующей параметры наружного
воздуха, на оси d откладывают Ad, при этом получаем влагосо-
держание внутреннего воздуха dB;
в) через полученную точку dB проводится вертикальная прямая
до пересечения с линией изотермы расчетной внутренней темпера-
туры tB, точка пересечения определяет параметры внутреннего воз-
духа;
г) через полученную точку tB проводится луч процесса до пере-
сечения с линией подогрева dH=const, точка пересечения tnp опре-
деляет состояние приточного воздуха.
Количество теплоты, Вт, необходимое для подогрева приточ-
ного воздуха в воздухоподогревателях, определяется по формуле
Q=Lpc(/„p-/H). (4.91)
5 МИКРОКЛИМАТ В ПОМЕЩЕНИЯХ
ПРИ ГАЗОВОМ ЛУЧИСТОМ ОБОГРЕВЕ
5.1. Гигиенические и биологические особенности
инфракрасного обогрева
Многочисленные систематические исследования конвективных систем отопле-
ния, их гигиенических параметров, комфортных условий позволили создать
объективные н устойчивые критерии их оценки. Изучение панельно-лучистых си-
стем отопления также достаточно многопланово, проводится длительное время,
что дало возможность составить объективное мнение об их теплотехнических
параметрах и гигиеническом воздействии на людей и животных. В силу того
что в отечественной и зарубежной литературе нет достаточных и систематизи-
рованных данных по параметрам микроклимата при лучистом высокотемпера-
турном отоплении, вопросы теплотехнической и гигиенической оценки систем
отопления помещений и установок обогрева, использующих в качестве отопи-
тельных приборов ГИГ, являются одними из основных при оценке эффективно-
сти их работы, так как применение в качестве нагревательных приборов горе-
лок с температурой 850—1200 °C на поверхности излучения существенно отли-
чает эти системы от лучистого отопления, имеющего теплоотдающне элементы с
более низкой температурой на поверхностях нагрева.
Одним из основных факторов, влияющих на комфортные условия, при лу-
чистом отоплении является интенсивность инфракрасного (теплового) облуче-
ния человека и спектральный состав этого излучения. Экспериментальные иссле-
дования ряда авторов дают основание считать применяемый диапазон излуче-
ния (известно, что максимум длины волн у большинства ГИГ 1,55—2,55 мкм)
довольно активным. Инфракрасная радиация с указанной выше спектральной
характеристикой поглощается не только на поверхности кожных покровов с
проведением образовавшейся тепловой энергии внутрь, но и более глубоко рас-
положенными тканями.
К сожалению, как правильно отмечается многими авторами, занимающими-
ся изучением систем высокотемпературного лучистого отопления с инфракрас-
ными излучателями любого типа, имеющиеся в литературе данные по меди-
ко-биологическим исследованиям воздействия инфракрасной радиации на чело-
века не дают полной и ясной картины, в особенности при применении излуча-
телей, занимающих промежуточное положение между «темными» (с температу-
рой на поверхности излучения до 700—750 °C) и «светлыми» (с температурой
свыше 2500 °C). К ним относятся ГИГ — инфракрасные излучатели.
Установлено, что биологическое воздействие инфракрасного радиационного
отопления, как правило, благоприятно. Если тепловое излучение с длиной вол-
ны больше 2 мкм генерируется в основном поверхностью кожи, то излучение с
длиной волны до 1,5 мкм проникает через поверхность кожи, частично нагре-
вает ее, достигает сети кровеносных сосудов, непосредственно повышает темпе-
ратуру кровн. При определенной интенсивности теплового потока его воздей-
ствие вызывает приятное тепловое ощущение. При лучистом отоплении, особенно
при высокотемпературном, человеческое тело отдает большую часть избы-
точного тепла путем конвекции окружающему воздуху, имеющему более низ-
кую температуру. Такая форма теплоотдачи действует освежающе и благопри-
ятно влияет на самочувствие.
При лучистом отоплении инфракрасное излучение поглощается частично ко-
жей человека, частично его одеждой. Следует иметь в виду, что кожа не толь-
ко служит защитной поверхностью человеческого организма, но в известном от-
110
Рис. 5.1. Зависимость от длины вол-
ны количества отраженного кожей
человека излучения.
Рис. 5.2. Зависимость поглощения инфракрасного излу-
чения различными слоями кожи человека от длины волны.
1— эпидермис (на глубине 0,03 мм); 2—4— слон кожи на глуби-
не 0,05 (2), 0,5 (3) и 0,2 мм (4).
ношении является и самостоятельным органом, функции которого оказывают
воздействие на организм в целом. Расширение нли сужение кровеносных сосу-
дов кожи и работа потовых желез регулируют ее температуру. Кожа по-раз-
ному отражает, поглощает нли пропускает электромагнитное излучение опреде-
ленной длины. Отражение зависит (рис. 5.1) от длины волны излучения: в зоне
длин волн, излучаемых солнцем в диапазоне 600—700 А, отражение излучения
значительно (до 47 %), в диапазоне выше 2000 А оно составляет всего 5—7 %.
По Бутнеру, кожа прозрачна до 1,5 мкм, затем она становится относительно не-
прозрачной и характеризуется сложным спектром поглощения.
Поглощение или пропускание инфракрасного излучения кожей человека —
вопрос сложный, предмет многих исследований. На рис. 5.2 показана зависи-
мость поглощения инфракрасного излучения различной длины четырьмя слоями.
Очень большой процент видимого инфракрасного излучения пропускает эпидер-
мис, значительная часть излучения при длине волн 0,8 мкм достигает соедини-
тельной ткани под кожей.
С биологической точки зрения необходимо знать закономерности поглоще-
ния инфракрасного излучения водой и кровью. Вода и оксигемоглобин с увели-
чением длины волны и толщины слоя в большей мере поглощают инфракрасное
излучение: при /. = 0,4 мкм слой воды толщиной до 10 мм пропускает 100 %, а
при Х=1,4 мкм практически все лучи поглощаются при толщине слоя воды от 1
до 10 мм. Оксигемоглобин при толщине слоя 1 мм имеет два максимума про-
пускания (при л=0,73 мкм — 68, а при Х= 1,4 мкм—82 %), при толщине слоя
10 мм он практически поглощает все инфракрасное излучение. Проникновение
излучения в большой мере зависит от интенсивности кроветока. Когда интен-
сивность облучения на тело возрастает чрезмерно, организм посредством меха-
низма терморегуляции н более интенсивного притока кровн к кожным покро-
111
Рис. 5.3. Изменение температуры кожи во вре-
мени при локальном облучении.
вам защищает тело от чрезмерного прогрева,
вызванного глубоко проникающей тепловой
радиацией’.
На рис. 5.3 показано изменение темпера-
туры кожи во времени при интенсивности об-
лучения (теплового потока) 300 (2) и 1050
(/) Вт/м2. Так, при интенсивности облучения
300 Вт/м2 наблюдается плавное нарастание
температуры, прекращающееся через 12—
14 мин, при этом температура повышается
примерно на 3 °C. При интенсивности облучения 1050 Вт/м2 повышение темпера-
туры идет гораздо быстрее, уже через 2 мин она увеличивается на 10 °C, что
вызывает неприятные тепловые ощущения. При местном воздействии интенсив-
ного теплового потока прежде всего расширяются кровеносные сосуды, усилива-
ется кровообращение, кожа краснеет, возникают неприятные тепловые ощуще-
ния. Инфракрасное излучение малой интенсивности действует на кожу благо-
приятно (успокаивающе), а более интенсивное вызывает болезненное раздраже-
ние. Некоторые исследователи указывают, что длительное воздействие (более
30 мин) облучения интенсивностью 1050 Вт/м2 на голову человека может выз-
вать состояние теплового удара (недомогание, головную боль, головокружение
и т. д.).
Медико-биологическимн исследованиями установлено, что допустимая ин-
тенсивность облучения увеличивается при изменении спектральной зоны излуче-
ния. Определено, что при сужении доминирующей спектральной зоны теплового,
излучения возрастает порог максимально терпимой интенсивности облучения
(табл. 5.1). На основании изложенного можно сделать вывод, что допустимая
интенсивность облучения зависит не только от температуры и скорости движе-
ния окружающего тело воздуха, но и от спектрального состава инфракрасного,
излучения. Этот факт подтверждается опытом эксплуатации систем лучистого
отопления с различными источниками излучения. Доза облученности оказывает-
ся разной, и на этот факт следует обратить особое внимание.
До сих пор еще нет дифференцированного подхода к медико-биологической
оценке различных систем панельного и лучистого отопления. Так, М. С. Горо-
мосов и Н. А. Ципер, исследовав гигиенические свойства панельного отопления
в жилых зданиях, указали, что максимально допустимая интенсивность облу-
чения 10 Вт/м2 при температуре воздуха 18—20 °C. В то же время они конста-
тировали, что в обследуемых помещениях наблюдались зоны, где интенсивность
облучения более чем в 4 раза превышала максимально допустимую. При этом
данный факт они только констатируют, но не анализируют. По-видимому, до-
пустимая интенсивность облучения 10 Вт/м2 значительно занижена. Г. X. Шах-
базян установил, что при температуре воздуха 10 °C самочувствие человека
Таблица 5.1
Максимально допустимая интенсивность инфракрасного облучения
в разных спектральных зонах
Зона доминирующего спектра, мкм Интенсивность облучения, Вт/м3 Доза поглощенной радиации. Вт/м2
0,7—8,0 805 756
0,7—3,0 1174 1043
0,3—3,5 1197 1106
0,6—1,3 2219 1666
112
будет нормальным, если 1/3 его поверхности облучается тепловым потоком ин-
тенсивностью 350 Вт/м2.
В соответствии со СНиП II—33—75 * устанавливают интенсивность облуче-
ния на рабочих местах до 175 Вт/м2 без проведения каких-либо дополнительных
мероприятий по обеспечению комфортных условий, а при интенсивности облу-
чения от 175 до 350 Вт/м2 предусматривается согласно ГОСТ 12.1.005—84 по-
нижение температуры воздуха и увеличение его скорости. Разброс значений
допустимого облучения зависит, по-видимому, от того, что мы имеем дело с
различными источниками теплового излучения, зона доминирующего спектра ко-
торых различная. Так, у инфракрасных ламп максимальная длина волны
1,3 мкм при температуре излучения 1930 °C, у газовых инфракрасных излуча-
телей 1,55—2,55 мкм при 800—950 °C; у электроизлучателя 3,5 мкм при 530 °C,
а излучающие панели имеют Хтах=8,8 мкм при температуре на поверхности из-
лучения 45—50 °C.
Вопрос о допустимой интенсивности облучения не следует считать однознач-
ным. Как видно из изложенного выше, интенсивность облучения зависит от мно-
гих факторов, учитывающих не только параметры микроклимата помещения,
вид выполняемой работы, одежду человека, но и некоторые другие, в частности
биологические н теплофизиологические. В этой связи считаем возможным при
проектировании систем газового инфракрасного отопления пользоваться данны-
ми, приведенными в разделе 4.1.
Не менее сложно решается вопрос о допустимой интенсивности облучения
при отоплении и зонном обогреве животных и птиц в сельскохозяйственных по-
мещениях. Вышеизложенное в отношении облучения людей во многом справед-
ливо и при облучении животных. При этом теплообмен животных с окружающей
средой более сложен, так как он будет зависеть не только от параметров микро-
климата, вида животных, но и от положения их тела (большая доля тепловых,
потерь теплопроводностью наблюдается, когда животные лежат), вида под-
стилки и т. д.
При проектировании систем высокотемпературного лучистого отопления с
ГИГ следует использовать нормы облученности, полученные на основании экс-
периментальных исследований (табл. 5.2) в Башкирском НИИСХ, СибНИЗИСХ,
ГипроНИИГазе, НИИптицеводства УССР, УкрНИИгипросельхоз и др. Опти-
мальную облученность цыплят в зависимости от температуры окружающего-
воздуха можно определить по номограмме (рис. 5.4), полученной В. К. Мурзи-
ным [40].
Таблица 5.2
Нормы облученности животных и птицы
Виды и возрастные группы животных И ПТИЦЫ Необходимая облученность, Вт/м2 Температура воздуха, °C Режим облучения
Поросята, их возраст, дни:
1—10 240 2[0 18—20 Непрерывный в наибо-
11—20 210—150 16—18 лее холодный период, в
21—30 150—120 13—14 остальное время преры-
Свыше 30 120 13 в истый
Свиноматки 95 13 То же
Телята 175—120 13—14 » -1
Цыплята-бройлеры*, их воз-
раст, дни:
1—10 360—300 14—16
11—20 300—175 16—18 | Непрерывный
21—30 175—120 18—16
Свыше 30 120—95 16—15 Прерывистый
• При напольном содержании.
8 Зак. 76
113
и обогрева с ГИГ с точки
стемы отопления должны
Рис. 5.4. Оптимальное облучение цыплят в за-
висимости от их возраста и температуры ок-
ружающего воздуха.
5.2. Исследование микроклимата
в промышленных помещениях
Несмотря на знание гигиенических
и биологических особенностей воздей-
ствия инфракрасного излучения на
живые ткани, в отечественной и зару-
бежной литературе практически отсут-
ствуют систематизированные данные,
характеризующие системы отопления
зения теплотехники и гигиены. Эти си-
гать предметом широкого натурного
исследования, так как только при этом могут выявиться их до-
стоинства и недостатки, определиться оптимальные параметры
микроклимата, уточниться методика расчета этих систем, а также
могут быть внесены соответствующие коррективы в нормативные
требования.
В СССР параметры микроклимата в помещениях различного
назначения, отапливаемых с помощью ГИГ, изучаются на протя-
жении нескольких лет (Ж. В. Мирзоян, А. К. Родин, Г. Н. Репин,
В. В. Иванов и другие). На основании этих исследований можно
сделать общий вывод: правильно запроектированные, учитываю-
щие особенности лучистого теплообмена, выброса продуктов сго-
рания в отапливаемое помещение, допустимая интенсивность облу-
ченности людей или животных и равномерное или необходимое
распределение поверхностной плотности энергии на внутренних
поверхностях ограждений системы и установки отопления создают
благоприятные параметры микроклимата и во многих случаях пре-
восходят по технико-экономическим показателям конвективные си-
стемы отопления, особенно при отоплении помещений с большой
кратностью воздухообмена.
Газовое инфракрасное отопление промышленных цехов в на-
стоящее время применяется достаточно широко [64, 69]. Ниже при-
ведены в качестве примера основные параметры и характеристики
газового инфракрасного отопления шихтового пролета и гидропес-
коочистного отделения литейного корпуса станкостроительного за-
вода, а также пролетов сборочного корпуса и инструментального
цеха машиностроительного завода.
Шихтовый пролет площадью 1008 м2 обогревается 56 горелка-
ми ГИИ-3, установленными на высоте 10,2 м на нижнем поясе
ферм перекрытия (рис. 5.5). Тепловая мощность системы отопле-
ния 416,82 кВт. Средняя плотность излучения, отнесенная к 1 м2
площади пола, составляет 247,7 Вт/м2. Площадь гидропескоочист-
ного отделения 360 м2 (рис. 5.6). Первоначально было установле-
но 20 излучателей ГИИ-8, работающих на газе среднего давления
114
Рис. 5.5. Размещение горелок в системе отопления шихтового пролета.
(300 даПа перед соплом горелки). Расход газа на горелку
0,8 м3/ч. Установочная мощность системы 149 кВт, количество лу-
чистой энергии, отдаваемое системой, 88,4 кВт, т. е. 60 °/о от об-
щего количества теплоты, выделяемого системой. Удельная лучис-
тая тепловая нагрузка 245,5 Вт/м2. После эксплуатации в течение
отопительного сезона было дополнительно установлено еще 14 из-
лучателей на высоте 4 м (настенно) (рис. 5.7). Мощность системы
Рис. 5.6. Схема размещения горелок в гидропескоочистном отделении.
8*
115
Рис. 5.7. Размещение горелок в системе отопления гидропескоочистного отде-
ления.
Рис. 5.8. Фрагмент размещения горелок в системе отопления сборочного кор-
пуса.
116
J
доведена до 253 кВт, а удельная тепловая нагрузка составила
421 Вт/м2.
Сборочный корпус машиностроительного завода имеет три про-
лета общей шириной 57 м, длина двух пролетов 84, а третьего 42 м.
Общая площадь отапливаемых помещений 4032 м2. Система отоп-
ления состоит из 128 горелок ГИИ-31. Тепловая мощность горелки
7443 Вт, лучистый КПД 55%. Установочная мощность системы
952,8 кВт. Средняя плотность излучения, отнесенная к 1 м2 площа-
ди пола, составляет 236,3 Вт/м2. Горелки расположены на стенах
и на колоннах на высоте 3—4 м от пола, поверхность излучения их
направлена под углом 60° к плоскости пола (рис. 5.8).
Инструментальный цех, площадь пола которого составляет
430 м2, имеет высоту 9,5 м. Общая тепловая мощность системы
отопления 96,76 кВт. Система оборудована 13 горелками типа
ГИИ-31 (рис. 5.9). Средняя плотность излучения, отнесенная к 1 м2
обогреваемой поверхности пола, равна 135 Вт/м2. Расположение
горелок настенное, на высоте 3,5 м от пола (рис. 5.10).
Исследования параметров микроклимата в гидропескоочистном
отделении литейного цеха позволили выявить характер распреде-
ления температур воздуха и внутренних поверхностей ограждений.
Температура воздуха в рабочей зоне (Н—2 м) 7,5—19 °C
(рис. 5.11). Более низкая температура воздуха в рабочей зоне по
сравнению с температурой пола в цехе объясняется тем, что воз-
дух, будучи «прозрачным» для инфракрасного излучения, нагре-
вается в основном только за счет конвекции от пола, ограждаю-
щих конструкций и оборудования, которые поглощают инфракрас-
ное излучение. Повышение температуры воздуха с высотой проис-
ходит за счет поглощения инфракрасного излучения пылью, кото-
рой всегда довольно много в воздухе (песок, формовочная земля).
Температура воздуха в зоне расположения горелок на высоте бо-
лее 8 м выше, чем в рабочей зоне, за счет уходящих продуктов
сгорания газа. В зависимости от температуры наружного воздуха
она колебалась от 14 до 26 °C.
При наблюдении за температурой пола, закрытого рабочей пло-
щадкой, а также предметов, защищенных от облучения, отмечается
некоторое понижение температуры по сравнению с окружающим
воздухом на 3 °C.
При лучистом отоплении характерная особенность кривых тем-
пературы воздуха по вертикали заключается в изгибе в сторону
повышения ее у пола (рис. 5.12, а). При конвективных системах
отопления также наблюдается изгиб кривых температуры воздуха
у пола, но в сторону понижения температуры (рис. 5.12,6). Ука-
занное обстоятельство свидетельствует о гигиеническом преимуще-
стве систем лучистого отопления (теплый пол). Измерения темпе-
ратуры воздуха показали более равномерное распределение ее по
горизонтальным зонам при использовании данной системы отоп-
ления. Колебания температуры воздуха по высоте рабочей зоны
не превышали 2,3 °C, а на уровне головы человека (1,7 м) —
117
Рис. 5.9. Схема размещения горелок в инструментальном цехе.
1,2 °C (рис. 5.13). Средняя температура воздуха рабочей зоны
8—18 °C.
При газовом инфракрасном отоплении с расположением горе-
лок выше 3 м от уровня пола конвекционные токи воздуха в рабо-
чей зоне ослабляются. На уровне нахождения излучателей они
сильнее, что обусловлено высокой температурой продуктов сгора-
Рис. 5.10. Фрагмент размещения горелок в системе отопления инструменталь-
ного цеха.
118
j
Рис. 5.11. Распределение температуры воздуха
tB по высоте цеха в зависимости от темпера-
туры наружного воздуха /В11
Рис. 5.12. Изменение темпе-
ратуры воздуха по высоте
рабочей зоны при лучистом
(а) и конвективном (б)
отоплении.
ния. Измерения температуры уходящих, разбавленных воздухом,
продуктов сгорания показали, что в непосредственной близости
над горелкой она составляет 80—136 °C. Скорость движения воз-
духа, измеренная кататермометром, в рабочей зоне (на высоте
1,5 м от пола) 0,062—0,077, а у пола 0,11—0,45 м/с. Повышение ее
до 0,45 м/с наблюдалось в зоне ворот цеха, что объяснялось интен-
сивной инфильтрацией.
До пуска системы лучистого отопления относительная влаж-
ность воздуха в цехе составляла 76 %; после 3 ч работы системы
отопления она понизилась до 60 % в рабочей зоне, а в зоне выше
горелок достигла 83%, что обусловлено значительным содержа-
нием водяных паров в продуктах сгорания. Понижение влажности
воздуха в рабочей зоне вызвано изменением его температуры после
включения системы отопления,
но достаточный воздухообмен
препятствовал уменьшению влаж-
ности ниже 60 %.
Температура поверхности по-
ла, облучаемого горелками, была
выше, чем при конвективном
отоплении. Наблюдения показа-
Рис. 5.13. Перепад температур по высо-
те рабочей зоны.
/,7м
1,5
1,0
0,5
119
Таблица 5.3
Средняя температура, °C, в различных точках пола
Место измерения Температура
пола воздуха иа уровне 10 см от пола
Центр помещения 22,7 16,1
То же, на площади, составляющей 50 % от площа- ди всего пола 19,3 15,4
У внутренних стен 21,9 16,3
У наружной стены 17—18,1 11,0
Угол у наружной стены 16,3 13,3
ли, что она достигает максимума в центре помещения. В табл. 5.3
приведена средняя температура в различных точках пола при тем-
пературе наружного воздуха /н=—10° С. Наблюдения показали,
что при работе системы отопления с ГИИ конденсации водяных
паров на внутренних поверхностях ограждений не происходит.
Облученность пола, измеренная в различных точках цеха, была
неодинакова: при работе потолочных излучателей в центре поме-
щения она равнялась 181, у наружной стены 86—59 Вт/м2; при
работе всех излучателей облученность у наружной стены 244—
256, а в центре 198 Вт/м2.
Анализ воздушной среды показал, что до включения горелок
содержание СО в воздухе рабочей зоны составляло после провет-
ривания помещения 0,002 %, а после включения всех горелок и
работы их в течение 3 ч при кратности воздухообмена 1,5—1,8 оно
составило 0,0027 %, т. е. практически не увеличилось. Опрос ра-
ботающих в помещении людей показал, что примерно 90 % из них
чувствуют себя хорошо.
Гигиеническую и теплотехническую оценки газового инфракрас-
ного отопления дают также наблюдения, проведенные в инструмен-
тальном цехе сборочного корпуса машиностроительного завода
(характеристика системы отопления цеха приведена на с. 117).
Здесь измерялись температура, влажность и скорость движения
воздуха. Кроме того, исследовались интенсивность инфракрасного
излучения, а также загазованность воздушной среды цеха оксидом
углерода. Температура, влажность и скорость движения воздуха
измерялись в различных точках цеха в течение всего рабочего дня.
Метеорологические условия определялись в точках, находящихся
на различном расстоянии от горелок и на различных уровнях.
Измерения проводились с помощью аспирационных психрометров
Ассмана и кататермометров; для регистрации температуры исполь-
зовали термографы.
Средняя температура воздуха в цехе (табл. 5.4) в отопитель-
ный период составляла 13—14 °C. Даже при температуре наруж-
ного воздуха —27 °C температура воздуха в цехе была 10 °C.
Колебания температуры воздуха в рабочей зоне по высоте состав-
120
Таблица 5.4
Средняя температура воздуха в цехе, °C, при tB = —(164-18) °C
Время измерения в течение рабочего дня Место измерения
на уровне ног на уровне груди на уровне головы
Начало дня 10,4 12,1 13,2
Середина дня П.4 12,2 13,6
Конец дня 11,4 12,4 14,0
Примечание. Средняя температура поверхности пола была иа 2—3 °C выше тем-
пературы воздуха у пола.
ляли 0,8—2,5, а в горизонтальном направлении 0,2—0,8 °C, что не
превышает гигиенических нормативов. Относительная влажность
воздуха в цехе в обследуемый период составляла 25—65%. Ско-
рость движения воздуха колебалась от 0,5 до 0,6 м/с. Интенсив-
ность инфракрасного излучения, определяемая актинометром, на
рабочих местах на уровне головы в зависимости от расположения
рабочих мест от излучателей находилась в пределах 140—
350 Вт/м2.
При сжигании газа в помещении, как уже неоднократно отме-
чалось, особое внимание уделяется полноте его сгорания, так как
в результате неполного сгорания газового топлива могут образо-
вываться продукты недожога, в частности оксид углерода.
В табл. 5.5 приведены результаты исследования воздушной среды
цеха на содержание оксида углерода, которые свидетельствуют, что
ГИГ практически не являются источником загрязнения СО воздуш-
ной среды цеха. Полученные концентрации его в воздухе рабочей
зоны значительно меньше предельно допустимой, составляющей
0,02 мг/л. Содержание оксида углерода находилось практически
на одном уровне на рабочих местах, расположенных как в не-
Таблица 5.5
Показатели загрязнения воздушной среды цеха оксидом углерода
Условия отбора Место отбора проб Число проб Концентрация СО, мг/л
Минималь- ная Максималь- ная Средняя
При включенной системе отопле- ния На рабочих местах слесарей (у горе- лок) 10 0,0012 0,006 0,004
На рабочих местах станочников 10 0,001 0,007 0,004
При выключенной системе отопле- ния На рабочих местах слесарей (у горе- лок) 6 0,001 0,008 0,004
На рабочих местах станочников 5 0,001 0,007 0,003
121
Таблица 5.6
Число измерений температуры кожи у основной и контрольной групп
рабочих до и после работы
Место измерения
Температура, °C Кисть | Лоб | Грудь
Основная группа рабочих
18—24 24/22 -/- -/-
25—29 44/46 66/32 60/32
30—32 -/- 2/36 8/36
Контрольная группа рабочих
18—24 25/32 -/- -/-
25—29 19/22 30/20 34/20
30—32 -/- 14/24 10/24
Примечание. В числителе — до работы, в знаменателе — после работы.
посредственной близости от горелок (рабочие места слесарей), так
п в центре помещения (рабочие места станочников). Как видно и»
табл. 5.5, выключение горелок к снижению концентрации оксида
углерода не привело. Кроме того, была проведена медико-биоло-
гическая оценка воздействия инфракрасного облучения на орга-
низм работающих в цехе. Исследования выполнялись сотрудника-
ми кафедры общей гигиены Саратовского медицинского института
и сотрудниками Саратовского института сельской гигиены под ру-
ководством канд. мед. наук доц. Л. М. Федоровой. При анализе
данных, характеризующих ГИГ с гигиенических позиций, необхо-
димо указать, что эти горелки способствуют созданию благоприят-
ных условий в отапливаемом помещении. Однако гигиеническую
оценку такого фактора внешней среды, каким является инфракрас-
ное излучение, нельзя дать без учета физиологических изменений
в организме работающих, которые могут произойти под воздейст-
вием излучения. Экспериментальные исследования ряда авторов
дают основание считать применяемый ГИГ диапазон излучения
весьма активным. Инфракрасное излучение в диапазоне длин волн
Z=2,1-4-2,55 мкм поглощается не только кожным покровом с про-
ведением образовавшейся тепловой энергии внутрь, но и более глу-
боко расположенными тканями.
В этой связи представляют интерес данные о температуре кожи
основной и контрольной групп наблюдаемых рабочих, приведен-
ные в табл. 5.6. Под наблюдением в основной группе находилось
17 рабочих, а в контрольной 11, все практически здоровы. Возраст
работающих — от 18 до 35 лет. При настенном расположении из-
лучателей максимальная интенсивность облучения отмечалась на
рабочих местах слесарей, расположенных вдоль стен, на которых
размещены излучатели, а минимальная на рабочих местах ста-
ночников и в центре цеха.
122
1
Из приведенных в табл. 5.6 данных видно, что до работы тем-
пература на различных участках кожного покрова колебалась не-
значительно, находясь в нормальных физиологических пределах.
После работы имело место некоторое повышение температуры ко-
жи, что нашло отражение в смещении показателей в таблице
вправо. Явление это вполне закономерно, так как физическая ра-
бота вызывает определенные энергетические затраты в организме,
что и приводит к повышению температуры кожи. Сравнение пока-
зателей табл. 5.6 позволяет заметить, что практически нет разли-
чия в температуре отдельных участков кожного покрова у обеих
групп рабочих. Так, температура кожи кисти не превышала 29,
а лба и груди 32 °C.
Показательно, что артериальное давление у всех рабочих нахо-
дилось в одних пределах. Изменение артериального давления к
концу рабочего дня протекало в пределах физиологических норм,
практически одинаково у рабочих обеих групп. Частота пульса и
дыхания также не претерпевала значительных изменений.
Не останавливаясь подробнее на специфике медико-биологиче-
ских наблюдений, укажем лишь, что исследовалось также состоя-
ние центральной нервной системы, сердечно-сосудистой, терморегу-
ляции, корковой динамики и других функций человеческого орга-
низма. Существенной разницы в показателях основной и контроль-
ной групп работающих выявить не удалось.
Кроме отопления цехов и помещений системы с ГИГ можно
эффективно использовать для зонного обогрева. Для улучшения
условий труда в корпусе сборки и испытания автомобилей Мин-
ского автомобильного завода на участке главного конвейера смон-
тирована система зонного обогрева излучающими горелками. Пло-
щадь обогреваемой зоны 1836 м2 (204X9 м), средняя высота цеха
11,8 м. Излучатели расположены на колоннах под углом 60° к плос-
кости пола. Рабочая зона конвейера отделена от наружной стены
3-метровым транспортным пролетом (рис. 5.14).
Проектом предусмотрена установка на колонне блока из трех
горелок ГК-27У-1 на высоте 3,6 м от уровня пола, шаг между ко-
лоннами 6 м. Крайние горелки в блоке расположены под углом 30°
к поверхности центральной горелки. К установке запроектированы
102 излучателя, т. е. 34 блока. Установочная мощность горелки
7,424 кВт, расход газа 0,75 м3/ч (газ природный), количество энер-
гии, передаваемое излучением, 4,08 кВт. Установочная мощность
системы обогрева 772,096 кВт, количество передаваемой энергии
излучения — 424,32 кВт. Среднее значение поверхностной плотно-
сти энергии на обогреваемом участке 231 Вт/м2. Система данного
радиационного обогрева оборудована автоматикой зажигания и
контроля горения АЗКГ-И типа «Искра». Схема газовой разводки
и автоматики позволяет регулировать мощность системы обогрева
посредством раздельного включения центрального и крайних из-
лучателей в блоке, при этом мощность системы можно изменять в
зависимости от температуры наружного воздуха. Система обогрева
может работать в трех режимах.
123
Первый — работают три излучателя в блоке (максимальная мощность бло-
ка 22,28 кВт, количество энергии, передаваемой излучением, 12,24 кВт).
Второй — работает только центральная ГИГ в блоке (минимальная мощность
равна 1/3 максимальной).
Третий — работают две крайние ГИГ в блоке (2/3 максимальной мощности).
Параметры микроклимата измеряли при трех режимах. Темпе-
ратура воздуха в цехе /в=6ч-12 °C при изменении температуры
наружного воздуха /н =— (20-?5) °C; относительная влажность
воздуха 47-=-63 %, а скорость движения воздуха в рабочей зоне,
измеренная кататермометром, 0,7-? 1,2 м/с. Интенсивность облуче-
ния (поверхностная плотность энергии) определялась переносными
радиометрами, изготовленными во ВНИИ гигиены труда и профза-
болеваний им. Ф. Ф. Эрисмана, в двух зонах: на рабочих местах
сборщиков конвейера на расстоянии 3 и 6 м от наружной стены
(см. рис. 5.14). Результаты измерений приведены в табл. 5.7. Ана-
лиз данных табл. 5.7 показывает, что при работе всех излучателей
в блоке (первый режим) наблюдается равномерное распределение
поверхностной плотности энергии на рабочих местах. Так, на ра-
бочих местах, находящихся в 3 м от наружной стены, напротив
излучателей (в точке А), на уровне головы (//=1,8 м) неравно-
мерность облучения составляет 3,2, на уровне груди (//=1,4 м) —
10%. На рабочих местах, расположенных в 6 м от наружной сте-
ны, на уровне головы неравномерность облучения 3,3, на уровне
груди — 8,5%. При длительной (4—6 ч) работе на втором и тре-
124
’^1
Т а б л и ц а 5.7
Интенсивность облучения, Вт/м2, на рабочих местах слесарей-сборщиков
Рабочее место Рабочее место
Расположение точек измерения напротив блока между -блоками
(точки А и А') (точки В и В')
Первый режим
В 3 м от наружной стены, на уровне:
ГОЛОВЫ 96,3 92,6
груди 87 78,3
пола 56,8 56.8
В 6 м от наружной стены, на уровне:
ГОЛОВЫ 67,5 65,3
груди 59,4 65,1
пола 32,8 32,8
Второй режим
В 3 м от наружной стены, на уровне:
ГОЛОВЫ 63,8 46,4
груди 58 40,6
пола 31,9 31,9
В 6 м от наружной стены, на уровне:
головы 46,4 38,9
грудн 40,6 38,9
пола 17,4 17,4
Третий режим
В 3 м от наружной стены, иа уровне:
головы 32,5 46,2
груди 29 37,7
пола 24,9 24,9
В 6 м от наружной стены, на уровне:
ГОЛОВЫ 21,1 26,5
груди 18,8 26,2
пола 15,4 15.4
тьем режимах неравномерность облучения на уровне головы и
груди работающих в характерных точках их нахождения выше,
однако это не вызывало нареканий рабочих. При длительной ра-
боте системы зонного обогрева температура пола поднималась на
3—5 °C выше температуры окружающего воздуха. Третий режим
работы не экономичен, так как интенсивность облучения в рас-
сматриваемых точках ниже, чем при втором режиме, вследствие
большего рассеивания.
Аналогичные исследования были проведены на участке свар-
ных узлов кузовного цеха. Площадь обогреваемого участка 432 м2
(36X12 м). Средняя высота цеха 12 м. Применялось 29 излучате-
лей ГК-27У-1, которые были расположены настенно: по 5—7 шт.
в простенке между колоннами в зависимости от размещения рабо-
125-
Схема 1
Схема?
Рис. 5.15. Схемы размещения горелок на участке сварных узлов Минского ав-
томобильного завода.
чих мест, на высоте 2,4 м от пола под углом 70° к его поверхности.
Установочная мощность системы 215,3 кВт, количество энергии,
передаваемой излучением,— 118,42 кВт. Работа системы обеспечи-
вается двумя блоками автоматики АЗКГ-П типа «Искра» на 15
и 14 излучателей. В трех простенках излучатели размещены по
5 шт., а в двух — по 7 шт. по схемам 1 и 2 (рис. 5.15), что связано
< неравномерным расположением сварочного оборудования и рабо-
чих мест. Минимальное расстояние по горизонтали от излучателей
до рабочих мест 2, а максимальное И м. Участок огорожен метал-
лической стенкой из листового железа толщиной 1 мм и высотой
2 м. Средняя температура воздуха в рабочей зоне до включения
системы зонного обогрева /в = -}-9, после включения и работы ее
в течение смены 12 °C. Относительная влажность воздуха при этом
была 57%. Температура пола и оборудования до включения си-
стемы радиационного обогрева 5—6 °C, после включения и работы
системы в течение 5 ч она повысилась до 13—14 °C.
Распределение поверхностной плотности энергии по высоте
определялось для схемы 1 на расстоянии 2,0 и 4,5 м, для схе-
мы 2 — 2,0 и 3,0 м, в зонах ближайшего и максимального располо-
жения рабочих мест. Анализ результатов измерений (табл. 5.8 и
5.9) показывает, что при размещении излучателей по схеме 1 на
расстоянии 2 м от наружной стены максимальная неравномерность
облучения на уровне головы составляет 18, на уровне груди 30,
а на уровне пола 43 %, а при размещении рабочих мест в 4,5 м от
излучателей она будет на уровне головы 11, на уровне груди 11,
126
Таблица 5.8
Интенсивность облучения, Вт/м2, на рабочих местах сварщиков (по схеме /)
Точки измерения
Расположение точек измерения и 9 2; 8 з; 7 4; 6 5
В 2 м от наружной стены, на уровне: головы 185,6 214,6 220,4 226,2 226,2
груди 150,8 214,6 214,6 214,6 214,6
пола 23,2 34,8 34,8 40,6 40,6
В 4,5 м от наружной стены, на уровне: головы 46,4 46,4 52,2 52,2 52,2
груди 46,4 46,4 52,2 52,2 52,2
пола 17,4 14,4 17,4 17,4 17,4
Таблица 5.9’
Интенсивность облучения, Вт/м2, на рабочих местах сварщиков (по схеме 2)
Расположение точек измерения Точки измерения
1; 13 2; 12 3; И 4; 10 5; 0 6; 8 7
В 2 м от наружной сте- ны, на уровне: головы 266,8 295,8 330,6 377,0 377,0 383,0 389,0-
груди 238,0 249,0 261,0 296,0 368,0 368,0 368,0
пола 81,2 87,0 98,6 116,0 116,0 116,0 116,0'
В 3 м от наружной сте- ны, на уровне: головы 98,7 101,5 150,8 150,8 150,8 150,8 150,8
груди 98,7 101,5 139,2 139,2 139,2 139,2 139,2
пола 29,0 54,5 87,0 87,0 87,0 87,0 87,0
на уровне пола 0 % - При размещении излучателей по схеме 2 мак-
симальная неравномерность облучения соответственно равна: на
расстоянии 2 м от излучателей 31, 35 и 30 %, а на расстоянии
3 м — 35, 29 и 67%. На основании этих данных можно сделать
вывод о том, что предпочтительно размещение излучателей по схе-
ме 1.
Кроме того, на участке сварных кузовов кузовного цеха была
проанализирована воздушная среда рабочей зоны на содержание
в ней СО, СО2 и NOx при отключенном и работающем зонном обо-
греве. При отключенной системе обогрева содержание вредных ве-
ществ в воздухе рабочей зоны составляло: СО 9,0 мг/м3; СО2
0,041 % по объему; NOX 0,49 мг/м3 при работающей системе оно
несколько выросло: СО 15 мг/м3; СО2 0,043 % по объему; NOA=
127
= 0,76 мг/м3. Повышение содержания СО, на наш взгляд, не сле-
дует объяснять работой газовых излучателей, так как исследова-
ния показывают, что обычно в продуктах сгорания оно весьма ма-
ло и составляет 0,01—0,05 мг/л (в пересчете на коэффициент из-
бытка воздуха а=1,0). По-видимому, это обусловлено технологи-
ческими процессами сварки. Изменение содержания СО2 и NOA
незначительно, причем согласно ГОСТ 12.005—84 оно значительно
ниже ПДК.
Тепловые ощущения работающих оценивались посредством
•опроса по 5-балльной системе, предложенной Г. X. Шахбазяном,
.которая позволяет отразить все возможные в практической обста-
новке условия. Так, условия комфорта он обозначил «Тепло» и
-«Хорошо»; условия, близкие к комфорту, — «Прохладно», а усло-
вия дискомфорта — «Холодно» и «Жарко». При этом обязателен
контрольный вопрос: «Хочется теплее или холоднее?». Это дает
возможность испытуемым точнее определить свои тепловые ощу-
щения. Все опрошенные ответили, что им «Тепло», «Хорошо»,
только при третьем режиме работы (при /в=6 °C и интенсивности
•облучения на уровне головы 32,5—46,2 Вт/м2 и ниже) опрошенные
(17 чел.), чьи рабочие места находились на расстоянии 3 и 6 м
•от наружной стены, ответили: «Прохладно» и «Хочется теплее».
Оценка работы систем зонного обогрева с ГИГ позволяет сде-
лать вывод: зонный обогрев создает в целом на обогреваемых уча-
стках благоприятный тепловой режим. Причем при нормальной
работе вентиляции, рассчитанной на борьбу с вредными вещест-
вами, практически состав воздушной среды в рабочей зоне в ре-
зультате попадания в нее продуктов сгорания газа не ухудшается.
Проведенные теплотехнические и гигиенические исследования
позволяют считать, что горизонтальное (потолочное) и настенное
размещение излучателей на высоте 3—4 м над уровнем пола удов-
летворяет поставленной задаче: создать благоприятные параметры
микроклимата в обогреваемом помещении. Исследованиями уста-
новлено, что отопление с помощью ГИГ способно обеспечить устой-
чивый тепловой режим в отапливаемых помещениях, достаточную
равномерность температуры по площади и высоте в рабочей зоне.
Интенсивность инфракрасного излучения до 350—140 Вт/м2 на
уровне головы при температуре воздуха 10—13 °C и длине волны
2,1—2,55 мкм вполне допустима. Интересно, что проведенные
.А. И. Дульднером в Одесском медицинском институте имени
Н. И. Пирогова исследования [22] подтверждают наши выводы о
^приемлемой интенсивности теплового излучения. Следует иметь в
виду, что все рабочие, как правило, находятся в головных уборах.
Дели же они работают без головных уборов, интенсивность инфра-
красного излучения должна быть ниже. Рассматриваемые системы
отопления обладают малой тепловой инерцией, что позволяет по-
лучить тепловой эффект частично уже через 1—2 мин после вклю-
чения излучателей. Это дает возможность вести процесс обогрева
помещения с перерывами, а при необходимости пускать в работу
только часть системы. _ ,
.128
1
5.3. Отопление сельскохозяйственных помещений
Системы отопления ГИГ сельскохозяйственных помещений от-
личаются от аналогичных систем промышленных и других объектов
(кафе, спортивных сооружений и т. д.) конструктивно и по пара-
метрам, что обусловлено спецификой конструкций сельскохозяйст-
венных зданий и их технологического назначения. Основная задача
отопительных систем животноводческих и птицеводческих помеще-
ний — создать в них или в обслуживаемых зонах оптимальные па-
раметры микроклимата, обеспечивающие максимальную сохран-
ность и продуктивность животных и птицы.
Ниже рассмотрены примеры решений систем газового лучисто-
го отопления для некоторых сельскохозяйственных помещений. Те-
пловая мощность системы лучистого отопления птичника на 20 тыс.
цыплят (рис. 5.16) равна 99 кВт. Система оборудована 45 горелка-
ми типа «Звездочка», расположенными в четыре ряда. В крайних
рядах они установлены под углом 45° к плоскости пола на высоте
2,2 м, а в средних на высоте 2,8 м, излучающей поверхностью па-
раллельно плоскости пола.
Минимальная установочная мощность системы отопления с
ГИГ птичника на 5 тыс. кур-несушек (рис. 5.17) 36,3 кВт. Система
оборудована 24 горелками типа «Звездочка», которые размещены
в центральной части здания. Поверхности излучения горелок на-
правлены в сторону теплотеряющих ограждений под углом 45°
к поверхности пола на высоте 3 м. В помещении обслуживающего
персонала установлен для отопления камин «Амра».
Свинарник-маточник на 120 основных свиноматок (рис. 5.18)
оборудован системой лучистого отопления с ГИГ, установочная
мощность которой 96,5 кВт. Система имеет 26 горелок марки
ГИИБл, расположенных в центральной части помещения в два ря-
да в шахматном порядке на высоте 3 м от уровня пола. Горелки
размещены по схеме, аналогичной рассмотренной для птичника.
Телятник на 144 теленка с родильным отделением на 30 мест
(рис. 5.19) имеет систему отопления, оборудованную 48 горелками
типа «Звездочка». Минимальная установочная мощность системы
72,1 кВт.
В рассмотренных примерах помещения для обслуживающего
персонала и другие, помимо технологических, отапливаются ками-
нами «Амра». Источником газоснабжения для систем отопления
могут быть природный или сжиженный газы.
Как и при оценке систем отопления промышленных зданий, ис-
следование систем отопления сельскохозяйственных помещений
включает следующие вопросы: температурно-влажностный режим
помещения, влияние продуктов сгорания — углекислого и угарного
газов (СО2 и СО) —на изменение вентиляционного режима поме-
щения, распределение потоков излучения в отапливаемом помеще-
нии. Изучение этих параметров и их динамики позволяет опреде-
лить благоприятные (комфортные) условия микроклимата в сель-
скохозяйственных помещениях.
S Зак. 76
129
00081 OOOZL
4^3 ~е|ф
84000
& ф ф~~ф| ф ф фф-фф
; T t , i т г ,T r
ф- Ф- Ф- Ф ф^Ф ффф|фф-ффф ф ф
^ЖШ$/ЖЖЖ
Рис. 5.17. С^ема отопления птичника на 5 тыс. кур-несушек.
00021 >' ооаг1
Рис. 5.18. Схема отопления свинарника на 120 основных свиноматок.
Рис. 5.19. Схема отопления телятника на 144 головы.
В. В. Иванов [23] провел достаточно полные эксперименталь-
ные исследования по изучению влияния систем газового инфра-
красного отопления на микроклимат, динамику образования СО и
СОг, интенсивность и распределение теплового излучения в поме-
щениях молочно-товарной фермы на 280 голов, телятника на
180 голов, свинофермы на 50 свиноматок и ферм-откормочников
крупного рогатого скота на 2500 голов. В изученных системах ото-
пления применялись горелки тепловой мощностью от 1,5 до-
9,3 кВт; удельная тепловая нагрузка их на 1 м2 обогреваемой по-
верхности помещений составляла 75,6—147,7 Вт/м2. Установлено,,
что на исследуемых объектах обеспечивалась температура воздуха
и внутренних поверхностей ограждений в пределах регламентиро-
ванных значений. Так, в свинарнике-маточнике в зоне пребывания
животных температура, °C, поддерживалась в пределах: воздуха
16,2—20; пола 26,4—30,1; стен 16,9—22,2; перекрытия 28,2—32,5.
Следует особо подчеркнуть, что температура внутренних поверх-
ностей ограждений, особенно пола, превышала температуру воз-
духа в помещении. Этот фактор благоприятно сказывался на теп-
ловом балансе животных, исключая интенсивные радиационные те-
пловые потери.
Проведенные исследования позволили установить, что системы
отопления с ГИГ, рассчитанные на равномерную удельную тепло-
вую нагрузку на единицу обогреваемой площади, обеспечивают не-
обходимый температурный режим. Однако наблюдается неравно-
мерность температуры воздуха у стен (по периферии помещений)
и внутренних поверхностей ограждений в углах стен и пола. Так,,
при температуре наружного воздуха минус 334-37 °C температура
воздуха в нижней части помещения и зонах, примыкающих к сте-
нам помещений, была в 1,1—2, а температура пола в 1,1—1,25 ра-
за меньше температуры воздуха в центральной части отапливае-
мых помещений. Данное обстоятельство необходимо учитывать и
устранять, размещая в помещении соответствующим образом го-
релки, с учетом полей облученности.
Наблюдения показали, что системы отопления с ГИГ, работа-
ющие совместно с системами естественной, как правило приточно-
вытяжной, вентиляции, обеспечивают снижение относительной
влажности воздуха до нормативных значений (в молочно-товарных
фермах с 95—100 до 75—85 %, на свинофермах и в телятниках до
70—75 % и ниже). В результате работы систем отопления темпе-
ратурно-влажностный режим в помещениях достигает благоприят-
ных параметров. Следует иметь в виду, что рассматриваемые си-
стемы отопления более полно отвечают специфике животноводче-
ских помещений, чем конвективные системы центрального или воз-
душного отопления.
Динамика образования СО и СО2 при работе ГИГ представля-
ет интерес, ибо продукты сгорания газа поступают непосредственна
в помещения. Так как по высоте отапливаемые сельскохозяйствен-
ные помещения значительно ниже промышленных, то часть продук-
тов сгорания попадает в рабочую зону помещения. Исследования-
132
ми установлено, что при сжигании сжиженного газа с разным со-
отношением в смеси пропана и бутана максимальное содержание
СО2 в продуктах сгорания составляет 10—13, а СО 0—0,003 %.
Можно считать, что при сжигании 1 м3 пропан-бутановой смеси
образуется 3,1 м3 СО2.
Вентиляционный режим и кратность воздухообмена в сельско-
хозяйственных помещениях зависят не только от количества СО2,
выделяемого животными и выделяющегося при сжигании газа, но
и от количества выделяемой животными влаги, а также от паров
воды, содержащихся в продуктах сгорания газа. При сжигании
1 м3 сжиженного газа (пропан-бутана) образуется 4,488 м3 водя-
ных паров Н2О. В отличие от СО2 и Н2О поступление СО в воз-
душную среду помещений зависит только от режима работы горе-
лок. В соответствии со СНиП II—37—76 содержание СО в продук-
тах сгорания не должно превышать 0,02 % по объему (а=1), или
250 мг/м3.
Экспериментальные исследования позволили установить, что
содержание СО в зоне нахождения животных не превышало нор-
мативного: при норме 0,0016 % (3 мг/м3) оно составляло 0—0,0006,
в верхней части помещения — не более 0,0008 %. То же самое мож-
но сказать и о содержании СО2, которое при норме 2,5 %
(4,9 г/м3) было 0,15—0,3 %, а содержание О2 20,3—20,8 %.
В животноводческих помещениях и птичниках кратность возду-
хообмена определяется по содержанию СО2 или влаги: большее
значение принимается за расчетное. Системы вентиляции сельско-
хозяйственных помещений могут быть оборудованы естественной
или механической приточно-вытяжной вентиляцией в зависимости
от необходимой кратности воздухообмена и назначения помещения.
Исследования показали, что подача воздуха в зону выше располо-
жения горелок компактными струями через прямоугольные отвер-
стия в воздуховоде эффективна, так как при этом приточные струи
взаимодействуют с восходящими от горелок потоками продуктов
сгорания. При этом приточный воздух нагревается и поступает в
рабочую зону с допустимой избыточной температурой. Температу-
ра воздуха в верхней зоне помещения резко понижается, разность
температуры воздуха в рабочей зоне и уходящего снижается на
2—3 °C. Однако такой вариант организации воздухообмена требу-
ет увеличить расход приточного воздуха на 15—20 % по сравнению
со схемой подачи воздуха ниже уровня установки горелок плоски-
ми струями, поступающими в помещение через продольную щель
в верхнем уровне светового проема. Это обстоятельство вызвано
тем, что за счет циркуляции воздушных потоков и наличия охлаж-
денных поверхностей ограждений из верхней зоны помещения в
нижнюю переносится до 80 % продуктов сгорания газа, а при по-
даче воздуха ниже уровня установки горелок — до 40 %.
При зонном или местном обогреве выявлена зависимость интен-
сивности облучения, температуры обогреваемой поверхности и те-
пловой мощности горелки в зависимости от его расстояния до об-
лучаемой поверхности (табл. 5.10).
133-
Таблица 5.10
Разность температур облучаемой поверхности и воздушной среды
в зависимости от тепловой мощности горелки и ее расстояния
до облучаемой поверхности
Тепловая мощность горелки, Вт Расстояние от горелки, м Интенсивность облучения, Вт/м2 Разность температур облучаемой поверхности и воздушной среды, °C
2152 0,75—1,0 280—140 5—3,5
3600 0,75—1,0 450—350 10—4,0
7200 0,75—1,0 1050—700 13,5—10,5
Помимо систем отопления с ГИГ в сельскохозяйственных поме-
щениях, в частности на птицефабриках, применяют установки
локального обогрева — брудеры — для выращивания цыплят.
В. К. Мурзиным [40] предложена конструкция автоматизирован-
ного брудера с ГИГ (рис. 5.20), состоящая из корпуса 1, газового
инфракрасного излучателя 5, отражателя 3, термовыключателя 4,
терморегулятора 6, опорных ножек 7, теплостойкой изоляции 2.
Газовая горелка встроена под брудером так, что ее излучающая
поверхность обращена в противоположную сторону от зоны выра-
щивания, а корпус горелки, направленный в сторону молодняка,
нагревается до температуры не выше 160—180 °C. Такая конструк-
ция брудера является менее пожароопасной. Инфракрасное излу-
чение от отражателя попадает на облучаемых цыплят, имея мень-
шую интенсивность.
ЮжНИИгипрогазом разработана тепловентиляционная уста-
новка, состоящая из четырех воздуховодов-теплообменников, вы-
тяжного и нагнетательного вентиляторов и ГИГ, направленно дей-
ствующих на обогреваемую птицу. Продукты сгорания газа посту-
Рис. 5.20. Автоматизированный брудер с излучающей горелкой.
134
пают в теплообменник типа «труба в трубе» и вентилятором уда-
ляются наружу через внешнюю трубу. Приточный вентилятор по-
дает в помещение свежий воздух, нагреваемый в теплообмен-
нике за счет теплоты продуктов сгорания.
Применение систем лучистого отопления для зданий сельско-
хозяйственного назначения, как показал опыт их эксплуатации,
позволяет не только создавать необходимые условия микроклима-
та в помещениях, но и интенсифицировать производство. Так, во
многих хозяйствах Башкирской АССР до внедрения систем отопле-
ния с ГИГ искусственно сдерживалось получение приплода сви-
ней в течение года, так как много молодняка зимних опоросов по-
гибало. Получение приплода в зимний отопительный период (но-
ябрь—февраль) после внедрения ГИГ значительно увеличилось.
Кроме того, возросла и сохранность молодняка. Так, в Башкирской
АССР в колхозе им. В. И. Ленина опорос увеличился на 99 %, со-
хранение молодняка возросло с 72,8 (до внедрения) до 97,6 %
(после внедрения); в колхозе им. Нуриманова опорос увеличился в
зимний период почти в 4 раза, а сохранение молодняка возросло
с 80 до 100 %. В совхозе «Щучинский» Кокчетавской области падеж
молодняка птицы доходил до 20%, а после того как птицефермы
стали отапливать ГИГ, падеж уменьшился до 6 %.
Натурные наблюдения за работой систем лучистого отопления
с ГИГ показали, что такие системы, запроектированные с учетом
особенностей работы газовых горелок, теплообмена в помещении,
допустимой дозы облученности и других факторов специфического
плана, позволяют создать благоприятные параметры микроклимата
и экономить теплоту, особенно в помещениях с большой кратно-
стью воздухообмена.
6 ОБОГРЕВ РАБОЧИХ МЕСТ, МАШИН
И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ УСТАНОВКИ
С ГАЗОВЫМИ ИЗЛУЧАЮЩИМИ ГОРЕЛКАМИ
6.1. Обогрев рабочих площадок
Во многих отраслях народного хозяйства большой объем мон-
тажных работ выполняется на открытых площадках. Особенно
большое число работ на открытых площадках выполняется в
строительной и судостроительной промышленности. Для улучше-
ния качества монтажных работ, микроклиматических условий и по-
вышения производительности труда на судостроительном заводе
им. С. Орджоникидзе были разработаны переносные шатры двух
типов, оборудованные системами обогрева с ГИГ.
Шатер первого типа предназначен для обогрева площадки для
сварки ахтерштевней в зимнее время. Шатер перекрывает площад-
ку размером 10X15 м. Максимальная высота шатра 5,8, средняя
высота 5,4 м. В шатре установлены горелки ГК-27У-1. Высота под-
веса их 4,6, 4,0 и 3,5 м (рис. 6.1). Шатер можно переносить при
необходимости вдоль стапеля. При пусконаладочных работах были
определены теплотехнические характеристики системы и проведе-
ны некоторые измерения параметров микроклимата. Температуру
измеряли с помощью экранированных ртутных термометров и
медь-константановых термопар диаметром 0,3 мм, интенсивность
излучения — радиометром ЛИОТ, радиационную температуру —
шаровым термометром. Первоначально включалась система обо-
грева из 24 горелок без нижнего пояса горелок (18 шт.), интенсив-
ность облучения на уровне головы рабочих (Н=1,7 м) была
в среднем 251 Вт/м2. При открытых боковых стенках и /н=2ч-
4-2,4 °C температура воздуха внутри шатра достигала 3—3,6, ра-
диационная температура 10 °C, скорость движения воздуха в шат-
ре 4,5 м/с. При ta=—17 °C и закрытых боковых стенках через 4 ч
работы системы обогрева температура воздуха на рабочих местах
сварщиков достигала —2,5ч—|-1,5 °C. Температура металлических
конструкций на уровне 1,3 м от поверхности земли была в сере-
дине шатра 6, а по краям 4—5 °C. Средняя скорость движения воз-
духа в шатре, измеренная кататермометрами, 0,5—0,75 м/с. Сред-
няя радиационная температура равнялась 11 °C. При более низ-
кой температуре наружного воздуха требовалась большая тепло-
вая мощность системы, для чего включался нижний пояс горелок,
состоящий из 18 шт. При этом удельная тепловая нагрузка состав-
ляла 1250 Вт/м2.
136
Рис. 6.1. Схема отопления шатра.
Точно рассчитать количество теплоты, необходимой для обогре-
ва людей на открытых площадках, очень сложно, так как невоз-
можно учесть все факторы, влияющие на тепловые потери людьми
в этих специфических условиях. По данным исследований, прове-
денных во II Московском медицинском институте им. Н. И. Пиро-
гова и во ВНИИ гигиены труда и профзаболеваний АМН СССР
В. К. Кузьминой, при tn=—25 °C на защищенной от ветра пло-
щадке необходимая для комфорта интенсивность излучения со-
ставляла около 700 Вт/м2. Если принять коэффициент горизон-
тальной облученности равным 0,6, интенсивность лучистого потока
в шатре будет равна 750 Вт/м2. Эта цифра хорошо согласуется с
вышеприведенной.
Учтя опыт эксплуатации шатровой установки первого типа, за-
вод изготовил шатер со створчатой крышей (рис. 6.2), оборудо-
ванный системой обогрева с ветроустойчивыми горелками ГК-23-1.
Технические характеристики шатровых установок, оборудованных
ГИГ, приведены в табл. 6.1. Применение переносных установок для
обогрева мест сборочно-сварочных работ позволило сократить за-
траты на приспособления для транспортировки и саму транспорти-
ровку ахтерштевней и других узлов из цеха предсборки к строя-
щимся объектам на стапелях. Кроме того, отпала необходимость
в дополнительных работах по сборке и сварке элементов на ста-
пелях. Использование обогреваемых шатров позволило увеличить
мощность цехов предсборки, высвободив в них производственные
площади, так как часть работ стали выполнять на стапелях, на
площадках под шатрами. В результате применения передвижных
обогреваемых шатровых установок повысилась культура произ-
137
Рис. 6.2. Разрез шатра со створчатой крышей.
Таблица 6.1
Технические характеристики шатровых установок с ГИГ
Показатели Горелки Показатели Горелки
ГК-27У-1 ГК-23-1 ГК-27У-1 ГК-23-1
Высота шатра (средняя), м Обогреваемая площадь, м2 Число и тип излучателей, шт. Высота подвеса излучате- лей Н, м Удельная тепловая нагруз- ка, Вт/м2 5,4 150 42 4,6; 4; 3,5 1250 5,7 248,2 39 5; 4,5; 3 1251 Номинальная тепловая мощность системы, кВт Коэффициент горизонталь- ной облученности Количество теплоты, кВт Давление газа перед соп- лами горелок, Па 312,6 0,6 156,3 1300 517,4 0,6 310,4 10 000—30 000
i&aia.
водства, улучшились условия труда судосборщиков, срок построй-
ки судов в зимнее время сократился на 10—12 сут. Экономический
эффект от применения передвижных шатров, обогреваемых ГИГ,
составил в среднем 20 тыс. руб. в пересчете на один шатер.
Неблагоприятные метеорологические условия наблюдаются не
только на открытых рабочих площадках, но также и в производ-
ственных помещениях большого объема, имеющих по конструк-
тивным особенностям много открытых проемов, через которые мас-
сы наружного воздуха попадают на рабочие места и создают не-
благоприятную температуру воздуха в помещениях в зимнее вре-
мя. Обследование горячих цехов металлургических предприятий,
расположенных в северных и восточных районах страны, в зимнее
время показало, что во многих случаях на рабочих местах и пло-
щадках в цехах наблюдаются низкие или отрицательные темпера-
туры воздушной среды. Создание благоприятных условий в рабо-
чей зоне с помощью подачи теплого воздуха непосредственно на
рабочие места, как правило, малоэффективно. Рациональным в
данном случае является применение для обогрева излучающих
приборов, в частности излучающих горелок, так как с их помощью
можно создать необходимый тепловой поток для компенсации те-
пловых потерь человеком и стабильные параметры микроклимата.
На Челябинском металлургическом комбинате, по предложе-
нию автора, выполнен зонный обогрев одного из прокатных станов
с помощью ГИГ типа «фонарь» с индивидуальной автоматикой без-
опасности. Однако наиболее приемлемы для местного отопления
плоские газовые горелки. Тбилисский НИИ охраны труда ВЦСПС
совместно с ЮжНГШгипрогазом разработал систему передвиж-
ного терморадиационного душа ДРП-1, предназначенного для
местного обогрева в зимнее время рабочих мест и площадок в це-
хах промышленных предприятий с низкими или отрицательными
температурами воздуха. В качестве излучателей были приме-
нены излучающие беспламенные горелки каталитического действия
типа ГИК-5 мощностью 1628 Вт, разработанные ЮжНИИгипрога-
зом. Горелки имеют поверхность излучения размером 250X500 мм
и снабжены автоматикой безопасности и системой электрозажи-
гания. Температура поверхности излучения не более 350 °C, лу-
чистый КПД до 80%. Горелки генерируют излучение с максиму-
мом в области длин волн 3—6 мкм. Излучение в указанном диа-
пазоне волн биологически безвредно, если интенсивность облуче-
ния не превышает допустимой и отвечает действующим гигиениче-
ским требованиям.
Терморадиационный душ типа ДРП-1 (рис. 6.3) представляет
собой панель, состоящую из девяти каталитических горелок ГИК-5,
собранных в три ряда на общей раме. Панель с горелками смон-
тирована на телескопических стойках, с помощью которых можно
изменять высоту душа до 2300 мм от уровня пола. Горизонтальные
ряды горелок смещены относительно друг друга на 115 мм, что
способствует свободному отводу продуктов сгорания. Рама панели
закреплена шарнирно на стойках, что позволяет менять угол на-
139
Рис. 6.3. Терморадиаци-
онный душ ДРП-1.
клона панели к вертикали. Газ в горелки может поступать как
из газовой магистрали, так и из газовых баллонов. Подвод газа
к горелкам осуществляется через распределительную гребенку.
Розжиг горелок происходит от электрозапальников. Душ был ис-
пытан в производственных условиях на Магнитогорском металлур-
гическом комбинате для обогрева рабочих мест в листопрокатном
цехе. В результате опытной эксплуатации установлены следующие
технические показатели душа: тепловая мощность 4652—12 560 Вт,
эффективный обогрев рабочих обеспечивается в зоне до 2 м от
панели. Душ создает локальную тепловую зону за счет потока
теплового излучения, при этом облучаются прежде всего спина и
ноги работающего. В зависимости от тепловых ощущений обогре-
ваемых панель душа можно передвигать.
Душ обеспечивает равномерное поле облучения, что наглядно
видно из эпюр облучения (рис. 6.4). Интенсивность облучения в
вертикальной плоскости, расположенной на расстоянии 1,5 м от
панели душа, 930—1070, а в плоскости, удаленной на 2 м, 560—
700 Вт/м2. Облучаемая площадь пола с предельной границей облу-
чения 350 Вт/м2 составляет 6,5 м2. Распределение интенсивности
облучения в различных точках поверхности тела работающего по-
казано на рис. 6.5. Если рабочий, обогреваемый с помощью ДРП,
находился на расстоянии 2 м от излучающей панели, интенсивность
облучения в области головы составляла 560, спины 700, ног 560—
350 Вт/м2. Температура на поверхности одежды повышается на
5—8 °C и достигает в области спины 27—31 °C. При длительной
работе душа за счет конвективных токов воздуха наблюдается по-
вышение его температуры локально в зоне облучения на 7—9 °C.
Исследования воздушной среды в зоне работы горелок показали,
что содержание СО равно 0,008 мг/л, а на рабочих местах, обогре-
ваемых душем, не обнаружено. Среднее содержание его в воздухе
цеха также равно 0,008 мг/л (при норме 0,03 мг/л). Во время экс-
1.40
Рис. 6.4. Эпюры интенсивности облуче-
ния от ДРП-1 на расстоянии 2 (а) и
1,5 м (б).
Рис. 6.5. Распределение интенсивно-
сти облучения по поверхности тела
работающего на расстоянии 2 (а) и
1,5 м (б).
плуатации горелки душа работали как на сжиженном, так и на
природном газе. Расход природного газа на панель душа состав-
ляет 0,45— 1,35, сжиженного 0,18—0,5 м3/ч. Результаты опытной
эксплуатации показали, что радиационный душ ДРП-1 создает
благоприятные микроклиматические условия в зоне облучения на
расстоянии 2—2,5 м от излучающей панели при отрицательных тем-
пературах и что его можно рекомендовать для обогрева открытых
фиксированных рабочих мест, защищенных от воздействия ветра.
Существует несколько способов обогрева рабочих мест с исполь-
зованием ГИГ. На одном из предприятий г. Ленинграда кафедрой
теплотехники и газоснабжения ЛИСИ были внедрены системы
лучистого обогрева рабочих мест на площадках, где установлены
вальцы и дробемет. Для устранения отрицательного влияния ин-
тенсивного движения воздуха (ветра) вальцы и дробемет были
оборудованы укрытиями из сваренных стальных листов без изоля-
ции. В системах обогрева использованы ГИГ с пористой керами-
ческой насадкой. Расход газа на одну горелку при низшей теплоте
сгорания 33 240 кДж/м3 и давлении газа перед соплом 20 кПа со-
ставлял 1,3 м3/ч. При этих условиях тепловая мощность горелки
12,04 кВт. Количество теплоты, отдаваемой горелкой путем излу-
чения, составляет 6,62 кВт, т. е. 55 % от ее тепловой мощности.
Характеристика укрытий и гигиенические показатели работы си-
стем обогрева приведены в табл. 6.2.
Анализ данных натурных наблюдений микроклимата в обогре-
ваемых укрытиях показывает, что системы газового лучистого обо-
грева создают достаточно благоприятные условия для обслужи-
вающего персонала. Опрос рабочих показал, что они чувствуют
141
Таблица 6.2
Характеристика систем обогрева
Показатели Учзсток вальцов Участок дробемета
Площадь обогрева, м2 112,0 123,5
Средняя высота, м 7,0 6,3
Высота подвеса горелок, м 4,4 4,0
Число горелок, шт. 8 6
Общее количество подводимой энергии, кВт 96,063 72,222
Количество энергии излучения, отдаваемой системой отопления, кВт 52,80 39,774
Среднее количество энергии излучения, Вт/м2, отне- сенное к 1 м2 обогреваемой площади Температура воздуха, °C: 472 322
наружного —104—15 —104—15-
в рабочей зоне 134-7 94-5
Относительная влажность воздуха, % 694-70 70-е 72
Содержание СО в рабочей зоне, мл/л 0,0026 0,0015
себя хорошо. Годовой экономический эффект от применения горе-
лок с пористой керамической насадкой для обогрева открытых ра-
бочих мест составил 5423 руб., срок окупаемости—1,5 года. За-
траты на системы лучистого обогрева, отнесенные к 1 м3 укрытий
открытых площадок, равны 0,142 руб. При конвективном обогреве
рассматриваемых площадок затраты на обогрев 1 м3 составили бы
4,36 руб.
6.2. Использование горелок
при безгаражном содержании автотракторного парка
Газовые инфракрасные горелки применяют в системах и уста-
новках обогрева людей (на открытых и частично закрытых пло-
щадках), а также двигателей и элементов трансмиссий автомоби-
лей и тракторов. Совершенствование зимней эксплуатации авто-
тракторного парка, облегчение запуска двигателей в условиях без-
гаражного содержания автомобилей и тракторов с достижением
при этом наибольшего технико-экономического эффекта, который
выражается в минимуме удельных затрат материальных ресурсов
и времени на запуск, снижении пусковых износов двигателя, эко-
номии топлива, улучшении охраны труда и условий работы шофе-
ров и т. д., — задача огромного народнохозяйственного значения.
Одно из эффективных решений этой задачи специалисты видят
в широком распространении на автомобильном транспорте подо-
гревателей и устройств различной конструкции, в которых в ка-
честве источника тепла используются газовые горелки.
В некоторых автохозяйствах Вильнюса и Минска применяют
стационарные установки обогрева с горелками, размещенными в
приямках, защищающих горелки от задувания. На рис. 6.6 пока-
зана схема установки для подогрева двигателя, картера и коробки
142
Рис. 6.6. Схема установки для обогрева двигателя ав-
томобиля с горелками, размещенными в приямке.
передач, оборудованная газовыми горелками, работающими на
природном газе. В приямке устанавливаются две горелки, розжиг
которых осуществляют переносным запальником. В зависимости
от вида автомобиля угол наклона горелок к плоскости картера
можно менять, а в зависимости от температуры наружного воз-
духа можно включать одну или обе горелки. При неработающих
горелках приямок закрывают металлическими створками, защи-
щающими его и горелки от осадков. Горелки работают в межсмен-
ное время. Температура масла в картере поддерживается на уров-
не не ниже плюс 35—40 °C. Во время стоянки воду из радиатора
,не сливают. Время запуска двигателя составляет 1—2 мин. Опыт
эксплуатации автомобилей при межсменном подогреве двигателей
дал хорошие результаты и показал высокую эффективность при-
менения стационарных установок с ГИГ в приямках.
Другим эффективным способом межсменного подогрева яв-
ляется применение на автомобильном транспорте подогревателей
«Малютка», широко используемых в ряде автохозяйств Москвы
(автобазы № 4 и 39 Мосстройтранса, автокомбинаты № 15, 16,
17 и др.). Подогреватель «Малютка» разработан проектно-конст-
рукторским бюро (ПКБ) Главмосавтотранса. Создано семейство
подогревателей для автомобилей ГАЗ-53, ЗИЛ-164, ЗИЛ-130,
МАЗ-200, МАЗ-500, КрАЗ-219 и «Шкода»-706РТ. Конструкция по-
догревателя несложна, он сравнительно мал по размерам и массе,
прост в изготовлении и монтаже. Схема теплообменника и уста-
новки его на двигателе автомобиля показана на рис. 6.7. Газ че-
рез штуцер 7 поступает в горелку 1, излучающая поверхность ко-
торой отдает генерируемую ею теплоту бачку 8 теплообменника 6
с наружным кожухом 9. Вода из радиатора 3 по подводящему пат-
рубку 2 через теплообменник 6, нагреваясь, по отводящему па-
трубку 5 поступает в двигатель 4.
143
Рис. 6.7. Схема подогревателя «Малютка».
1 — горелка; 2 — подводящий патрубок; 3 — радиатор; 4 — двигатель автомобиля; 5 — от-
водящий патрубок; 6 — теплообменник; 7 — штуцер; 8 — бачок; 9 — кожух теплообменника.
J90
Рис. 6.8. Схема подогревателя «Малютка-ЗМ».
На рис. 6.8 представлен подогреватель «Малютка-ЗМ», пред-
назначенный для автомобиля МАЗ-200. Газ поступает по штуцеру
в горелку 2, снабженную ветрозащитным устройством 1. Посред-
ством подводящего патрубка 4 и отводящего патрубка 6 теплооб-
менник включен в систему охлаждения двигателя. Продукты сго-
рания от горелки отводятся после омывания бачка теплообменни-
144
Рис. 6.9. Изменение температуры охлаждающей воды и масла при межсменно м-
подогреве двигателя МАЗ-500.
/—5 — температура воды: / — в радиаторе, 2 — в головке цилиндров, 3 —в передней части
канала блока, 4 — в задней части канала блока, 5 — в головке компрессора; 6 — темпера-
тура масла в картере; 7 — температура наружного воздуха.
ка в атмосферу через жалюзи 3. Через штуцер 5 можно присоеди-
нить отопитель кабины. В теплообменник поставленного на линию
подогрева автомобиля вставляется работающая горелка. Подогрев
двигателя ведется в течение всего времени межсменной стоянки
автомобиля. Перед выездом на линию горелку выключают и хра-
нят на специальном стенде или в шкафу, предварительно отклю-
чив ее от шланга газопровода. Данный тип подогревателей мож-
но использовать также и для предпускового разогрева двигателей.
В этом случае система охлаждения двигателя заправляется анти-
фризом.
По данным ПКБ Главмосавтотранса, пятилетний опыт эксплуа-
тации подогревателей «Малютка» при температурах наружного
воздуха до —26 °C показал, что они обеспечивают высокоэффек-
тивную тепловую подготовку двигателей. Распределение темпера-
тур в различных точках двигателей МАЗ-500 при межсменном по-
догреве показано на рис. 6.9. Высокая экономичность подогрева-
телей «Малютка» позволяет с успехом держать на непрерывном
подогреве двигатели автомобилей даже при длительной (3—4 дня)
их стоянке.
На большинстве подогревателей «Малютка» применена го-
релка «Звездочка». Подогреватели для двигателей автомобилей
КрАЗ-219 и «Шкода»-706РТ оборудуются горелками ВИГ-1 или
ГИИБл. Теплообменники подогревателей изготавливают из обыч-
ной малоуглеродистой стали. Срок их работы без ремонта при
правильной эксплуатации 3—5 лет.
ю Зак. 76
145
Таблица 6.3
Характеристика подогревателей «Малютка»
Марка -автомобиля Модель подогрева- теля, его тепловая мощность, кВт Габаритные разме- ры подогревателя, мм М асса подогрева- теля, кг Место монтажа; способ крепления и связь с системой охлаждения
ЗИЛ-130 «Малютка- 130»; 3,14 350X175 X 240 3,5 На двигателе слева; при помощи кронштейна на трех болтах крепления поддона картера; подводящий патру- бок с нижним патрубком радиатора, отводящий с патрубком водяного насоса
ГАЗ-53А «Малютка-53»; 3,14 280X140X180 3,7 На первой поперечной балке рамы слева; с по- мощью резьбовых муфт патрубков, пропущенных через отверстия в балке; подводящий патрубок с нижним патрубком радиа- торов, отводящий с пат- рубком водяного насоса
ЗИЛ-164 «Малютка- 164»; 3,14 220X155X190 3,3 На двигателе слева; по- средством двух кронштей- нов на болтах крепления поддона картера двигателя; подводящий патрубок с нижним патрубком радиа- тора, отводящий с патруб- ком водяного насоса
А1АЗ-200 «Малютка- ЗМ»; 3,14 390X140 X295 3,15 На двигателе справа; к корпусу масляного радиа- тора с помощью фланца; подводящий патрубок с нижним патрубком водяно- го радиатора, отводящий с корпусом масляного радиа- тора, дополнительный шту- цер с отопителем кабины
МАЗ-500 «Малютка- 7М»; 4,65 315X135X140 3,4 На двигателе слева; на болтах, к фланцу водяного насоса; подводящий патру- бок с нижним патрубком радиатора, отводящий с фланцем водяного насоса, дополнительные штуцеры с компрессором и отопителем кабины
КрАЗ-219 «Малютка- 219»; 4,65 260X315X210 4,7 На двигателе справа; к корпусу масляного радиато- ра посредством фланца; подводящий патрубок с нижним патрубком водяно- го насоса, отводящий с кор- пусом масляного радиатора
146
Продолжение табл. 6,&
Марка автомобиля Модель подогрева- теля, его тепловая мощность, кВт Габаритные разме- ры подогревателя, мм Масса подогрева- теля, кг Место монтажа; способ крепления п связь с системой охлаждения
«Шкода»- 760РТ «Малютка- 760»; 4,65 255X160X 95 4,3 Слева на правой попе- речной балке рамы; посред- ством двух кронштейнов и болтов к раме радиатора и первой поперечной балке рамы; подводящий патрубок с нижним патрубком радиа- тора, отводящий с патруб- ком водяного насоса
Для автомобилей, работающих в отрыве от основной базы, в-
Главмосавтотрансе созданы подогреватели «Малютка-200И» с ав-
тономным питанием от установленных на автомобиле 12-литровых
баллонов со сжиженным газом. При этом двигатель заправляется
антифризом и на его разогрев затрачивается до 4 ч. Съемные го-
релки подогревателя можно использовать и для разогрева агрега-
тов трансмиссии и других нужд. Характеристика подогревателей
«Малютка» приведена в табл. 6.3.
Для подогрева двигателей и агрегатов трансмиссии автомоби-
лей и тракторов в автохозяйствах используют также ветроустойчи-
вые газовые горелки ГИИВ-1, ГИИВ-2 и другие, способные рабо-
тать на открытом воздухе без защитных устройств. С помощью
специальных подставок горелки располагают под картерами дви-
гателя и заднего моста (рис. 6.10). Иногда ветроустойчивые го-
релки устанавливают стационарно (рис. 6.11). Газ по разводящему
коллектору 6, проложенному в бетонном канале 7, через подаю-
щий стояк 1, к которому посредством штуцера присоединен гибкий
резинотканевый шланг 2, поступает в ветроустойчивую горелку 3.
Горелка смонтирована на кронштейне, замоноличенном в опорный
бетонный брус 5. Бетонные направляющие 4 служат для фиксации
переднего моста и двигателя.
По газопроводу 1 (рис. 6.12) газ поступает на территорию сто-
янки. При необходимости подводимый к стоянке газ можно реду-
цировать в газорегуляторном пункте (ГРП) 2. Из ГРП газ по
разводящему газопроводу 4 и подающим коллекторам 5 через от-
ключающие устройства 3 поступает в раздающую гребенку, поме-
щенную в шкаф 6. Газовые излучающие горелки 8 получают газ,
который поступает к ним по резинотканевым рукавам 7, присое-
диненным посредством штуцеров к раздающей гребенке. Обычно
к одной раздающей гребенке рекомендуется подключать 8—10 го-
релок подогревателей «Малютка».
Для непосредственного обогрева двигателя и узлов трансмис-
сии можно рекомендовать схему разводки газопроводов, показан-
ную на рис. 6.13. Газ из подводящего газопровода 1 через регу-
10*
147
’Рис. 6.10. Размещение переносных горелок под картерами двигателя и заднего
моста.
И — горелка, 2 — картер двигателя; 3 — кронштейны для крепления горелки за бампер;
4 — картер заднего моста; 5 — «салазки» для горелки заднего моста.
Рис. 6.11. Стационарное размещение ветроустойчивых горе-
лок на стоянке без приямка.
.ляторпый пункт 2 и разводящий газопровод 3 поступает в группо-
вые отводы 4, из которых по ответвлениям 5 подается в горелки 6.
Горелки в зависимости от способа установки могут присоединять-
ся гибким резинотканевым шлангом, длина которого не должна
превышать 12 м. В соответствии с действующими нормами на га-
.зопроводах системы обогрева должна устанавливаться запорная
арматура 7.
Эксплуатация подогревателей «Малютка» и установок подогре-
ва с открытыми ГИГ требует соблюдения пожарной безопасности
и определенных правил пользования природным и сжиженным га-
зами. Обслуживающий персонал должен пройти обучение по про-
грамме, согласованной с органами Госгортехнадзора. Необходимо
-148
Рис. 6.12. Схема газоснабжения стоян-
ии автомобилей, оборудованных подогре-
вателями «Малютка».
строго выполнять общие правила
безгаражного содержания авто-
мобилей. Устанавливаемые на ли-
нию подогрева автомобили не
должны иметь подтекания масла,
воды и топлива.
Опыт эксплуатации различ-
ных устройств для подогрева дви-
гателей и узлов трансмиссий
автомобилей ГИГ выявил суще-
ственные преимущества их при-
менения, особенно для межсмен-
ного подогрева перед распростра-
ненными способами предпусково-
го разогрева. Во-первых, экономится время и значительно облег-
чается труд водителей при подготовке автомобиля к работе, так
как отпадает необходимость в ежедневной заправке системы охла-
ждения двигателя. Во-вторых, хорошая тепловая подготовка дви-
гателя к пуску обеспечивает ощутимое с точки зрения экономии
повышение его моторесурса. В-третьих, ликвидируются простои
автомобилей и массовые опоздания выпуска их из парка на трас-
сы в сильные морозы. Кроме того, использование ГИГ для подо-
грева двигателей уменьшает загрязнение воздушного бассейна.
Опыт эксплуатации и расчеты показывают, что при непрерывной
работе ГИГ в течение 10 ч выделится СО в 20 раз меньше, чем
при 15-минутном прогреве двигателя на оборотах холостого хода
после заливки его системы охлаждения горячей водой.
Эксплуатация подогревателей «Малютка» выявила их высокие
технико-экономические показатели вследствие дешевизны топлива,
надежности и простоты конструкции подогревателя, экономичности
Рис. 6.13. Схема газоснабжения стоянки автомобилей,
оборудованных стационарными или переносными ГИГ.
149
самих ГИГ. Так, стоимость 4187 кДж теплоты, полученной при
сжигании газа, в 1,85 раза меньше отпускной цены эквивалентного
количества теплоты, поступающей от теплоцентрали, в 2,7 раза
ниже, чем при сжигании бензина, ив 11,6 раза меньше, чем при
использовании электроэнергии. Кроме того, подогреватели типа
«Малютка» обеспечивают полную гарантию запуска двигателя.
Аналогично системам подогрева автомобилей осуществляется
с помощью ГИГ разогрев дизельных двигателей и узлов трансмис-
сий тракторов. ЮжНИИгипрогазом и трестом «Союзцелингаз» бы-
ли разработаны и внедрены установки для разогрева дизельных
двигателей тракторов ДТ-75, ДТ-54А и Т-75 с использованием вет-
роустойчивых ГИИВ-2. Установка рассчитана на одновременный
подогрев 10 тракторов. Газоснабжение осуществляется от группо-
вой резервуарной установки сжиженного газа, состоящей из трех
подземных емкостей вместимостью 4,2 м3 каждая, оборудованных
головками для работы без испарителя. Газ к установкам подогре-
ва транспортируется по подземному газопроводу. Расстановка
тракторов принята однорядная. Для каждого трактороместа уста-
новлен металлический шкаф, в котором размещен газовый стояк
с двумя ниппелями для подключения резинотканевых шлангов, сое-
диняющих газовый стояк с горелками и отключающими устройст-
вами. Горелки размещены на подставках типа «салазки». Под кар-
тером двигателя устанавливают две горелки, под коробку скоростей
и задний мост — по одной горелке. Излучающие горелки, под-
ставки и шланги храниться в металлических шкафах. Приготовле-
ние горячей воды осуществляется с помощью автоматического во-
донагревателя АГВ-120.
Опыт эксплуатации показал, что при температуре наружного
воздуха — 30 °C и скорости ветра до 6 м/с время разогрева масла
в двигателе составляет 8—14, а в заднем мосту и коробке пере-
дач— 15—20 мин. Выигрыш во времени на запуск по сравнению
с традиционными методами подогрева 1,5—2 ч. Экономический эф-
фект от внедрения ГИГ для обогрева одного трактора за сезон ра-
вен 130,2 руб. Срок окупаемости примерно 2,4 года.
6.3. Применение газовых излучающих горелок
в технологических установках
Низко- и среднетемпературный радиационный обогрев эффекти-
внее конвективного, и все шире применяется в различных техноло-
гических установках и устройствах. Применение ГИГ позволяет за-
менить электрические излучатели и наиболее эффективно исполь-
зовать газообразное топливо. В литературе [6, 10] описаны различ-
ные технологические установки с ГИГ. Ниже рассмотрим те из них,
которые, на наш взгляд, недостаточно освещены, а область приме-
нения их весьма эффективна и требует более пристального внима-
ния специалистов теплотехников и технологов.
Широк диапазон применения ГИГ при выполнении строитель-
ных работ в зимнее время: для радиационной сушки штукатурки
150
£
м прогрева кладки в строительных объектах; для просушки боль-
ших окрашенных поверхностей и прогрева конструкций перед на-
несением гидроизоляции; при выполнении кровельных работ ру-
лонными материалами; для прогрева бетона и нагрева стыковых
соединений сборных железобетонных конструкций или их омоноли-
чивания. Сроки проведения работ сокращаются при этом в 2—
3 раза по сравнению с другими методами тепловой обработки.
Строительство магистральных газопроводов из труб большого
диаметра и повышение рабочего давления в них привели к увели-
чению толщины стенок трубопроводов и применению новых ма-
рок специальных сталей. Это в свою очередь обусловило измене-
ния технологических процессов сварки, повышающих качество и
надежность сварных соединений, направленных на улучшение
структуры и стабилизации механических и физических свойств ме-
талла, снижения уровня остаточных напряжений в области стыка,
что достигается термической обработкой зоны сварных соединений.
Наиболее простой из применяемых методов — газопламенный — с
использованием подогревателя стыков ПС-1424, который состоит из
газогорелочного устройства с инжекционными горелками и емко-
стью для хранения и регазификации углеводородных газов. Одна-
ко для сварки толстостенных труб и изделий, особенно в заводских
условиях, предпочтителен газовый радиационный нагрев с исполь-
зованием ГИГ. ВНИИпромгазом совместно с НПО «ЦНИИТмаш»
разработан газовый инфракрасный нагреватель (ГИН) труб с ис-
пользованием унифицированных ГИГ модели 6206, который может
быть использован для нагрева заготовок любой конфигурации, так
как его конструкция, выполненная по принципу браслета, повто-
ряет форму заготовки. Унифицированная секция с ГИГ позволяет
наращивать браслет до требуемых размеров заготовки. Нагрева-
тель с помощью растяжного устройства (опорных винтов) закреп-
ляется на заготовке. Температура заготовки регулируется за счет
изменения расстояния от поверхности излучателя до нее. Ширина
кольцевого нагрева однорядного браслета составляет 250, а двух-
рядного 500 мм. Для трубы диаметром 450 мм необходимо 11 сек-
ций с ГИГ. В табл. 6.4 приведены данные по нагревателю ГИН-11
и излучателю 6206.
Опыт эксплуатации показал, что для нагрева заготовки диа-
метром 450 мм, толщиной 50 мм до 200—300 °C на кольцевом
участке шириной 250 мм необходимо 20—30 мин (при темпера-
туре воздуха в цехе 18—19 °C и подвижности его 0,3—0,5 м/с).
Годовой экономический эффект от применения одной установки по
сравнению с электронагревом составляет более 2 тыс. руб.
Качественное строительство и ремонт асфальтобетонных дорож-
ных покрытий требует использования нагревательных установок
при создании асфальтобетонного покрытия повышенной шерохова-
тости методом вдавливания черного щебня в разогретое покрытие
при уплотнении покрытия и ремонтных работах, связанных с уст-
ранением наплывов и волн в покрытии, глубоких трещин и выбоин,
для снятия дефектного слоя покрытия и выжигания растений, про-
151
Таблица 6.4
Технические характеристики излучателя модели 6206 и нагревателя ГИН-11
Характеристика Модель 6206 гин-п
Природный газ Сжиженный газ Природный газ Сжиженный газ
Низшая теплота сгорания газа, кДж/м3 Тепловая мощность, кВт Рабочее давление, кПа 35 570±178 96 250+481 35 570 ±178 96 250±481
3,5 3,7 38,34 39,66
1,3 3,0 1—1,3 2-3
Максимальный расход газа, см3/с 90 40 990 440
Температура излучающей поверхности, К 1050 1150 ИЗО- -1170
Масса, кг Не более 2,3 Не более 33
растающих через покрытие. Исследования и опыт эксплуатации
показали, что наиболее эффективным является инфракрасный на-
грев, так как при этом не происходит выгорания битума и не ухуд-
шаются физико-механические свойства материала покрытия.
В США и ФРГ широко используют самоходные установки-ра-
зогреватели на базе автомобильных шасси, оборудованные не-
сколькими нагревателями, имеющими от 50 до 250 горелок в блоке,
что позволяет создавать ремонтные машины большой производи-
тельности. В западногерманских машинах типа «Фемиксер» четы-
ре нагревательных блока (число горелок до 500 шт.), а машины
типа «Репавер» оборудованы тремя нагревательными блоками
(один из 50 и два по 250 горелок) , расположенными в 100—150 мм
от поверхности дорожного покрытия. Применение указанной тех-
ники позволяет осуществить безотходную технологию ремонтных
работ с использованием регенерации старой асфальтобетонной сме-
си. По данным В. П. Албула и др. [15], при ремонте автомобиль-
ных дорог с регенерацией асфальта можно достичь в экономии
асфальтобетонной смеси (240—500 т на 1 км дороги при ширине по-
лотна 6—7 м) и снизить затраты труда на 30 %. По условиям экс-
плуатации в ремонтно-дорожных машинах применяются ГИГ с ме-
таллическими излучающими насадками.
В ВНПО «Союзпромгаз» разработаны и осваиваются инфра-
красные излучатели с металлическим насадком двух типоразме-
ров: ГИИМ-12,7 и ГИИМ-8,5. Цифры у индекса—'номинальная
тепловая мощность в киловаттах. Размеры излучающей поверхно-
сти соответственно 763X148 и 517X148 мм. Излучатели предназ-
начены для нагревательных блоков устройств и агрегатов, приме-
няемых при выполнении различных строительных работ.
Нашли применение ГИГ в промышленности производства стро-
ительных материалов, в частности при производстве теплоизоля-
ционных материалов из штапельного стекловолокна. Потребность
народного хозяйства в таких материалах постоянно растет. Так,
в 1977 г. в СССР было произведено стеклохолста 50, в 1980 г.—
152
Рис. 6.14. Схема установки горелок
ГИ-01 на линии производства стек-
лохолста КБ-701.
Рис. 6.15. Схема бисквитном печн с
излучающими горелками.
Рис. 6.16. Схема рыбокоптильного
агрегата с излучающими горелками.-*
100, а в 1985 г. — 500 млн. м2. Такое резкое увеличение производ-
ства стеклохолста возможно лишь при внедрении высокопроизво-
дительного оборудования и передовых технологических приемов.
Одним из таких приемов, позволяющим без расширения производ-
ственных площадей увеличить выпуск стеклохолста, улучшить
его качество, снизить удельные энергозатраты, является замена
конвективного метода сушки на радиационный с использованием
ГИГ. Такие установки с излучателями ГИ-01 внедрены на Кон-
стантиновском стекольном заводе (рис. 6.14). Расстояние от
поверхности излучающего насадка до поверхности стеклохолста
150 мм. Температура насадка 1120—1140 К- Средняя энергетиче-
ская облученность поверхности стеклохолста 23,6 кВт/м2. Годовой
экономический эффект 4284 руб.
Газовые излучающие горелки применяют на полуавтоматах
калибровки стеклоцилиндров — цветных электронно-лучевых тру-
бок (ЭЛТ), что повысило качество продукции, снизило выход бра-
ка, позволило ликвидировать печь предварительного подогрева
стеклозаготовок.
Излучающие горелки с успехом применяют в пищевой промыш-
ленности, позволяя интенсифицировать такие технологические про-
цессы, как выпечка, сушка, обжарка и т. д. Использование для
этой цели ГИГ весьма перспективно благодаря низкой стоимости
газа и большой долговечности излучателей, особенно керамиче-
ских. Излучающие горелки применяют в туннельных конвейерных
печах, предназначенных для выпечки бисквитов. Длина печи 24 м.
Излучающие горелки верхнего яруса заменили атмосферные го-
релки. Мощность излучающей горелки 8,26 кВт. Схема перевода-
бисквитной конвейерной печи на излучающие горелки приведена
на рис. 6.15. Под печи 2 отапливается атмосферными горелками Д
рабочая ветвь конвейера 3— излучающими горелками 4. Продук-
ты сгорания через систему газоходов 6 удаляются вентилятором 5.
Применение радиационного нагрева снизило количество брака,
улучшилось качество продукции, увеличилась производительность-
печи на 10—15 % и уменьшился расход газа на 40%.
Имеется отечественный опыт применения ГИГ в коптильных и
обжарочных печах и установках. Так, в печах Энгельсского мясо-
комбината установлены ГИГ типа ГК.-27У-1. Это позволило отка-
заться от чугунного пода печи, снизить расход газа в 2—2,5 раза,
уменьшить инерционность и улучшить качество колбасных изде-
лий, значительно увеличить межремонтный срок коптильных и об-
жарочных камер.
В рыбной промышленности применяют коптильные агрегаты,,
использующие метод копчения в электростатическом поле в соче-
тании с термической обработкой инфракрасным излучением на ста-
диях подсушки рыбы до копчения и пропекания после него. В аг-
регате (рис. 6.16) рыба нанизывается на шомполы, которые пере-
мещаются при помощи конвейерной цепи / через камеры подушки
2, электрокопчения 5, пропекания и охлаждения рыбы 3. Дым вы-
рабатывается в специальном дымогенераторе 6 и осаждается на
154
поверхности рыбы в электростатическом поле. В камерах подсуш-
ки и пропекания по обе стороны конвейера расположены ГИГ 4.
Первоначально в качестве источников излучения использовались
инфракрасные электролампы с температурой излучения 2200 °C.
Из-за недостаточной стойкости стеклянные колбы заменили го-
релками типа ГИИ-1 с установочной тепловой мощностью 10,2 кВт.
Эксплуатация агрегата показала, что использование ГИГ позво-
ляет обеспечивать большую интенсивность излучения с единицы
поверхности, чем у электрических излучателей. Процессы подсуш-
ки и пропекания рыбы ускоряются в 1,5—2 раза; рыба теряет мень-
ше жира, улучшается ее качество. Значительно сокращается стои-
мость энергии, расходуемой на подсушку и пропекание рыбы (в
5—7 раз).
Следует особо отметить, что в последнее время ГИГ стали ис-
пользовать в различных печах для выпечки хлеба. Особенно сле-
дует отметить работы Р. Р. Гамсахурдия (Тбилиси) по созданию
конвейерной печи с газовыми излучателями.
7 ЭКСПЛУАТАЦИЯ СИСТЕМ ГАЗОВОГО
ЛУЧИСТОГО ОБОГРЕВА
7.1. Требования, предъявляемые к системам
и установкам с газовыми излучающими горелками
Проектирование, монтаж и эксплуатация системы отопления с разводкой
газопроводов и комплектом ГИГ, оборудованных соответствующими устрой-
ствами автоматики и зажигания, а также установок и тепловых агрегатов с.
такими горелками должны производиться в соответствии с требованиями «Пра-
вил безопасности в газовом хозяйстве» Госгортехнадзора СССР и соответствую-
щими разделами «Строительных норм и правил», а также другими действующи-
ми нормативными и руководящими документами. Каждая система и установка
с ГИГ должна иметь составленные применительно к конкретным условиям ин-
струкции по эксплуатации и технике безопасности.
К монтажу и эксплуатации допускаются ГИГ, прошедшие испытания и-
имеющие технический паспорт или временные технические условия (на экспе-
риментальные излучатели) заводов-изготовителей, утвержденные в установлен-
ном порядке. Излучающие горелки, применяемые в системах и установках,,
должны отвечать следующим основным требованиям:
а) номинальное давление газа перед соплом должно соответствовать пас-
портным данным;
б) содержание СО в продуктах сгорания не должно превышать 0,02 % по-
объему в пересчете на сухие дымовые газы при теоретическом расходе воздуха
(а=1,0);
в) горение должно осуществляться без видимых факелов на поверхности
излучения независимо от конструкции насадка, без отрыва и проскока пламени
при изменениях на ±10 % расчетной низшей теплоты сгорания сжигаемого газа,
и от 0,8 до 1,2 расчетного давления газа от номинального. Температура горелки
и тепловая нагрузка при этом должны соответствовать паспортным данным.
Общая площадь затемненных участков излучающей поверхности не должна пре-
вышать 0,01 от общей ее поверхности;
г) горелки должны комплектоваться со встроенными устройствами дистан-
ционного зажигания при размещении их на высоте, неудобной для обслужива-
ния, или при присоединении нескольких горелок к одному коллектору с общим
отключающим устройством на все горелки, а также с приборами автоблокиров-
ки, обеспечивающими розжиг одновременно с открытием отключающего уст-
ройства;
д) конфигурация рефлектора горелки должна отвечать технологическим,,
конструктивным, оптическим и эстетическим требованиям. К сожалению, в боль-
шинстве конструкций ГИГ рефлекторы практически не влияют на распределе-
ние излучения.
Требования, предъявляемые к ГИГ, используемым в технологических уста-
новках, определяются в зависимости от их назначения и технологического про-
цесса. Их допустимо применять как в стационарных, так и в передвижных ус-
тановках. Горелки в отопительных системах и установках, работающих без
постоянного обслуживающего персонала, должны быть оборудованы устройст-
вами, автоматически отключающими подачу газа в случае погасания пламени.
Не допускается устанавливать их в производственных помещениях, относящих-
ся по пожарной опасности к категориям А, Б, В, в складских и животноводче-
156
ских помещениях, крытых легкосгораемыми материалами (соломой и камыши-
том), выполненных из легких металлических или других конструкций со сгорае-
мым утеплителем стен и перекрытия, а также в помещениях подвальных и цо-
кольных этажей при газоснабжении сжиженными газами.
Присоединять ГИГ к стационарным газопроводам следует, как правило,
металлическими трубами, а к передвижным установкам — резинотканевыми ру-
кавами (шлангами) согласно ГОСТ 18698—79* [группа Б (7); рр = 600 кПа] и
ГОСТ 9356—75* [тип I, II; рр=600 кПа]. Подсоединять к газопроводу отдель-
ные горелки или установки резинотканевыми рукавами допускается после от-
ключающего крана. Резинотканевые рукава должны быть длиной не более 30 м,
а также могут иметь не более двух промежуточных соединений. Рукава при-
соединяют при помощи стальных хомутов, обеспечивающих полную герметич-
ность и надежность крепления, а к стенам — при помощи специальных сталь-
ных скоб. Горелки должны крепиться на несгораемых конструкциях. Расстоя-
ние от горелок до сгораемых конструкций помещения должно быть не менее
0,5 м при температуре излучающей поверхности до 900 °C и не менее 1,25 м
при температуре свыше 900 °C. Сгораемый потолок или конструкцию над горел-
кой необходимо защищать (экранировать) несгораемым материалом: кровельная
сталь по асбесту, асбоцементный лист и т. п. Открытая электропроводка, другие
провода и кабели не следует прокладывать над горелками или в зоне прямого
излучения, если они при этом могут нагреться до температуры, которая выше
50—60 °C.
Перед каждой горелкой должен быть установлен запорный кран (независи-
мо от установки другой запорно-регулирующей арматуры), назначение которо-
го—отключать горелку при выходе ее из строя, при ремонте излучателей и их.
замене. Все пробковые краны должны иметь риски, определяющие положение
крана, и ограничители, позволяющие поворачивать их лишь на 90°.
Перед монтажом горелки необходимо осмотреть на предмет выявления де-
фектов. Горелки, имеющие повреждения излучающей поверхности: трещины и
выбоины керамических плиток, прорывы ячеек наружной и внутренних сеток,
наплывы и изменение диаметров перфорации керамических плиток, вмятины кор-
пусов, инжекторов, нарушение (сбив) соосности сопел и инжектора, нарушение-
герметичности между излучающими насадком и корпусом,— к монтажу не до-
пускаются. Перед установкой горелок следует проверить соответствие применяе-
мых сопел виду используемого газа. Монтаж горелок должен производиться пу-
тем присоединения их к смонтированной системе газовой разводки.
В соответствии с принятой схемой газовой разводки, зависящей от схемы
расположения излучателей, которую диктуют конструктивные особенности и
геометрические размеры здания (ширина пролетов, высота помещения, наличие
колонн и т. п.), а также принятый тип излучателя, горелки могут размещаться
в один или несколько продольных и поперечных рядов или по периметру
(вдоль наружных стен) отапливаемого помещения.
В соответствии с теплотехническим расчетом и конструктивными соображе-
ниями горелки могут устанавливаться излучающей поверхностью параллельно1
полу или под углом. В последнем случае, как правило, уменьшается интенсив-
ность излучения на голову работающего и неравномерность облучения в вер-
тикальной плоскости (по высоте).
Система газового лучистого отопления должна быть разбита на блоки,
имеющие самостоятельные отключения. При невозможности обслуживать от-
ключающие устройства с пола их следует устанавливать на группу излучателей,
питающихся от одного коллектора. В отдельных случаях, по специальному со-
гласованию, допускается проектировать системы обогрева без приборов авто-
матики зажигания и контроля горения при обязательной установке запорного
крана перед каждой горелкой, предохранительного запорного клапана и устрой-
ства зажигания переносными запальниками.
Система отопления должна быть оборудована автоматикой безопасности,
обеспечивающей отключение газа в случае погасания пламени (за исключением
случаев, когда газовые излучатели оборудованы автоматикой безопасности, от-
ключающей подачу газа в случае погасания пламени).
167
7.2. Техника безопасности при использовании
газовых излучающих горелок
Применение газового топлива требует проведения дополнительных меро-
приятий, обеспечивающих безопасное его использование, так как горючие газы
-токсичны и при определенной их концентрации в воздухе взрывоопасны. Горю-
чие газы и их продукты сгорания могут вызвать отравление человека и живот-
ных, чаще всего при содержании их в воздухе помещения в больших концен-
трациях. Это может произойти при утечке газа через неплотности арматуры,
резьбовых соединений и погасании пламени, когда газ продолжает поступать в
горелку, а также при нарушении работы систем вентиляции. Метан и тяжелые
углеводороды не ядовиты, но обладают удушающими свойствами. При содер-
жании в воздухе 10 % углеводородов человек ощущает головокружение, а при
:20 % и более возникает удушье.
Основным компонентом продуктов сгорания является углекислый газ СО2,
который тоже не ядовит, но при значительном содержании в воздухе вызывает
наркотическое действие и раздражает слизистые оболочки. Высокая концентра-
ция его в воздухе приводит к уменьшению содержания кислорода, что также
вызывает удушье. При выбросе продуктов сгорания в отапливаемое помещение
следует обращать особое внимание на такие компоненты реакции углеводородов,
как оксид углерода СО, оксиды азота NOX и полициклические ароматические
углеводороды: в основном бенз(а)пирен СгоН^. Иногда NOX и бенз(а)пирен
называют бластомогенными веществами, т. е. веществами, способными вызывать
всевозможные опухоли и новообразования в живом организме. Оксид углеро-
.да — ядовитый отравляющий газ, он вытесняет кислород из оксигемоглобина
крови и вступает в соединение с гемоглобином. При этом кровь становится не-
. способной переносить необходимое для нормальной жизнедеятельности организ-
ма количество кислорода, вследствие чего наступает удушье. Вдыхание возду-
ха, в котором содержится 0,5 % СО, приводит к летальному исходу через
.20 мин. По санитарным нормам ПДК СО в воздухе производственных помеще-
ний не должна превышать 0,03 мг/л, или 0,0025 %.
Как уже указывалось ранее, исследования, проведенные рядом организаций
(кафедрами теплотехники и газоснабжения ЛИСИ, теплогазоснабжения и вен-
тиляции Саратовского политехнического института, НИИ онкологии Минздрава
-СССР, ГипроНИИГазом, ИГ АН УССР и др.), показали, что при сжигании при-
родного газа в ГИГ при температуре на поверхности излучения 800—1100 °C и
коэффициенте избытка воздуха а=1,05 полициклические углеводороды не обра-
зуются. Работающая в нормальных условиях горелка практически не дает в
продуктах сгорания оксида углерода. Как правило, содержание его весьма мало
(следы) и укладывается в пределах от 0,01 до 0,05 мг/л (в пересчете на коэф-
фициент избытка воздуха а=1,0). Содержание оксидов азота также в пересчете
на а =1,0 лежит в пределах от 0,01 до 0,05 мг/л, по данным Г. П. Коминой
[28], и от 0,004 до 0,03 мг/л, по данным автора. При неустойчивом фронте го-
рения на излучателе (наличие факелов) и резком колебании температуры са-
мого излучателя, что может вызываться увеличением скорости воздуха у излу-
чающей поверхности и сопровождаться образованием затемненных участков,
происходит неполное сгорание газа, в результате чего возрастает выход оксида
углерода. Увеличение коэффициента избытка воздуха до а=1,1 приводит к еще
большему уменьшению выхода СО, чем при а =1,05, но при этом несколько (на
20—30 °C) понижается температура излучателя.
Анализ продуктов сгорания газа в ГИГ показывает, что при таком способе
сжигания газа продукты сгорания содержат в основном пары Н2О и СО2 (пол-
ное сгорание, без недожога), в них отсутствуют сажистые частицы и канцеро-
генные вещества, одним из которых является бенз(а)пирен.
Нарушение нормальной работы горелок вследствие изменения рабочего дав-
.ления газа, засорения сопел горелок, изменения инжекции, ведущего к измене-
нию коэффициента избытка воздуха а, неполный розжиг горелок из-за засоре-
ния перфорации или сеток излучающего насадка — все это может привести к
> образованию в помещении неблагоприятной (опасной) воздушной среды. Пони-
жение давления газа перед горелками влечет за собой уменьшение количества
□ 58
воздуха, подсасываемого инжектором горелки, что приводит к увеличению ок-
сида углерода, канцерогенных веществ и наличию сжигаемого газа в продуктах,
сгорания. Присутствие газа в воздухе помещения может привести к образова-
нию взрывоопасных концентраций.
Характерным признаком понижения давления газа перед соплом горелки яв-
ляется бегающее, неустойчивое пламя над излучающей поверхностью, которая’
вследствие этого не раскаляется. При повышении давления газа перед соплом
горелки возможен проскок пламени внутрь, под излучающий насадок в смеси-
тельную камеру, что может привести к порче горелки. При этом может распла-
виться и инжектор, а иногда прогорает корпус горелки, причем горелка вос-
становлению не подлежит. Проскок пламени может произойти и в том случае,,
если керамическая поверхность излучения горелки имеет микротрещины или вы-
боины. Тогда при работе горелки керамика прогревается, площадь трещин уве-
личивается, становится больше критической, что и приводит к проскоку пламени.
При наличии выбоин проскок пламени наступает вследствие прогрева участка
излучающего насадка по глубине, при этом газовоздушная смесь поджигается
тыльной стороной насадка. Проскок пламени у сетчатых излучателей возникает
также вследствие увеличения площади ячейки последней (преградительной) сет-
ки за счет механических повреждений или прогара.
Кроме того, при повышении давления газа перед соплом у горелок, рабо-
тающих без сетки-экрана, может наблюдаться отрыв пламени от поверхности?
излучения. Появление видимых желтых коптящих факелов над поверхностью
излучения происходит при нарушении инжекции, когда коэффициент избытка
воздуха а<1. Такая же картина отмечается при понижении давления у сопла,
сдуве газовой струи, вытекающей из сопла, попадании в инжектор продуктов,
сгорания. Избежать последнего можно, если при монтаже устанавливать горел-
ку таким образом, чтобы продукты сгорания, обтекая рефлектор, не попадали-
во входное отверстие инжектора. Учет и выполнение изложенного позволяют
безопасно эксплуатировать системы и установки отопления с ГИГ.
В цехах, оборудованных системами и установками газового лучистого отоп-
ления, кабины мостовых кранов должны быть оборудованы соответствующей"
вентиляцией. Если мостовой кран и кабина крановщика находятся ниже горелок,
то место постоянного пребывания крановщика (периоды отстоя) должно нахо-
диться вне зоны действия прямого излучения горелок.
Применение ГИГ для отопления производственных помещений не изменяет-
категории пожарной опасности производства и класса помещений. Помещения, ,
оборудованные этими горелками, должны обеспечиваться средствами пожароту-
шения по действующим нормам пожарного надзора.
7.3. Автоматическое управление газовыми
излучающими горелками
В отопительных установках и системах, использующих в качестве нагрева-
тельных приборов ГИГ, может быть этих горелок от нескольких штук до не-
скольких десятков и сотен. Чаще всего в общественных и промышленных зда-
ниях горелки располагают на высоте более 3 м от пола, так как обслуживать-
их с пола затруднительно. Если в отопительной системе используется много
ГИГ, то без средств автоматики обойтись нельзя. Автоматические устройства
управления горелками могут осуществлять следующие функции:
а) автоматический розжиг;
б) автоматический контроль за процессом горения газа;
в) блокировку подачи газа и розжиг, отсечку газа при нарушении режима
работы горелок и подачи газа;
г) автоматическое поддержание температуры в отапливаемом помещении1
на заданном уровне;
д) автоматическое оповещение — сигнализацию.
Зажигание газовоздушной смеси может осуществляться нихромовой спи-
ралью диаметром 0,5—0,7 мм, на которую подается напряжение от 6 до 36 В.
Потребляемая мощность спирали 60—100 Вт. При подаче напряжения спираль-
раскаляется до 850—900 °C. Такая температура вполне обеспечивает воспламе-
159’
иение газовоздушной смеси. Однако система зажигания с помощью спирали на-
каливания недолговечна и инерционна. В результате воздействия высокой тем-
пературы и продуктов сгорания на спираль на ней интенсивно образуется ока-
лина, которая снижает поверхностную температуру спирали. По той же причине
часто перегорают контактные соединения. Воспламенение газовоздушной смеси
происходит через 30—40 с после включения горелок.
Зажигание газовоздушной смеси может осуществляться и с помощью искры.
Известно несколько способов получения искры. Наиболее распространенные в
СССР способы: 1) с помощью катушек зажигания с прерывателями, соединен-
ных электрической цепью с искроразрядниками, установленными в непосредст-
венной близости от излучающей поверхности; 2) с помощью высоковольтного
трансформатора, включенного в электрическую цепь высоковольтными проводами
с искроразрядниками горелок (способ очень надежен в работе, розжиг происхо-
дит мгновенно, получаемая искра устойчива).
Система безопасности и блокировка ГИГ включает в себя приборы, осуще-
ствляющие автоматическую отсечку газа при повышении или понижении его
давления сверх допустимых пределов, а также устройства, отключающие пода-
чу газа при отсутствии электропитания и отказе в работе устройства автомати-
ки. Системы безопасности, как правило, выполняют следующие функции: авто-
матическое отключение подачи газа при погасании пламени, если не срабатыва-
ет система зажигания; автоматическое отключение газа при проскоке пламени
в смесительную камеру, инжектор или к соплу горелки. Иногда системы безо-
пасности включают устройства и приборы, реагирующие На увеличение концен-
трации СО в воздухе отапливаемого помещения с автоматическим отсечением
газа. Блокирующие системы осуществляют блокировку по давлению газа и по
напряжению электрического тока в сети питания системы автоматики.
Автоматическое поддержание температуры в обогреваемом помещении в за-
данных пределах может осуществляться с помощью температурных датчиков или
специальных терморегуляторов. Температурные датчики должны давать им-
пульс как по температуре излучения, так и по температуре воздуха отапливае-
мого помещения. Установка одного датчика, дающего импульс по одной нз ха-
рактерных температур, не может в должной мере обеспечивать комфортные ус-
ловия в отапливаемом помещении. Регулирование температуры осуществляется
за счет изменения мощности отопительной системы посредством выключения
всей системы. Перспективным с точки зрения комфортных параметров является
применение в системах отопления и обогрева ГИГ, работающих в широком диа-
пазоне тепловых нагрузок и давления газа. В этом случае имеется возможность
регулировать мощность и температурный режим помещения за счет изменения
давления газа перед горелками.
Сигнализация может быть как звуковой, так и световой. Ее назначение —
оповещение обслуживающего персонала о работе системы или установки отопле-
ния, а также об отклонениях от нормального режима работы отдельных эле-
ментов системы и аппаратуры. Визуальный контроль за работой системы (горе-
лок, элементов и узлов автоматики) осуществляется посредством световой си-
гнализации, а звуковая сигнализация при аварийных ситуациях оповещает об-
служивающий персонал о нарушениях в работе системы. Как правило, световая
и звуковая сигнализации размещаются на пульте управления системой или
вблизи места постоянного пребывания обслуживающего персонала.
Дистанционное управление (ДУ) горелками, как следует из вышеизложен-
ного, может включать различное число элементов автоматического управления
и контроля, выполнять различные функции, вследствие этого имеют принципи-
альные различия и схемы ДУ. СКВ «Газприборавтоматика» разработана авто-
матика дистанционного зажигания и безопасности ГИГ. Всю систему можно
назвать автоматизированной горелкой (рис. 7.1). Она представляет собой го-
релку ГИИВ-1 со встроенным автоматом безопасности, выполняющим зажига-
ние горелки и отключение подачи газа при погасании пламени. На рис. 7.2 по-
казан автомат безопасности, состоящий из клапана со штоком 1, втулки 2, пру-
жины 3, биметаллической пластины 9, кронштейна 5 с тремя электроконтактны-
ми спиралями 8 биметаллической пластины и узла зажигания 6, регулировочного
винта 7 и пластинчатой пружины 4. Нихромовые спирали зажигания и биметал-
лической пластины подключены к контактам кронштейна в последовательную
160
И Зак. 76
Рис. 7.1. Устройство автоматизированной горелки ГИИВ-1 А.
1 — сетка-экран; 2 — сопло-держатель; 3 — газовый штуцер; 4 — газовое сопло; 5 — керамический насадок; 6 — крепежный крон-
штейн; 7 — корпус горелки; 8 — рефлектор; 9 — автомат безопасности.
CD
электрическую цепь. При подаче контактам напряжения 12 В спираль зажига-
ния накаляется до 800—900 °C, а спираль биметаллической пластины до 250—
300 °C. Пластинчатая пружина 4 служит для предохранения биметаллической
пластины от перенапряжений.
Принцип работы автомата безопасности (рис. 7.2) заключается в следующем.
При неработающей горелке холодная биметаллическая пластина нажимает на
шток клапана, который перекрывает седло втулки и препятствует поступлению
газа к соплу горелки. Для включения горелки необходимо подать напряжение
автомату безопасности. Нихромовая спираль 8 нагревает биметаллическую пла-
стину 9, которая при этом деформируется и отходит от штока клапана.
Под действием пружины 3 клапан открывает проход газа к соплу горелки. Од-
новременно со спиралью 8 накаляется спираль зажигания 6, установленная у
излучающей поверхности горелки и зажигающая газовоздушную смесь. Через
2—3 мин после розжига корпус горелки нагревается и подводимое к автомату
безопасности напряжение отключается. Биметаллическая пластина остается на-
гретой за счет теплоты от сгорания газа. В случае погасания горелки биметал-
лическая пластина остывает, через шток прижимает клапан к седлу втулки и
отсекает подачу газа в горелку.
Провода, подводимые к контактам (рис. 7.3), должны присоединяться к об-
щему заземленному проводу. Сечение прокладываемых проводов должно быть
162
i
Рис. 7.3. Схема электропитания горелок.
Рис. 7.4. Компоновка излучателей с автоматикой АЗКГ-
11*
163
Рис. 7.5. Принципиальная схема автоматики зажигания и контроля го-
рения АЗКГ.
подобрано таким, чтобы при одновременном зажигании группы горелок на кон-
тактах автоматов безопасности напряжение было в пределах от 12 до 13,2 В.
Пуск горелок выполняют в такой последовательности: 1) открывают кран, пере-
крывающий доступ газа к горелкам; 2) включают электропитание; 3) через
3 мин электропитание выключают. Потребляемая автоматикой мощность состав-
ляет 60 Вт. Инерционность по газу (количество газа, проходящего через сопло
до срабатывания автомата) для природного газа не более 0,06, а для сжижен-
ного не более 0,025 м3.
Описанная выше автоматика безопасности обладает существенным недостат-
ком — большой инерционностью отсечки. Поэтому автоматизированные газовые
горелки ГИИВ-1А применяют в установках, работающих на открытом воздухе
или в больших хорошо вентилируемых помещениях.
В настоящее время проектировщикам и эксплуатационникам для систем
отопления можно рекомендовать автоматику зажигания и контроля горения
ГИГ АЗКГ-П типа «Искра», разработанную ГипроНИИГазом. Серийное произ-
водство автоматики освоено Саратовским экспериментальным заводом «Газап-
парат». Автоматика предназначена для группового дистанционного розжига и
контроля горения рассредоточенных ГИГ, применяемых в системах отопления и
обогрева промышленных и сельскохозяйственных производственных помещений.
В качестве излучателей в комплексе с системой автоматики могут работать из-
лучающие горелки типа ГИИ-19А, ГК-27У, ГИИВ-1, ГИИВ-2, а также любые
другие горелки с рефлекторами. Однако в конструкцию двух последних необхо-
димо внести небольшие изменения, связанные с установкой электрозапальной
свечи и термовыключателя контроля горения.
На рис. 7.4 показана принципиальная схема компоновки излучателей и ав-
томатики. На вводе газопровода в помещение установлены отключающие уст-
ройства: край 13 и клапан-отсекатель 12. Управление системой сосредоточено в
164
блоке управления 1. Импульс тока иа искроразрядник 3 дает высоковольтный
трансформатор 2. Вместе с искроразрядником на рефлекторе крепится термо-
выключатель 4. Газ из общего коллектора 8 подается на излучатели 5 через
подводку 6, на которой устанавливается отключающий кран 7. На каждом кол-
лекторе смонтирован соленоидный клапан 11 с байпасом 10. Давление газа в
каждом коллекторе можно измерить водяным манометром через штуцер 9. Ре-
гулирование температуры помещения в диапазоне 5—30 °C может осуществлять-
ся с помощью датчика температуры типа ДТКБ-53, подключенного к блоку уп-
равления (иа клеммы И, 12 на рис. 7.5). Зажигание осуществляется с помощью
зажигательных искровых свечей М 18X1,5, кл. 2.
Техническая характеристика комплекта автоматики
Число горелок в группе, шт........................Не более 16
Номинальное напряжение питания, В, при часто- ,
те 50±1 Гц..................................... 220 22)5
Напряжение переменного тока, подаваемое на за- '°
порное устройство, В....................... 24
Потребляемая мощность, В-А........................Не более 150
Время зажигания горелок в холодном состоянии, с Не более 30
Время подачи искры в период начального зажи-
гания, с..................................... 150 ±30
Время повторного зажигания при погасании од-
ной или нескольких горелок, с....................Не более 60
Инерционный период закрытия запорного устрой-
ства, с..........................................Не более 180
Диапазон рабочего давления газа перед ГИГ,
Па:
природного ............................
сжиженного............................. 1960—3430
Масса автоматики (без горелок), кг . . . . 41,3
Основным элементом автоматики является блок управления, выполненный
в виде настенного шкафа, который электрически связан с устройством запорным
газовым автоматическим УЗГА-25, смонтированным на вводе газопровода, с
трансформатором зажигания, звонком громкого боя, микропереключателями и
чувствительными элементами, расположенными над излучающей насадкой го-
релки. Чувствительный элемент (нихромовая проволока) через промежуточный
рычаг связан с микропереключателем.
Работа автоматики зажигания (рнс. 7.5) осуществляется от свечей зажига-
ния, получающих напряжение от трансформатора зажигания. Для зажигания
горелок необходимо включить тумблер S1. При этом должна загореться сигналь-
ная лампочка красного цвета Н1. Эта же лампочка является сигнальной в ава-
рийном режиме. Напряжение сети через размыкающий контакт КЗ подается на
обмотку реле времени К1. При его срабатывании по цепи: размыкающий, с вы-
держкой времени на размыкание, контакт реле времени К1, размыкающий кон-
такт реле КЗ, подается напряжение на первичную обмотку высоковольтного
трансформатора Т2.
Со вторичной обмотки трансформатора Т2 высокое напряжение через вы-
соковольтные конденсаторы С1...С16 подается на свечи зажигания F2...F17,
на которых появляется искровой разряд. Одновременно напряжение сети по-
дается иа первичную обмотку понижающего трансформатора Т1. Со вторичной
обмотки трансформатора Т1 напряжение 24В подается на запорное газовое ав-
томатическое устройство УЗГА-25, при срабатывании которого открывается
доступ газа к группе горелок. При этом происходит поджигание газовоздушной
смеси и розжиг всех излучателей.
При работе горелок нагреваются и удлиняются чувствительные элементы,
и микровыключателн S3...S18 замыкают соответствующие контакты в цепи
питания реле КЗ, которое срабатывает и своим размыкающим контактом раз-
мыкает цепь питания трансформатора Т2 и цепь питания электрозвоика ИЗ,
а замыкающими контактами блокирует размыкающие с выдержкой времени на
165
размыкание н замыкающие контакты реле времени К1 и включает зеленую лам-
пу Н2. При этом красная лампа Н1 гаснет. Лампа Н2 сигнализирует о нормаль-
ном рабочем режиме.
В аварийном режиме автоматика работает следующим образом: в случае
погасания хотя бы одной горелки остывает чувствительный элемент, реле КЗ
обесточивается, схема автоматики возвращается в первоначальное состояние и
весь цикл розжига повторяется. Если горение погасшей горелки восстанавлива-
ется, то схема возвращается в нормальный рабочий режим. В случае невозмож-
ности восстановить горение или возникновения какой-нибудь неисправности эле-
ментов автоматики срабатывает размыкающий контакт реле времени К1 с вы-
держкой времени на размыкание (не более 180 с), который обесточит клапан
УЗГА-25 н включит звонок громкого боя НЗ. В случае снятия напряжения в
электросети схема обесточивается, устройство УЗГА-25 закрывает доступ газа
к горелкам. Если же снова через какой-то промежуток времени будет включено
напряжение, то схема автоматики осуществит зажигание горелок н выйдет на
нормальный рабочий режим.
Отключение горелок производится переключением тумблера S1 на блоке уп-
равления в положение «Выкл.». При этом схема обесточивается и горелки гас-
нут, так как срабатывает соленоидный клапан УЗГА-25, отключающий подачу
газа. Затем перекрывается отключающее устройство — пробковый кран на под-
водящем газопроводе до соленоидного клапана.
При изменении давления газа на вводе в распределительный газопровод си-
стемы отопления выше допустимых норм срабатывает мембранный клапан-отсе-
катель ПКН-40, прекращающий доступ газа ко всем горелкам системы.
В схеме предусмотрена кнопка S2, предназначенная для ручного (при не-
обходимости) розжига горелок и проверки наличия искры на свечах зажигания.
Дополнительные сведения по работе схемы, требования к правильной эксплуа-
тации, характерные неисправности и способы их устранения приведены в завод-
ской инструкции, прилагаемой к комплекту автоматики.
Если одна из горелок, обслуживаемых блоком автоматики, гаснет и повтор-
ный розжиг не восстанавливает горение на ее поверхности, происходит отсечка
газа. Отключение подачи газа происходит также при неисправности самой ав-
томатики. Чтобы вновь включить автоматику, необходимо устранить неисправ-
ность и повторить розжиг. При выключении системы отопления или терморадиа-
ционной установки с ГИГ на продолжительный срок необходимо закрыть все
запорные устройства перед ГИГ и на вводе газопровода в помещение.
7.4. Особенности эксплуатации систем
с газовыми излучающими горелками
К обслуживанию систем н установок отопления, оборудованных ГИГ, допус-
кается персонал, прошедший обучение по специальной программе, согласованной
с Госгортехнадзором, изучивший инструкцию по эксплуатации и технике безо-
пасности, сдавший соответствующий экзамен и имеющий квалификационное
удостоверение. На предприятиях из числа инженерно-технических работников
назначаются ответственные за безопасную эксплуатацию газового хозяйства, а
в цехах — ответственные за эксплуатацию газифицированных установок, и в
частности систем и установок, оборудованных ГИГ.
После окончания монтажа газопроводы должны испытываться на прочность
и на герметичность. Перед испытанием газопровод должен быть продут возду-
хом с целью очистки внутренних полостей от окалины, влаги и засорений. Да-
лее проводят предварительный осмотр газопроводов и проверяют исправность
газового оборудования. Если газопроводы выдёржали испытание на герметич-
ность, то производится пуск газа и выполняются пусконаладочные работы.
Газопроводы при заполнении газом должны продуваться до вытеснения из них
всего воздуха и газовоздушиой смеси. Окончание продувки определяется путем
анализа или сжигания отбираемых проб, при этом содержание кислорода в газе
не должно превышать 1 %, а сгорание газа должно происходить спокойно, без
хлопков. Продувка системы отопления с ГИГ должна осуществляться через
продувочные трубопроводы (свечи), присоединяемые к концевому участку раз-
166
водящих коллекторов, с обязательной установкой запорного устройства. Кон-
цевые участки продувочных свечей должны выводиться выше крышн на 1 м, по
возможности на стену здания, не имеющую заборных устройств приточной вен-
тиляции. Прн невозможности выполнить это требование расстояние по вертика-
ли от торца продувочной свечи до места забора воздуха приточной вентиляцией
должно быть не менее 3 м.
Исправность систем и установок газового лучистого отопления должна си-
стематически (по графику) проверяться бригадой слесарей, обученных ремонт-
ным работам и обслуживающих газовое хозяйство. Они должны осмотреть резь-
бовые, сварные и фланцевые соединения; смазать краны и набить сальники вен-
тилей и задвижек, если это необходимо. Кроме того, они обязаны проверить и
отрегулировать газовое оборудование, осмотреть излучающие поверхности. Ре-
зультаты проверки должны быть зафиксированы в эксплуатационном журнале.
Перед розжигом горелок необходимо проверить положение кранов, пере-
крывающих доступ газа к ннм (на ответвлениях разводок): краны должны
быть закрыты; состояние газопроводов и мест присоединения резинотканевых
рукавов, а также работоспособность вентиляции. Обнаруженные неисправности
устраняют при закрытом запорном устройстве на вводе газопровода. Отыски-
вать утечки газа можно только с помощью обмазки стыков соединении и ар-
матуры мыльным раствором. Розжиг горелок выполняется последовательно:
1) подводят к излучающей поверхности запальник (газовый илн электри-
ческий) или подают напряжение на запальное устройство горелки;
2) открывают доступ газа к горелке краном вручную или с помощью соле-
ноидных клапанов блока автоматики горелки. При проскоке или отрыве пламе-
ни горелку отключают, гасят, прекращая подачу газа; если горелка не разжи-
гается, следует немедленно прекратить подачу газа; при обнаружении неисправ-
ности необходимо выключить систему, закрыть кран на вводе, устранить заме-
ченные дефекты, затем произвести повторный розжиг горелок.
Ремонт горелок и замена излучающего насадка должны выполняться в ста-
ционарных условиях специально обученным персоналом. При обнаружении
повреждений излучающего насадка его необходимо заменить. Порядок замены
керамического насадка следующий:
а) отвернуть винты, крепящие рефлектор и насадок к корпусу;
б) удалить поврежденный насадок, очистив при этом корпус от остатков
склеивающего раствора;
в) на имеющиеся в корпусе горелки полочки положить асбестовые полоски
шириной 6—7 мм, предварительно смоченные в жидком стекле; положить новый
насадок, зазоры между корпусом горелки и насадком заполнить специальной
замазкой (30 % жидкого стекла, 70 % керамической пыли);
г) собрать горелку и сушить керамику при температуре 100 °C в течение
2 ч или при комнатной температуре 16—20 °C в течение 8 ч.
Эксплуатация систем и установок с ГИГ запрещается в следующих случаях:
а) без периодического надзора обслуживающего персонала;
б) при появлении запаха газа в помещении, что может быть при утечке
газа;
в) при нарушении режима горения (пламенном горении или проскоке);
г) при несоблюдении пожарной безопасности (наличие вблизи горелок лег-
ковоспламеняющихся материалов);
д) при нарушении работы вентиляционных систем и установок.
Положение горелок должно соответствовать паспортным требованиям. Так,
например, горелки ГИИВ-1, ГИИВ-2 должны устанавливаться так, чтобы воз-
духозаборные отверстия рефлектора находились снизу, так как в другом поло-
жении продукты сгорания будут засасываться в инжектор, что значительно
ухудшит работу горелок.
Если системы или установки отопления с ГИГ работают на сжиженном
газе, то необходимо соблюдать дополнительные требования СНиП, «Правил
безопасности в газовом хозяйстве» и других руководящих документов, касаю-
щихся использования сжиженных газов.
Как уже указывалось ранее, достаточно широко системы и установки с ГИГ
применяют для отопления животноводческих и птицеводческих помещении. Ус-
ловия эксплуатации ГИГ при этом отличаются от условий их работы в произ-
167
водственных помещениях другого иазначеиня, что необходимо учитывать как
при разработке излучателей, так и при их эксплуатации. Надежность н длитель-
ность работы ГИГ зависит прежде всего от метеорологических условий внутри
животноводческих помещений. Они характеризуются повышенным содержанием
паров аммиака, сероводорода, углекислого газа и влаги при одновременном
снижении содержания кислорода до 19 %- Пониженное содержание кислорода
в помещении требует увеличения коэффициента инжекции по сравнению с рабо-
той горелок в атмосфере с нормальным газовым составом на 12—17 %. Если
коэффициент инжекции меньше расчетного, это указывает, что в воздух рабо-
чего помещения поступают продукты сгорания с большим содержанием СО.
Серийно выпускаемые ГИГ такое изменение коэффициента инжекции обеспечи-
вать не могут при постоянном давлении газа перед соплом горелки. Присутст-
вие в помещении паров аммиака, сероводорода, углекислого газа и влаги созда-
ет благоприятные условия для развития процессов коррозии. Обследования по-
казали, что через два-три года эксплуатации инжектор и корпус горелки могут
покрыться сквозными коррозионными отверстиями. Серийно выпускаемые ГИГ
не имеют коррозионно стойкого покрытия и не рассчитаны на работу в усло-
виях повышенной коррозионной активности.
Во время раздачи сухих измельченных кормов в воздухе животноводческих
помещений появляется значительное количество органической пыли. При работе
горелок она втягивается совместно с воздухом в инжектор. Внутри корпуса го-
релки скорость газовоздушной смеси резко падает, пыль выпадает на внутрен-
ние поверхности камеры смешения и на диффузор инжектора, существенно из-
меняя размеры и конфигурацию проточной части горелки, увеличивая гидравли-
ческое сопротивление и снижая коэффициент инжекции. Засорение органической
пылью внутренней полости горелки бывает столь значительным, что начинается
факельное сжигание газовоздушной смеси, выходящей из отверстий огневого
насадка. Факельное сжигание приводит к резкому сокращению лучистого тепло-
обмена вообще и в заданном направлении в частности. Кроме того, присутствие
горючей пыли создает пожароопасную ситуацию.
Серийно выпускаемые ГИГ не позволяют очищать внутренние полости их
без съема излучающего насадка, что сопряжено с опасностью полного или ча-
стичного разрушения горелки. Конструкция входа в инжектор выполнена без
какой-либо защиты от попадания пыли и насекомых во внутреннюю полость го-
релки. Изложенное выше следует учитывать при проектировании ГИГ и авто-
матики розжига и контроля горения. Необходимо конструировать горелки спе-
циально для систем отопления сельскохозяйственных помещений.
В процессе эксплуатации систем и установок с ГИГ необходимо системати-
чески визуально контролировать характер горения: над излучающей поверх-
ностью и рефлектором не должно быть видимых языков пламени. В случае на-
рушения режима нормального горения необходимо перекрыть кран перед го-
релкой.
Тепловая нагрузка системы отопления регулируется изменением числа рабо-
тающих горелок. Схемы отключения горелок приводят в теплотехническом про-
екте. Регулировать тепловую мощность системы путем изменения давления газа
перед соплом горелок запрещается. Серийно выпускаемые ГИГ в целях безопас-
ности не рекомендуется использовать при переменном давлении газа, хотя
принципиально такая возможность имеется.
Как указывалось выше, температуру воздуха на заданном уровне можно
поддерживать с помощью датчика ДТКБ-53, который отключает горелки при
достижении заданной температуры воздуха. На наш взгляд, такой режим рабо-
ты ГИГ менее благоприятен с гигиенической точки зрения, чем регулирование
изменением числа работающих горелок, так как периодическое выключение си-
стемы отопления резко изменяет радиационную составляющую тепловых потерь
человеком и животными. Излучающие горелки, применяемые в системах и ус-
тановках отопления, должны консервироваться после отопительного периода.
Эксплуатация систем и установок газового лучистого отопления должна
осуществляться в строгом соответствии с требованиями пожарного надзора и
рекомендациями заводов-изготовителей по обслуживанию и ремонту горелок,
узлов и систем автоматики, а также с инструкцией на эксплуатацию.
168
8 ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ
ПРИМЕНЕНИЯ СИСТЕМ И УСТАНОВОК
ГАЗОВОГО ЛУЧИСТОГО ОТОПЛЕНИЯ
8.1. Общие положения
Развитие народного хозяйства на современном этапе научно-технической
революции в энергетике характеризуется тем, что ввод новых энергетических
мощностей отстает от роста потребности в энергии. Одной из важнейших госу-
дарственных задач является рациональное использование н экономия энергоре-
сурсов.
По данным Всесоюзного научно-исследовательского комплексного института
теплоэнергетических проблем в 11-й пятилетке на отопление, вентиляцию и горя-
чее водоснабжение зданий н сооружений промышленного назначения израсходовано
более 120 млн. т у. т., что составляет почти 9 % от общего потребления энер-
гии народным хозяйством страны *. С учетом большого удельного веса топлива,
расходуемого на отопление и вентиляцию, что составляет около 50 % в балансе
тепловой энергии предприятий, проблема уменьшения тепловой нагрузки отопи-
тельных систем представляет собой большое народнохозяйственное значение.
Расчеты показывают, что вследствие серьезных недостатков, допускаемых при
проектировании, строительстве и эксплуатации производственных зданий, несо-
вершенства и несоответствия отопительных систем конструктивным особенностям
зданий и технологическим процессам, происходящим в них, фактические расходы
тепла на 1 м2 их площади превышают нормативные, регламентируемые СНиП,
в среднем на 40—50 %.
Важнейшим резервом экономии тепловой энергии при отоплении производ-
ственных зданий является снижение температуры воздуха в помещениях. Это
может быть достигнуто за счет применения систем и установок отопления с ГИГ.
Как отмечалось выше, отечественный и зарубежный [70, 74, 75, 77] опыт
применения систем и установок с ГИГ для отопления помещений и зонного
обогрева свидетельствует, что весьма эффективно их применение в помещениях
с большой кратностью воздухообмена, при реконструкции существующих произ-
водственных зданий, когда действующие отопительные системы и установки не
создают требуемых санитарными нормами параметров микроклимата, а увеличе-
ние мощности котельной или системы теплоснабжения не представляется воз-
можным; при отоплении сооружений с нетеплоемкими и малотеплоемкими ог-
раждающими конструкциями; сельскохозяйственных производственных помеще-
ний, особенно ферм для молодняка, ремонтных мастерских, теплиц.
Существенный экономический эффект достигается и при использовании ГИГ
в различных теплотехнических установках (печах низко- и среднетемпературного
нагрева, сушилках и т. д.). Эффективность применения таких систем и устано-
вок должна оцениваться соответствующими санитарно-гигиеническими и техно-
логическими показателями, а также уменьшением металло- и энергоемкости, а
в некоторых случаях социальным эффектом.
Задача технико-экономической оценки систем и установок с ГИГ, на наш
взгляд, должна решаться в двух направлениях:
1) выбор оптимального варианта системы, установки;
* Доклады Всесоюзного совещания «Повышение качества сжигания топлива
и охрана воздушного бассейна от загрязнения вредными веществами ТЭС»
(ЦП НТОЭиЭП). Л., 1977.
169
2) сравнение принятого оптимального варианта с традиционными базовыми
системами, установками.
При проектировании систем и установок с излучающими горелками вариант-
ность играет существенную роль, так как тип излучателя (установочная мощ-
ность, линейные размеры), высота подвеса и угол их наклона к облучаемой
поверхности (геометрия размещения) существенно изменяют эффективность ра-
боты при одной и той же суммарной установочной мощности.
8.2. Технико-экономические характеристики систем отопления
с газовыми излучающими горелками
Очень часто задачами технико-экономического расчета являют-
ся обоснование и выбор варианта проектного решения системы
отопления в то время, когда рабочих чертежей отопительной си-
стемы еще нет, а поэтому отсутствуют строительные и эксплуата-
ционные сметы. В этих условиях основным путем определения ка-
питальных вложений и эксплуатационных расходов может служить
исследование обобщающих технико-экономических показателей ва-
риантных проработок проектных решений. Обобщение показателей
можно вести как для системы в целом, так и для ее отдельных
характерных элементов путем определения зависимостей капиталь-
ных вложений и эксплуатационных расходов от главных опреде-
ляющих факторов [45]. В. Г. Голик (ГипроНИИГаз) на основа-
нии обработки проектных решений, выполненных под руководст-
вом автора, предложил следующую зависимость для определяю-
щих факторов. Капитальные вложения в систему отопления с ГИГ
промышленных предприятий можно определить по выражению
Кобщ = Ктр + Кг+Ааду Н~Апр, (8.1)
где Кобщ — суммарные капитальные вложения в систему отопле-
ния, тыс. руб.; Ктр — капитальные вложения в газовую сеть (в тру-
бы) отопительной системы, тыс. руб.; Кг— то же, в горелки ин-
фракрасного излучения, тыс. руб.; КАду— тоже, в аппаратуру дис-
танционного управления (АДУ) горелками, тыс. руб.; Кпр — про-
чие капитальные вложения, тыс. руб.
Значение Ктр определяется материальной характеристикой га-
зовой сети. Зависимость капитальных вложений в разводку газа
от материальной характеристики dl, мм-м, газовой сети можно
определить по формуле
Ктр = 0,07Ш. (8.2)
Материальная характеристика зависит от числа горелок п и их
единичной тепловой мощности N. Эта зависимость хорошо описы-
вается выражением
dl~n.NI 137,5+0,133, (8.3)
которое справедливо для систем, работающих на газе низкого дав-
ления, при изменении тепловой мощности горелки от 3,712
(3200 ккал/ч) до 14,848 кВт (12 800 ккал/ч). Для систем, работа-
ющих на газе среднего давления, материальная характеристика
должна быть уменьшена на 10—45 %.
170
Для определения капитальных вложений в ГИГ в эскизных
проектах были разработаны горелки единичной мощностью от
3,712 до 22,26 кВт и для каждой определена стоимость. Расчет был
выполнен для ГИГ, работающих как на низком, так и на среднем
давлении газа при условии их крупносерийного выпуска. За осно-
ву для расчета была принята горелка ГК-27У-1, серийно выпус-
каемая Саратовским экспериментальным заводом «Газаппарат»,
единичной тепловой мощностью 7,424 кВт. Зависимость капиталь-
ных вложений для горелок, работающих на низком и среднем дав-
лении газа, от единичной тепловой мощности, руб./шт.,
Аг = 3,3 + 6,22V -10-'. (8.4)
Значительный удельный вес в общей сумме капитальных вло-
жений в систему отопления (до 50 % и более) составляют затраты
на АДУ. В настоящее время имеется несколько разновидностей
системы АДУ, разработанных МосгазНИИпроектом, ГипроНИИ-
Газом, Ленгипроинжпроектом, СКВ «Газприборавтоматика» и др.
Капитальные вложения в систему АДУ определяются по паспорт-
ным данным заводов-изготовителей. Саратовский эксперименталь-
ный завод «Газаппарат» серийно выпускает АДУ типа АЗКГ (ав-
томатика зажигания и контроля горения) в виде блока на 16 излу-
чателей стоимостью 293 руб. С учетом изложенного суммарные
капитальные вложения в АДУ системы или установки можно опре-
делить по формуле
А"аду = (и/16) Ц, (8.5)
где Ц — стоимость блока, без стоимости горелок, руб.; и^16.
При определении затрат в АДУ не учтена стоимость электро-
проводов и стальных труб (футляров) для них, которая определя-
ется в зависимости от схемы расположения горелок и электрораз-
ведки к ним. Удельные затраты на трубы (футляры) с креплением
можно принять равными 75,8 руб., а затраты на высоковольтный
провод — 4 руб. на 100 м.
Часто при использовании систем отопления и обогрева ГИГ
достаточно лишь автоматики дистанционного зажигания (ДЗ).
В этом случае капитальные вложения, руб.,
Ад3=400+4,18и. (8.6)
Прочие капитальные вложения, включающие стоимость газо-
регуляторной установки (ГРУ), накладные расходы, плановые
накопления и другие расходы, можно рассчитать по формуле
Апр=Кобщ—(Ктр+Кг4~Адду)~ (0,254-0,3) (Ктр4-Кг-|-Каду)- (8.7)
Тогда капитальные вложения в систему инфракрасного отопле-
ния или обогрева промышленных предприятий, тыс. руб.,
Аобщ= 1,275 (АтР+Аг-^аду). (8.8)
Анализ капитальных вложений позволяет сделать вывод, что.
основными показателями, определяющими стоимость системы ото-
пления, являются единичная тепловая мощность и число ГИГ. Эти
171
величины определяются теплотехническими расчетами системы и
дополнительными условиями и требованиями, которые могут быть
предъявлены каждой системе в отдельности. Эксплуатационные
расходы на систему отопления определяют укрупненно как сумму
амортизационных отчислений, расходов на заработную плату с
соответствующими начислениями и прочих расходов. Амортизаци-
онные отчисления можно рассчитать по известным нормативным
материалам и капитальным вложениям по отдельным структурным
составляющим.
8.3. Некоторые вопросы оптимизации систем
отопления с газовыми излучающими горелками
Как уже отмечалось выше, технико-экономические характерис-
тики систем получены на основе обобщения проектных решений.
Естественно, что при этом в технико-экономических характеристи-
ках отражены применяемые типы горелок, методы разводки газа,
управления горелками и т. д. Установлено, что основным факто-
ром, определяющим капитальные вложения и эксплуатационные
расходы, является число излучающих горелок.
Полученные технико-экономические характеристики могут быть
уточнены путем предварительной оптимизации систем. Однако и
без предварительной оптимизации они могут быть использованы
при выборе целесообразных областей применения излучающих го-
релок, когда речь идет о сравнении технико-экономических показа-
телей проектируемой системы с ГИГ и других систем отопления.
При этом следует иметь в виду, что полученные характеристики
вследствие их однозначности и независимости от варьирования
основных параметров систем газового лучистого отопления не мо-
гут быть использованы при решении задач оптимизации систем.
Для этих целей необходимы более дифференцированные характе-
ристики.
Задача выбора оптимального варианта или параметра какой-
либо системы или установки всегда имеет место, когда наблюда-
ются противоположные тенденции. При этом часть затрат с изме-
нением данного параметра убывает, а другая часть растет.
Одним из характерных параметров систем и установок отопле-
ния с ГИГ является единичная мощность горелки. Известно, что
при увеличении единичной мощности какого-либо энергетического
агрегата удельные капитальные вложения и эксплуатационные
расходы обычно снижаются. Можно предположить, что аналогич-
ная картина будет наблюдаться при изменении единичной мощно-
сти горелки.
Анализ капитальных вложений в горелки в зависимости от их
единичной мощности, как показано выше, позволил выразить
Кг=/(М) [см. формулу (8.4)]. Как видим, стоимость горелки рас-
тет в функции ее мощности по линейной зависимости. При этом
часть ее стоимости не зависит от мощности, вследствие чего удель-
ные капитальные вложения с увеличением тепловой мощности го-
релки уменьшаются (рис. 8.1). ... ......
172
Рис. 8.1. Зависимость удельных капи-
тальных вложений от мощности го-
релки.
С учетом изложенного мож-
но было бы прийти к выводу,
что целесообразно принимать
возможно большую единич-
ную мощность горелки. При
Единичная мощность излучателя М.кВт
этом затраты на газовую раз-
водку и АДУ по мере увеличения единичной мощности имеют тен-
денции к снижению.
Однако в этом случае наблюдается противоположная тенден-
ция: с увеличением единичной мощности горелки возрастает необ-
ходимая высота подвеса горелок в связи с допустимой дозой мак-
симального прямого облучения и соблюдением заданной неравно-
мерности облучения. При увеличении высоты подвеса почти всегда
возрастает установочная мощность системы, а значит, увеличива-
ются капитальные затраты на нее, расход газа, а вместе с ним и
эксплуатационные расходы. Размеры экономии капитальных вло-
жений и эксплуатационных расходов при увеличении единичной
мощности горелки будут, можно считать, одного порядка для раз-
личных производственных помещений.
Перерасход на эксплуатацию, связанный с увеличением расхо-
да газа, зависит от многих факторов (параметров наружного воз-
духа, требуемых санитарно-гигиенических условий, конструктивных
особенностей и теплотехнических характеристик ограждений, вы-
соты помещений и т. д.) и будет индивидуален для каждого отап-
ливаемого помещения. Кроме того, следует иметь в виду, что, как
правило, если по тем или иным соображениям требуется единич-
ная мощность горелки больше 14,8 кВт, то такую горелку компо-
нуют в блок из отдельных излучателей меньшей единичной мощ-
ности. Естественно, что при этом удельные капитальные вложе-
ния в блок можно принимать равными удельным капитальным
вложениям в горелки, из которых скомпонован блок. При этом, чем
меньше единичная мощность горелки блока, тем больше удельные
капитальные вложения в блок.
Вышеизложенное свидетельствует, что оптимальная единичная
мощность ГИГ может быть различной в каждом конкретном слу-
чае.
Вариант конкретного решения считается оптимальным, если
приведенные затраты при нем минимальны:
/7=EHK+C=min, (8.9)
где К — капитальные вложения (сметная стоимость), руб.; С —
эксплуатационные затраты (сумма текущих расходов), руб./год;
Ек — нормативный коэффициент сравнительной экономической
эффективности, год-1. В настоящее время в строительстве принят
173
Рис. 8.2. Зависимость приведенных
затрат от искомой переменной.
Ен = 0,12, а для районов Край-
него Севера и приравненных
к ним местностей Ен=0,08, в
газовом хозяйстве Ен = 0,15.
При .минимуме приведенных
затрат искомая переменная X
(рис. 8.2) будет оптимальной.
Однако во многих случаях ре-
ализовать в проекте оптималь-
ную величину не удается [45].
При оптимизации систем ото-
пления с ГИГ, можно указать следующие причины:
а) несовпадение оптимальной установочной мощности горелки
с мощностью выпускаемых промышленностью горелок;
б) превышение технических параметров, установленных сани-
тарными нормами (например, температуры излучающей поверх-
ности) ;
в) резкое увеличение протяженности газовой разводки при
оптимальной единичной мощности излучателя;
г) конструктивные особенности отапливаемого помещения (ма-
лая высота), не позволяющие разместить горелку оптимальной
мощности, невозможность достигнуть заданной равномерности об-
лучения при этом.
Нахождение точки оптимума носит вероятностный характер,
так как некоторые показатели, принимаемые в расчет, являются
определенными приближенно (капитальные затраты на горелки,
не выпускаемые серийно, затраты на энергоресурсы и др.). В слу-
чае, если приведенные затраты по вариантам различаются не более
чем на 5—10%, варианты следует считать равноэкономичными.
В таких условиях окончательный выбор варианта диктуется воз-
можностью более простого технического решения, наличием или
отсутствием серийного выпуска оборудования, конструктивными
особенностями отапливаемого помещения, обеспеченностью энер-
горесурсами, продолжительностью строительства, меньшими за-
тратами труда и дефицитных материалов. При прочих равных ус-
ловиях предпочтителен тот вариант, который обеспечивает повы-
шенные санитарно-гигиенические характеристики и охрану окру-
жающей среды.
Можно задачу выбора окончательного варианта решить более
строго. Для этого обратимся к интервалу экономически допусти-
мых решений — отрезку кривой I7 = f(X), ограниченному по гори-
зонтали значениями l,0577min или 1,1/7т1п (рис. 8.2). Имеем интер-
валы а при 77= 1,0577тк1 и b при П — l,177min. Расширение интер-
вала экономически допустимых решений (переход от точки оптн-
174
мума к экономическому интервалу) позволяет значительно расши-
рить диапазон принимаемых экономически возможных вариантов,
практически исключая волевые решения.
8.4. Технико-экономическое сравнение вариантов
В системах теплогазоснабжения и вентиляции, как правило, каждый сопо-
ставимый вариант отличается от других капитальными и эксплуатационными
затратами одновременно. При этом экономически более целесообразный вариант
должен иметь меньшие приведенные затраты, которые определяются по извест-
ной формуле
П = ЕиК + С. (8.9а)
Если сопоставляются два варианта с капитальными вложениями К1Ж1 и
эксплуатационными затратами Ct<Ci, то экономическую целесообразность мож-
но оценить по сроку окупаемости Т, лет, дополнительных капитальных вложений:
(8.10)
С2 — С)
Нормативный срок окупаемости капитальных вложений Тв в строительстве
в настоящее время равен 8,33 года, а в газовом хозяйстве 6,66 года.
Годовой экономический эффект Эф, руб./год, получаемый при реализации
экономически более целесообразного варианта проектного решения:
ЭФ^Е„(КХ-К2) + (.С2-С1). (8.11)
Индекс «1» относится к варианту с большими капитальными вложениями.
Расчеты сравнительной экономической эффективности могут производиться либо
по всему комплексу затрат (методом брутто), либо только по изменяемой части
затрат (методом нетто), при котором определяется относительное изменение
народнохозяйственных затрат от принятого решения.
Рассмотрим для примера несколько расчетов определения экономической
эффективности вариантов различных систем отопления в сравнении с газовыми
лучистыми системами.
Базовый вариант отопления мастерских ремонтного блока: площадь
363,04 м2; И=6,7 м; /Е=—45,7 °C; /в=18 °C. Принято в проекте водяное (де-
журное) и воздушное отопление, расчетные потери теплоты Q=428 857,51 кДж/ч.
Капитальные затраты на воздушное отопление Квозд=2690 руб., на водяное
отопление КВОД=1698 руб. Затраты на тепловую энергию Т3, руб./год, определя-
ются по формуле
T^^AC^/WjnbQ, (8.12)
где b — коэффициент, учитывающий отношение среднего расхода тепла к рас-
четному за период работы системы: b=l,05; п — продолжительность периода
работы системы: п=6480 ч/год; Q — расчетные потери теплоты: Q=
= 428 857,51 кДж/ч; СТЭц—стоимость тепловой энергии, получаемой от ТЭЦ,
определяемая по замыкающим затратам: СТЭц =0,836 руб./ГДж (по данным
ВНИПИгаздобыча для г. Сургут).
Подставив значения входящих в формулу (8.12) величин, получим
Тэ = 2 675 руб./год.
Затраты на электроэнергию для работы отопительных систем определяются
из выражения
Э=1К9Э3.э, (8.13)
где К'э — годовой расход электроэнергии: 1Г=6480 кВт-ч; З30—замыкающие
затраты на производство и транспорт электроэнергии: З3.э=1,32 коп./(кВт-ч).
Тогда 3=85,5 руб./год.
175
Определяем затраты на амортизацию А и текущий ремонт основных фондов
Рт. Для систем воздушного отопления с механическим побуждением они равны:
А + Рт = 0,08/<вом; (8.14),
А + Рт = 0,08-2690 = 215,22 руб./год.
Для систем водяного отопления с радиаторами
А + Р, = 0.06/<вод; (8.15)-
А + Рг = 0,06-1698 = 101,88 руб./год.
Тогда суммарные затраты на амортизацию и текущий ремонт составят
317,10 руб./год.
Определяем затраты на заработную плату обслуживающего персонала:
5п.| = Лсм«челС3 (пм/12). (8.16>
где «см — число смен работы оборудования в сутки: псм = 1; «чел—численность,
персонала: пЧел=6 чел; С3— годовой фонд заработной платы персонала (с на-
числениями на нее): С3=1,8 тыс. руб.; пк—число месяцев работы обслуживаю-
щего персонала: пм = 12.
С учетом изложенного 3Пл = 10,8 тыс. руб./год.
Затраты на управление определяются по формуле
Зу = 0,2 (А + Рт -г Зпл). (8.17>
Они равны 2223,42 руб./год.
Эксплуатационные затраты определяются по выражению
С= Л + Э +v (Д+ РТ) + 3ПЛ + 3У. (8.18)
На основании проведенных расчетов С= 16 100,8 руб./год.
Приведенные затраты по этому варианту П1 определяются по формуле
(8.9а): П\ = 16,627 тыс. руб./год.
В качестве варианта для сравнения принимаем систему лучистого отопле-
ния с ГИГ. Капитальные вложения в систему с ГИГ определяем по выражению
(8.1). Система состоит из 24 горелок ГИИВ-1 и 5 горелок ГК-27У-1. Тепловая
нагрузка системы <2Л =456 000 кДж/ч. Видно, что она больше, чем при базовом
варианте.
Капитальные вложения в трубы газовой разводки Ктр, тыс. руб., определя-
ются как сумма К'тр — капитальные вложения в разводку для излучателей
ГИИВ-1 —и К"тр — то же, для ГК-27У-1;
/<тр = Я'тр + К"^ = 0,07 (24-3,7/137,5) + 0,133 + 0,07 (5-7,4/137,5) +
+ 0,133 = 0,313.
Капитальные вложения в горелки, руб., определяются по выражению (8.4)
или по ценникам:
/<,. = 24-6 + 5-8 = 184.
Капитальные вложения в систему АДУ, руб., составляют (в проекте предус-
мотрены два блока АДУ):
К. nv = 293-2 = 586.
Общие капитальные вложения, тыс. руб., определяются по выражению (8.8)г
/<0бш = 1.275 (ЯТр + Кг + ЯАду) = 1,275 (0,313 + 0,184 + 0,586) = 1,383.
С учетом электропроводки и футляров можно принять КОбщ = 1,5 тыс. руб.
Расход топлива, м3, за отопительный период равен произведению G4 (часо-
вого расхода топлива, м3/ч) на I — продолжительность работы, ч, системы:
G = G4t = (0,38-24 + 0,75-5) 6 480 = 83 398.
При затратах на газ 1,4 коп./м3 (для Сургута) затраты на топливо составят
1167,57 руб./год.
176
Затраты иа амортизацию и текущий ремонт, тыс. руб./год, определяются из;
выражения
А + Рт = 0,067А'общ + 0,025Л'общ == 0,092-1,383 = 0,0572.
Коэффициент амортизационных отчислений по данным ГипроНИИГаза со-
ставляет 6,7 % иа полное восстановление, 2,7 % на капитальный ремонт.
Принимаем, что заработная плата обслуживающего персонала такая же,
как в первом варианте, т. е.
Зпл = Ю,8 тыс. руб./год.
Затраты на управление за год, руб., составляют
Зу = 0,2 (Л + Рт + Зпл) = 0,2 (0,0572 + 10,8) = 2 171,4.
Затраты иа электроэнергию, необходимую для работы системы АДУ, при-
мем в размере 25 % от первого варианта: 3=21,4 руб./год.
Эксплуатационные затраты за год, тыс. руб., по системе отопления с ГИГ
определяются по формуле (8.18):
С—1 167,57 + 21,4 + 57,2 + 10 899 + 2 171,4= 14,218.
Приведенные затраты по варианту газового лучистого отопления определя-
ются по формуле (8.9а) при £„=0,15: П2= 14,443 тыс. руб./год.
Экономический эффект от применения системы газового лучистого отопле-
ния составляет 2184 руб./год.
При локальном обогреве площадок инфракрасными излучателями, имеющими
преимущества перед конвективными способами обогрева (гибкость и мобильность
эксплуатации, отсутствие тепловой энергии и сравнительно малые капитальные
вложения), применяют электрические и газовые излучатели. Технико-экономиче-
ское сравнение локального обогрева электрическими и газовыми излучателями
приведено в книге Л. Д. Богуславского [9].
Как показали расчеты, для локального обогрева рабочей площадки 2X2 м
необходимы два электрических излучателя типа ИЭТ-46-И1 единичной мощ-
ностью 2,1 кВт или 10 газовых излучателей типа «Звездочка» единичной мощ-
ностью 2,5 кВт. При продолжительности работы системы 5 тыс. ч/год и затра-
тах на электроэнергию 0,023 руб./(кВт-ч), а на газ 8,7 руб./Гкал приведенные
затраты соответственно равны 571 и 854 руб./год. Общие капитальные вложения
в систему при газовых обогревателях равны 519, а при электрических 180 руб.
Следовательно, при принятых условиях установка с электрическими излучате-
лями экономически более целесообразна. Однако следует заметить, что резуль-
тат мог бы быть и в пользу установки ГИГ, если бы авторы применили другой,
более подходящий Для данного случая излучатель ГИИ-1 (может быть изго-
товлен по заказу, разработан ГипроНИИГазом). Единичная мощность излуча-
теля 9,28 кВт, размер поверхности излучения 0,069 X 0,96 м, что аналогично элек-
троизлучателю, линейный размер которого 0,975 м. Установка состояла бы из
двух горелок ГИИ-1, приведенные затраты составили при этом (в сопоставимых
ценах) 450 руб./год.
В настоящее время большое число сельскохозяйственных помещений обогре-
вается системами газового лучистого отопления. Следует отметить, что для от-
дельно стоящих ферм приведенные затраты по варианту систем газового лучи-
стого обогрева часто оказываются значительно меньше, чем по вариантам воз-
душно-конвективного отопления, принятым в типовых проектах.
К сожалению, в СССР практически отсутствует опыт применения ГИГ для
обогрева теплиц, поэтому для оценки эффективности их воспользуемся зарубеж-
ным опытом. В Мичиганском университете провели натурные исследования эко-
номической эффективности применения ГИГ для обогрева остекленной теплицы
площадью 2790 м2. Система обогрева имеет 72 излучающие горелки единичной
мощностью 17,524 кВт. Высота подвеса излучателей 4,7 м [79]. Установочная
мощность системы обогрева 1261,736 кВт, удельная тепловая нагрузка
452,24 Вт/м2. Исследования показали, что применение излучаюших горелок сни-
жает расход газа на 30 % и общие эксплуатационные расходы на 17 % по срав-
нению с конвективным отоплением от котельной, работающей на газе.
12 Зак. 76
I
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Техническая характеристика газовой излучающей горелки типа ГИ 01-00-00
Показатели Нормы основных параметров горелки
природный газ сжиженный газ
Теплота сгорания газа низшая QH, кДж/м3 35 615 92 100
Номинальная тепловая мощность Р, кВт 5
Номинальный расход газа Кг, м3/ч 1,50 0,58
Номинальное давление газа рг, Па 1500 3000
Коэффициент избытка воздуха а 1,05- -1,08
Содержание в сухих неразбавленных продуктах сго- рания по объему. СО, % 0,01
NOx, мг/м3 35 40
Лучистый КПД 1]л, % Ветроустойчивость W'niax, м/с Рабочее положение излучающего насадка 50 -52
3 Без ограничений
Диаметр сопла dc, мм 3,0 1,32
Масса, кг Не более 6,0
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Значения угловых коэффициентов и взаимных поверхностей для горелки
ГИ 01-00-00
Рассчитываемая величина, ее единица Площадь излучающей поверхности. ма Полученные значения
<Р1, 2 0,11 0,93
<₽7, ?' 0,21 0,89
Йг, ?, м2 0,11 0,98-10”1
Н3, 7, м2 9,44-10-3 0,03-ю-‘
^4, 7, м2 3,12-10~3 0,95-10~3
Н5, 7, м2 3,60-1 о-3 1,87-10-3
Нб. 7, м2 9,62-10”3 5,44-10-3
7?з, р ', м2 9,44-10-3 3,50-10-3
^6, р , M2 9,92-10”3 1,50-10-3
^4, Р ", м2 3,12-10-3 1,20-10-3
Н$, F . м2 3,6-1 о-3 6,48-10-4
Н' р' 7, М2 7,26-10-2 0,44-10-1
Н'р” 7, М2 2,88-10-2 0,22-10->
178
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Формулы для расчета удельных лучистых потоков
для горелки ГИ 01-00-00
Определя- емая врличина Расположение огневого насадка ГИИ Материал излучающей поверхности
Вверх Вниз
К \ \ о, \ ~ СЧ м «* to ю N N М СО <4 1© С<Л! (¥пв)3/2-10-3 (1 4,47 (<f, B)3/2-10-з ( 4,8-10*3(1 - 0,176-10~з / 7, М fi \ юо / 0,56-10-'' / 7t у fl \ 100 } 0,78-10-в / 7, у Ft \ 100 ) 0,23-10-з / т} у fl (, 100 / 0,53-10-з [1 - (?|«); 0,53-Ю-з [1 _ (?,в) 0,62-10-8 / 71 у fj2 \100/ 0,336-10-8 / 7\ у fj2 \ 100 / 0,7 -10-9 / 7] у fj2 \ 100 } 0,5-10-9 [ 7, у fj2 ( 100 J ^-10-41 - (^)'Л X г 1т V F , X ( 72 ) р 4- - 0,59f„) (Ttl 100)‘ - ?,3'2) (7i/100)i fl,3/2)(72/100)* 0,326-10--’ / 7, у fl \ 100 / 0,1-10-~’ / 7, у Л к юо / 0,15-10-з / 7] у fl \ 100 ) 0,44-10"3 / у fl \ 100 / ^(fUlOOJif^./fp ^K^/ioopf^./fp 0,114-10-7 / 7) у f^ I 100 / 0,655-10-8 / 7, у f]2 \ 100 ) 0,122-10-8 / 7) у f]2 \ 100 / 0,96-10-9 / 7] у fj2 V юо / ^-1О-з[1-(?ов)3/2] х / т \4 F 1 У / М ГР' 4- Перфорирован- ная керамика Нихромовая сетка Сталь листовая многократного окисления при 873 К То же »» »> »> >» Сталь листовая многократного оки- сления при 873 К То же »» » Алюминий техниче- ский листовой, оки- сленный при 373 К
Яр’ \ 100 / fp + 0,68-10-1"/ 71 у + fj3 \ 100 / 1,23 г ,,91 — .10-3 [1 -(^3/2] х х( Т2 ] 11 р | + \ 100 / 1,28-10- + F, 1,21 г -^-10-1.- / 'г \4 / Xl-L2_ 1- \Ю0/ \ 10-’" / 9 ^ 7) у \ юо / (¥вв)3'2] X + рр Г Ti у То же
XV100/ \ Fp / 0,55-10-ю/ f V + 1—Ч f]3 \ 100 ) 0,07;
*7 пл fl3 \ Рв3'2 100 ) »»
12*
179
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
Результаты измерения температуры основного Тк и вторичного Тс
излучателей типа Г И 01-00-00 при изменении удельной тепловой нагрузки q
и высоты расположения экрана h
Удельная тепловая нагрузка q, кВТ:М3 Осредненная температура излучающих насадков при различной высоте, мм. расположения экрана
40 150 300 400
92,53 Керами 1025 900 ческий с </отв= 1010 882 1,55 мм 1015 877 1012 867
1024 ’ 915 1010 ’ 930 1015 ’ 920 1012 ’ 912
133,2 1150 1025 1125 1008 1110 1000 1107 990
1152 ’ 1115 1124 ’ 1050 1111 ’ 1030 1108 ’ 1020
166,5 1210 1100 1193 1080 1177 1070 1172 1058
1209 ’ 1140 1192 ’ 1125 1178 ’ 1110 1173 ’ 1090
192,5 1260 1150 1237 ИЗО 1220 1118 1215 1107
1258 ’ 1195 1236 ’ 1165 1219 ’ 1150 1219 ’ 1135
211,0 1265 1170 1240 1148 1223 1128 1217 1117
1265 ’ 1205 1241 ’ 1190 1220 ’ 1170 1222 ’ 1156
' 92,53 Керами 1020 965 ческий с d0TB = 1005 945 ,35 мм 985 935 970 935
1018 ’ 955 1007 ’ 950 983 ’ 945 970 ’ 940
133,2 1146 1025 1130 1000 1120 930 1105 982
1145 ’ 1050 ИЗО ’ 1030 1121 ’ 1015 1104 ’ 1010
166,5 1230 1063 1260 1035 1205 1025 1190 1015
1228 ’ 1115 1214 ’ 1085 1205 ’ 1075 1188 ’ 1060
192,5 1265 1095 1260 1060 1255 1045 1242 1035
1265 ’ 1160 1258 ’ 1125 1253 ’ 1110 1240 ’ 1095
211,0 1305 1115 1288 1075 1275 1080 1258 1050
1300 ’ 1185 1287 ’ 1150 1274 ’ 1130 1257 ’ 1115
92,53 Керами 945 875 ческий с </отв = 920 870 ,1 мм 900 865 883 859
943 ’ 910 921 ’ 905 898 ’ 880 881 ’ 860
133,2 1095 1000 1070 985 1050 975 1032 970
1096 ’ 1015 1072 ’ 1000 1051 ’ 995 1030 ’ 985
166,5 1200 1080 1178 1055 1160 1040 ИЗО 1035
1200 ’ 1100 1176 ’ 1065 1159 ’ 1055 ИЗО ’ 1050
180
Продолжение и рил. 4
Удельная тепловая нагрузка q, кВт/.м2 Осредненная температура излучающих насадков при различной высоте, мм, расположения экрана
40 150 300 400
192 5 1235 1135 1215 1105 1195 1085 1178 1080
1236 ’ 1150 1218 ’ 1115 1193 ’ 1105 1176 ’ 1100
211,0 1250 1155 1230 1115 1212 1105 1196 1100
1252 ’ 1165 1235 ’ 1135 1210 ’ 1115 1198 ’ 1110
Керамический с d©?в=0,65 мм
92,53 960 905 930 900 915 896 905 890
958 ’ 915 930 ’ 910 915 ’ 906 908 ’ 900
133 2 1115 1005 1085 990 1070 985 1062 980
1117 ’ 1025 1083 ’ 1015 1071 ’ 1008 1059 ’ 1000
166,5 1175 1070 1142 1055 ИЗО 1045 1118 1035
1175 ’ 1095 1144 ’ 1083 1132 ’ 1075 1120 ’ 1065
192 5 1225 1105 1190 1090 1176 1080 1164 1068
1228 ’ 1140 1192 ’ 1125 1174 ’ 1115 1166 ’ 1110
211 0 1250 ИЗО 1220 1115 1205 1105 1193 1090
1248 ’ 1163 1222 ’ 1150 1203 ’ 1140 1190 ’ 1135
Двухсетчатый
92,53 990 930 975 915 965 908 950 900
992 ’ 960 973 ’ 940 963 ’ 935 950 ’ 930
133,2 1105 1020 1085 1000 1075 985 1067 975
1104 ’ 1065 1086 ’ 1010 1074 ’ 1000 1065 ’ 990
166,5 1165 1070 1145 1045 1137 1030 1125 1015
1163 ’ 1090 1144 ' 1055 1135 ’ 1040 1127 ’ 1035
199,5 1185 1000 1170 1075 1165 1055 1160 1040
1187 ’ 1120 1172 ’ 1085 1165 ’ 1065 1158 1 1055
211,0 1215 1120 1200 1090 1195 1065 1190 1055
1215 ’ 1140 1198 ’ 1100 1194 ’ 1035 1192 ’ 1075
Примечание. В числителе температура основного Тк и вторичного Тс излуча-
телей при расположении ГИИ огневым насадком вверх, в знаменателе — то же, при
расположении ГИИ огневым насадком вниз.
181
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
Результаты измерений температуры основного излучающего насадка
при воздействии на Г И 01-00-00 продольных токов воздуха
Л "я Температура основного излучающего насадка Т, К, при различной удельной тепловой нагрузке q, кВт/м2
Скорое обдува, 100 125 150 175 200 225 250 275 300
Керамический с dOTB=l>55 мм
1 1005 1090 1140 I 1175 1190 1205 1210 — —
2 960 1025 1100 1150 1175 1190 1195 — —
2,5 885 980 1050 1 1115 1150 1170 1175 — —
Керамический с dOTn=l,35 мм
1 975 1073 1135 1195 1240 1270 1290 1295 1300
2 950 1025 1095 1150 1210 1240 1270 1280 1285
2,5 905 975 1055 1115 1175 1215 1235 1260 1265
Керамический с t^oTB — 1Л ММ
1 I 960 I 1040 I 1075 1 И50 1 1200 1235 1265 1280 1290
2 885 965 1040 1120 1180 1215 1250 1270 1275
2,5 1 810 1 900 | 1005 1085 1 1150 1200 1230 1255 1265
Керамический с </Отв=0,65 мм
1 935 1013 1090 1145 1185 1215 1230 1235 11245
2 880 965 1050 1110 1165 1193 1225 1230 1240
2,5 800 905 1000 1073 1140 1180 1205 1220 1225
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
Распределение энергетической облученности Е, Вт/м2,
по поверхности полусферы с /?=1,5 м от ГИ 01-00-00
Номер пояса
Угол п( дуги, г 1 2 3 4 5 6789
2 9 36
<7=127 кВт/м2; суммарный поток /?2КП2Е=5835 Вт; т]л=52,7%
п т
0 615 670 667 665 620 530 440 300 132
10 615 670 670 670 620 534 440 300 132
20 615 665 670 665 620 534 440 305 130
30 617 665 673 665 615 536 435 295 128
182
Продолжен ие пр ил. 6
Угол поворота дуги, градус Номер пояса
1 2 3 4 5 6 7 8 9
40 615 675 675 660 615 526 435 305 130
50 614 670 665 667 625 526 435 300 128
€0 615 675 665 665 620 530 430 300 131
70 615 670 670 670 633 625 530 435 130
ВО 615 670 670 665 615 524 430 300 129
90 615 670 670 665 620 530 435 300 130
Ё 615 670 670 665 620 530 435 300 130
2 9 36
<7=150 кВт/м2; £ = 6981 Вт; 1]л = 53,5 %
п т
1 710 780 765 750 715 638 530 364 200
10 710 780 765 750 715 640 532 366 205
20 710 780 765 755 717 640 534 366 200
30 710 780 755 748 718 638 526 365 202
40 710 780 760 745 713 614 526 364 195
50 710 780 755 750 715 640 532 365 203
60 710 780 755 752 715 640 530 365 198
70 710 780 760 750 712 635 528 367 200
80 710 780 765 750 715 645 530 365 200
90 710 780 755 750 715 640 530 363 197
Ё 710 780 760 750 715 640 530 365 200
2 9 36
9 = 160 кВт/м2; R 2 Кп S Е= =7310 Вт; »1л=52 %
п т
0 745 785 787 775 745 672 550 392 225
10 745 785 787 773 745 672 550 392 224
20 745 785 785 771 748 670 547 390 220
30 745 785 783 776 746 670 548 391 220
40 745 785 785 776 744 669 551 388 218
50 745 785 785 777 743 669 551 389 218
60 745 785 783 777 745 668 583 389 217
70 745 785 786 775 746 668 550 391 220
80 745 785 786 774 747 670 550 390 218
90 745 785 783 776 743 672 550 389 220
ЁКп- -10» 264 776 12 835 17 304 21 488 24 912 27 560 29 375 30 286
1 183
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абрамович Г. Н. Турбулентные свободные струи жидкостей и газов. М.,
Госэнергоиздат, 1948. 288 с.
2. Абинское Б. П., Залежных Н. Г. Образование окислов азота при работе
ГИИ.— В ки.: Использование газа в народном хозяйстве, вып. XII. Саратов,
Изд-во Сарат. ун-та, 1976, с. 106—111.
3. Анализ продуктов горения при сжигании газа в излучающих горелках
(определение окислов азота)/Родии А. К., Биргии В. И., Иванов В. Н., Ко-
валь А. А.— В кн.: Распределение и сжигание газа, Ns 4. Саратов, 1978. с. 89—
97. (СПИ).
4. Ануфриев Л. Н., Кожинов И. А., Пазин Г. М. Теплофизические расчеты
сельскохозяйственных производственных зданий. М., Стройиздат, 1974. 214 с.
5. Блох А. Г. Основы теплообмена излучением. М., Госэнергоиздат, 1967.
331 с.
6. Богомолов А. И., Вигдорчик Д. Я., Маевский М. А. Газовые горелки ин-
фракрасного излучения и их применение. М., Стройиздат, 1967. 254 с.
7. Богословский В. И. Теплообмен в помещении при лучистом отоплении.—•
В кн.: Панельное отопление зданий. М., Госстройиздат, 1958, с. 13—26.
8. Богословский В. Н. Теплообмен в помещении с панельно-лучистой систе-
мой обогрева.— Водоснабжение и сан. техника, 1961, Ns 9, с. 23—28.
9. Богуславский Л. Д. Снижение расхода энергии при работе систем ото-
пления, вентиляции и кондиционирования воздуха. М., Стройиздат, 1982. 256 с.
10. Борхерт Р., Юбиц В. Техника инфракрасного нагрева. М.—Л., Госэнер-
гоиздат, 1963. 278 с.
11. Бриллиантова М. М., Стаскевич И. Н., Фокеев Н. И. Исследование го-
релок инфракрасного излучения в зависимости от режима работы.— В кн.: Со-
вершенствование сжигания газа и мазута в топках котлов и снижение вредно-
стей в продуктах сгорания. Межвуз. темат. сб. науч, трудов, Ns 2 (124). Л.,
1977, с. 28—33. (ЛИСИ).
12. Брюханов О. Н. Использование газа в электровакуумной промышленно-
сти. Л., Недра, 1971. 160 с.
13. Брюханов О. Н. Радиационно-конвективный теплообмен при сжигании
газа в перфорированных системах. Л., Изд-во ЛГУ, 1977. 238 с.
14. Бурыковский Т., Гизиньский Е„ Саля А. Инфракрасные излучатели. Пер.
с пол. Л., Энергия, 1978. 408 с.
15. Внепечной газовый нагрев/В. П. Албул, Т. И. Алексеева, О. Н. Брюханов
и др.— Использование газа в народном хозяйстве: Обзор, ииформ. Вып. 2. М.,
1984. 38 с. (ВНИИЭгазпром).
16. Временные указания по проектированию, монтажу, эксплуатации газо-
вого инфракрасного отопления в животноводческих помещениях. М., 1975. 127 с.
(ВНИИГаз).
17. Временные методические рекомендации по расчету, проектированию и
эксплуатации систем обеспечения микроклимата животноводческих и птицевод-
ческих помещений с газовым инфракрасным обогревом. ВСН—13—78 УССР.
Киев, 1978. 68 с.
184
18. Газовое инфракрасное радиационное отопление: Докл. делегации ВНР
в Секции стройиндустрии ПКС, СЭВ, информ, сообщ., № 8. Берлин, 1961,
<с. 27—49.
19. Гухман А. А. Применение теории подобия к исследованиям процессов
•тепломассообмена. М., Высш, школа, 1967. 317 с.
20. Дребенцов В. Ф. Эффективность работы газовых радиационных горелок
при сжигании природного газа.— Газ. пром-сть, 1964, № 11, с. 27—29.
21. Дребенцов В. Ф. Высокотемпературные газовые излучатели беспламен-
ного типа.— Газ. пром-сть, 1972, № 3, с. 24—27.
22. Дульднер А. М. Влияние инфракрасной радиации на иммуно-биологиче-
скую реактивность организма.— Гигиена и санитария, 1965, № 5, с. 27—29.
23. Иванов В. В. Исследование и разработка систем газового инфракрасного
•отопления сельскохозяйственных помещений. Автореф. канд. дис. М., 1972. 22 с.
24. Ионин А. А. Горелки для сжигания газа. М., Изд-во МКХ РСФСР,
1951. 108 с.
25. Ионин А. А. Газоснабжение. М., Стройнздат, 1965. 447 с.
26. Карелина В. В. Исследование эффективности работы систем газового
инфракрасного локального обогрева в помещениях свинарников-маточников жи-
вотноводческих комплексов. Автореф. канд. дис. М., 1977. 20 с.
27. Ковалев А. Е. Расчет мощности инфракрасных облучательных устано-
вок.— Водоснабжение и сан. техника, 1983, № 2, с. 27—28.
28. Комина Г. И. Исследование продуктов сгорания углеводородных газов
и снижение в них вредных компонентов. Автореф. канд. дис. Л., 1971. 27 с.
29. Комплексное испытание газовых высокотемпературных излучателей/
А. М. Левин, Э. М. Малая, А. К. РоДин, А. Б. Чарыев.— В кн.: Распределение
и сжигание газа. Вып. 65. Саратов, 1984, с. 50—69. (СПИ).
30. Кривоногое Б. М. Разработка, исследование и результаты внедрения га-
зовых инфракрасных излучателей с пористой керамической насадкой.— В кн.:
Использование газа в народном хозяйстве. Саратов, Коммунист, 1966,
с. 299—314.
31. Лавров И. В. Основы горения газообразного топлива. Ташкент, Изд-во
АН Уз ССР, 1962. 419 с.
32. Ландау Л. Д., Лифшиц Е. М. Механика сплошных сред. М., Изд-во
АН СССР, 1954. 323 с.
33. Левин А. М. Принципы рационального сжигания газа. Л., Недра, 1977.
248 с.
34. Левин А. М., Оксюта Г. М. Исследование плотности излучения газовых
горелок инфракрасного излучения.— Газ. пром-сть, 1963, № 5, с 21—23.
35. Левин А. М., Родин А. К. Газовые излучающие горелки.— В кн.: Рас-
пределение и сжигание газа, № 2. Саратов, 1976, с. 3—-13. (СПИ).
36. Левин А. М., Гакинульян П. П., Родин А. К. Методика расчета инжек-
ционных смесителей ГИИ с учетом местных сопротивлении насадки.— Газ.
пром-сть, 1969, № 7, с. 25—27.
37. Мачкаши А. Основные принципы лучистого отопления больших поме-
щений,—Водоснабжение и сан. техника, 1964, № 2, с. 35—40.
38. Мирзоян Ж. В. Исследование особенностей газового инфракрасного
•отопления.— Автореф. канд. дис. М., 1966. 23 с.
39. Миссенар А. Лучистое отопление и охлаждение М., Госстройиздат, 1961.
•299 с.
40. Мурзин В. К. Исследование и разработка средств местного обогрева мо-
лодняка сельскохозяйственных птиц с использованием инфракрасных излуча-
телей. Автореф. канд. дис. М„ 1969. 6 с.
41. Невский А. С. Лучистый теплообмен в печах и топках. М„ Госэнергоиз-
дат, 1971. 439 с.
42 Нижник С. С., Хоха В. В., Гридчина Е. С. Определение концентраций
окислов азота в дымовых газах.—-Хим. технология, 1975, Ks 2, с. 47—50.
43. Никитин Н. И., Крылов Е. В. Методика расчета отопления животновод-
ческих помещений при использовании газовых горелок инфракрасного излуче-
ния.— В кн.: Использование газа в народном хозяйстве, Ns 2. М„ 1971, с. 34—
-40. (ВНИИЭгазпром).
185
44. Об оптимизации газовыми горелками инфракрасного излучения при на-
греве плоских поверхностей/Ю. А. Казарян, С. М. Довтян, К. А. Амксанян,
Л. А. Багдасарян.— Газ. пром-сть, 1970, № 3, с. 49—50.
45. Оптимизация проектных решений в области санитарной техники/Л. Д. Бо-
гуславский, Л. Минжурдорж, А. М. Павлючук, А. М. Стражников.— Водоснаб-
жение и сан. техника, 1977, № 9, с. 20—22.
46. Перегуд Е. А., Гернет Е. В. Химический анализ воздуха промышленных
предприятий. М., Химия, 1970. 440 с.
47. Петухов Б. С. Теплообмен и сопротивление при ламинарном течении1
жидкости в трубах. М., Энергия, 1967. 276 с.
48. Расположение чашеобразных беспламенных горелок при их работе в.
технологических печах/С. П. Гориславец, В. С. Пикашов, С. Д. Семерина,
П. Н. Тимощенко.— Газ. пром-сть, 1971, № 10, с. 29—31.
49. Родин А. К. Определение плотности излучения от газовых инфракрас-
ных излучателей.— В кн.: Использование газа в народном хозяйстве. Вып. 4.
Саратов, 1965, с. 240—246.
50. Родин А. К. Применение излучающих горелок для отопления. Л., Нед-
ра, 1976. 117 с.
51. Родин А. К. Определение основных теплотехнических параметров систем
лучистого отопления с газовыми излучающими горелками.— В кн.: Распределе-
ние и сжигание газа. Саратов, № 2, 1976, с. 14—24.
52. Родин А. К. К определению угловых коэффициентов облученности.—
В кн.: Процессы направленного теплообмена: Докл. I Всесоюз. конф. Косвенный
радиационный нагрев материалов в промышленности, Киев, 25—27 мая 1977 г.
Киев, 1979, с. 120—125.
53. Родин А. К., Биргин В. И. К вопросу определения лучистого коэффи-
циента полезного действия излучающих горелок.— В кн.: Горелочные устройства
и тепловые агрегаты для газообразного топлива. Саратов, 1982, с. 132—142..
(СПИ).
54. Родин А. К-, Иванова Л. Б. Определение доли излучения фронта горения
в газовых излучающих горелках.— В кн.: Распределение и сжигание газа. Са-
ратов, 1978, с. 143—146. (СПИ).
55. Родин А. К., Могилевич Л. И. Исследование теплообмена в керамиче-
ских перфорированных насадках излучающих горелок.— В кн.: Распределение-
и сжигание газа. Саратов, 1980, с. 14—29.
56. Родин А. К-, Уткин Д. А. Исследование гидравлических сопротивлений
излучающих насадок газовых инфракрасных горелок.—• В кн.: Использование-
газа в народном хозяйстве. Вып. 5. Саратов, 1967, с. 299—304.
57. Северинец Г. Н. Применение газовых горелок инфракрасного излучения
для сушки и нагрева. Л., Недра, 1979. 128 с.
58. Сигал И. Я. Защита воздушного бассейна при сжигании топлива. Л.,.
Недра, 1977. 294 с.
59. Соколов Е. Я-, Зингер И. М. Струйные аппараты. М., Энергия, 1970.
287 с.
60. Спэрроу Е. М., Сэсс Р. Д. Теплообмен излучением. Л., Энергия, 1971.
294 с.
61. Стаскевич Н. Л. Справочное руководство по газоснабжению. Л., Недра,
1960. 875 с.
62. Указания по проектированию, строительству н эксплуатации усовершен-
ствованных систем отопления и вентиляции животноводческих помещений при
использовании газовых горелок инфракрасного излучения. РДУ 204 МЖКХ
РСФСР 3.4—82. Саратов, 1982. 93 с.
63. Хмелевский Г. С. Микроклимат животноводческих помещений, обогре-
ваемых газовыми инфракрасными излучателями. Автореф. канд. дис. Апрелевка,
1983. 22 с.
64. Baumans Н. Gasinfrarotstrahler fur Grofiraumheizung.— Industrie-Anzeiger,
1976, N 4, S. 1—16.
65. Dolega U. Die warmephysiologisch bedingte Grenze und die Berechnung
einer Infrarot — JRaumheizung.— Gesundheits-Ingenieur, 1961, N 4, S. 17—28;
N 6, S. 11—22.
186
66. Firemni literatura firmy Schwank Gasgerate.— GmbH, 1971, p. 11—16.
67. Franger P. Thermal comfort. N. Y., McGrow Hill, 1970. 271 p.
68. Gialanella J. Design regnirements for infrared comfort heating.— Electri-
cal Construction and Maintenance, 1963, N 1, p. 72—76.
69. Gilbert Ft. Gas fired infrared heating systems — for personnel heating and
condensation control.— Icon and Steel Engineer, 1970, N 4, p. 81—82.
70. Holibank F. Radiant warmth economically.— Oil and Gas, 1970, N 10,
p. 10—11.
71. Holzbecher K. Verwendungsmoglichkeiten gasbeheizter Infrarotstrahler.—
Energietechnik, 1956, N 1, S. 25—31; N 6, S. 11—16.
72. Hypr J., Misil. Otop velkych prostor pllynovymi infrazarici.— Plyn, 1978,
N 8, p. 232—235.
73. Kolmar A. Warmephysiologische Berechnungen bei Heizdeken, Strahlplatten
und Infrastrahlern.— Gesundheits-Ingenieur, 1960, N 3 (80), S. 65—67.
74. Molnar Z. A gazuzemii infravoros hosugarzo alkalmazasa.— Epiiletgepes-
zet, 1969, vol. 18, augusztus, p. 158—161.
75. Pavlikovski T. Eksploatacia promiennikov gazowych.— Gas, voda i technika
sanitarna, 1962, N 3, p. 119—120.
76. Schwank. Gas-Gliihbrenner.— Gas und Wasser-Fach, GWF (Gas), 1955,
N 7, S. 206—210.
77. Skunce. Warmewirtschaftlicher Vergleich einer Gaswarmluft- und Strah-
lungsheizung in einer Werkhalle.— Gaswarme, 1961, N 10, S. 17—21.
78. Skunce. Warmetechnischer Vergleich zwischen Warmluft- und Strahlung-
sheizung.— Gaswarme international, 1973, N 7, S. 252—255.
79. Rotz C. A., Heins R. D. Evaluation of infrared heating in a Michigan
Greenhouse.— Transactions ASAE, 1982, vol. 25, N 2, p. 402—407.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Автоматика горения 160, 164
— безопасности 162
• — розжига 159, 164
Автомобильные подогреватели 143,
146
Амортизационные затраты 176, 177
Блок-излучатель 173
Блок-схема 73
Ветроустойчивость 23
Влагосодержание 108
Водяные пары 103
Воздухообмен 103, 107
Газовое топливо 12
Газ угарный см. Оксид углерода
Горелки излучающие газовые
— инфракрасного излучения 3, 11,
18, НО
------- двухпроводные 37
-------инжекционные 18, 22
— каталитические 21
Диаметр огневых каналов 19, 42
Диоксид углерода (Углекислый газ)
103
Единичная мощность горелки 172,
173
Заработная плата 176
Затраты на управление 177
Зона горения 20
— максимальной продуктивности 90
Зонный обогрев 11, 93
Излучение инфракрасное 13, 110
--- селективное 15
— пламени 38
Индикатриса облучения 37
Инжектор 26, 52
Инжекционный смеситель 50
Капитальные вложения И, 175
Керамическая плитка 19, 25
Комфортные условия 82
— облучение 83
Коэффициент излучения 14
— использования топлива 12
— инжекции 24, 53, 54
— полезного действия системы 12
-------- излучателя 27, 31
— теплоотдачи 45, 88
— лучистый (пирометрический) 27,
39, 41, 43
— угловой 29, 65, 70, 72
— избытка первичного воздуха 18,
50
— объемной инжекции 51
— разбавления продуктов сгорания
57
Луч процесса 108
Материальная характеристика 170
Метаболическое тепло см. Тепло ме-
таболическое
Микроклимат 114, 124
Мощность тепловая 24
Насадок излучающий 18, 30, 33
--керамический 18, 21, 32
----металлокерамический (керами-
ческий с сеткой-экраном) 19, 21
•---перфорированный 27
----пористый 21
---- сетчатый 21
----щелевой с внезапным расши-
рением 22
---- каталитический 21
Облученность 14, 80, 86
— головы 85
— оптимальная (комфортная) 86,
113, 114
— фактическая человека 87
Общеобменная ветиляция 103
Оксид углерода 54, 103
Оксиды азота 55
Отопление лучистое 7, 8
— конвективное 8
Отопительный эффект 87
Относительная неравномерность об-
лучения 93
Параметры микроклимата 85, 114
Площадь поверхности излучения эф-
фективная 29, 30
Поверхностная плотность потока
(энергии) 14, 84
Показатели теплотехнические 10, 27
— технико-экономические 10
Поток излучения 13, 14, 16
188
— удельный 30
Предельно допустимые концентрации
(ПДК) 106, 109, 128
Приведенные затраты 173, 175, 177
Проскок пламени 20, 23
Радиационная нагрузка 84
--- номинальная 84
— сушка 154
Радиометр 124
Системы обогрева 7, 123, 129, 136,
140
— отопления 3, 7, 8, 114
Спектр электромагнитных волн 13
Степень черноты 15, 32
--- приведенная 16
---эффективная 33
Стехиометрическое уравнение горе-
ния 105
Тело «абсолютно черное» 14
— серое 15
Температура воздуха в помещении 9,
88
— наружного воздуха 88, 120, 136
— поверхности излучения 19
— уходящих газов 28
Тепловой баланс 81, 89
Тепловые потери излучением 9, 28,
88, 90
— конвективные 31, 88
Теплообмен лучистый 13, 16
— конвективный 8, 81, 45
Теплопередача 45
Теплота метаболическая 81
Толщина слоя горения 18
Удельный поток излучения 29, 30
-------отраженный 41
Уравнение комфорта 83
Установки обогрева 3, 136, 140, 147
Угловой коэффициент облученности
см. Коэффициент угловой
Углекислый газ см. Диоксид углеро-
да
Фронт горения 18, 20
Характеристика излучающих насад-
ков 24, 31, 33
Хроматограф 57
Шаг между излучателями 92, 96
—------оптимальный 92, 102
Экономический эффект 175
Эксплуатационные затраты 176
Энергия тепловая 7
— излучения 13
Эпюра облучения 60, 141
----- безразмерная 76
— суммарного облучения 64
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................................3
1. Системы лучистого отопления и установки обогрева газовыми излучаю-
щими горелками.........................................................7
1.1. Предпосылки применения лучистого отопления................—
1.2. Технико-экономические показатели...........................10
1.3. Законы и особенности лучистого теплообмена.................13
2. Теплотехнические, гигиенические характеристики и особенности расчета
газовых излучающих горелок............................................18
2.1. Виды и типы горелок.........................................—
2.2. Основные теплотехнические характеристики и зависимости . . 27
2.3. Исследование теплообмена в каналах перфорированных керами-
ческих насадков горелок ...................................... 43
. 2.4. Расчет инжекционных смесителей излучающих горелок с учетом
гидравлического сопротивления насадка ........................... 50
2.5. Исследование гигиенических параметров продуктов сгорания . . 54
3. Распределение плотности лучистого потока от излучающих горелок . . ' 60
3.1. Эпюры облучения горелок.....................................—
3.2. Определение угловых коэффициентов облученности при произ-
вольном расположении излучателя................................65
3.3. Лучистые характеристики горелок............................73
4. Расчет и проектирование систем и установок газового лучистого отоп-
ления ................................................................79
4.1. Анализ методов расчета......................................—
4.2. Расчет систем газового лучистого отопления производственных
помещений......................................................85
4.3. Особенности расчета газового лучистого отопления животновод-
ческих помещений...............................................89
4.4. Проектирование систем отопления с излучающими горелками 91
4.5. Особенности проектирования вентиляции в помещениях при га-
зовом лучистом обогреве.......................................104
5. Микроклимат в помещениях при газовом лучистом обогреве . .110
5.1. Гигиенические и биологические особенности инфракрасного
обогрева ...................................................... —
5.2. Исследование микроклимата в промышленных помещениях . .114
5.3. Отопление сельскохозяйственных помещений..................129
6. Обогрев рабочих мест, машин и технологические установки с газовыми
излучающими горелками...............................................136
6.1. Обогрев рабочих площадок...................................—
6.2. Использование горелок при безгаражном содержании автотрак-
торного парка..................................................142
.190
6.3. Применение газовых излучающих горелок в технологических
установках....................................................150
7. Эксплуатация систем газового лучистого обогрева...................156
7.1. Требования, предъявляемые к системам и установкам с газовы-
ми излучающими горелками........................................—
7.2. Техника безопасности при использовании газовых излучающих
горелок.......................................................158
7.3. Автоматическое управление газовыми излучающими горелками 159
7.4. Особенности эксплуатации систем с газовыми излучающими го-
релками ......................................................166
8. Техиико-экоиомическая эффективность применения систем и установок
газового лучистого отопления.........................................169
8.1. Общие положения...........................................—
8.2. Технико-экономические характеристики систем отопления с га-
зовыми излучающими горелками..................................170
8.3. Некоторые вопросы оптимизации систем отопления с газовыми
излучающими горелками.........................................172
8.4. Технико-экономическое сравнение вариантов.................175
Приложения......................................................... 178
Список литературы.................................................184
Предметный указатель........................................
ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
Артур Константинович Родин
ГАЗОВОЕ ЛУЧИСТОЕ ОТОПЛЕНИЕ
едактор издательства Э. М. Бородянская
ереплет художника В. Т. Левченко
ехнический редактор А. Б. Ящуржинская
орректор В. Н. Малахова
[Б № 5682
цано в набор 03.02.87. Подписано в печать 22.10.87. М-21162. Формат 60X907ie.
умага тип. № 2. Гарнитура литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 12,0.
сл. кр.-отт. 12,0. Уч.-изд. л. 14,0. Тираж 3220 экз. Заказ № 76/669. Цеиа 1 руб.
рдена «Знак Почета» издательство «Недра». Ленинградское отделение.
13171, Ленинград, С-171, ул. Фарфоровская, д. 18.
енинградская картографическая фабрика ВСЕГЕИ.