автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Двигатели летательных аппаратов в энерготехнологических системах добычи нефти и природных битумов

ТАТАРСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ Р Г 5 О Л НЕФТЯНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ

л (ОТДЕЛ ЭНЕРГЕТИКИ КАЗАНСКОГО НАУЧНОГО ЦЕНТРА ! и и.¡л РОССИЙСКОЙ АКАДЕМИИ НАУК

на правах рукописи

КРАВЦОВ Яков Исаакович

ДВИГАТЕЛИ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ В ЭНЕРГОТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ ДОБЫЧИ НЕФТИ И ПРИРОДНЫХ БИТУМОВ

Специальности - 05.07.05 - Тепловые двигатели летательных

аппаратов,

- 05.15.06 - Разработка и эксплуатация нефтяных, газовых и газоконденсатных месторождений

Диссертация в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

Казань - 1998

Официальные оппоненты:

- доктор технических наук, профессор,

чл.- корр. РАН Шпильрайн Э.Э.

- доктор технических наук, профессор,

академик АЕН РФ Максутов P.A.

- доктор технических наук, профессор,

чл.- корр. АНТ Тунаков А.П.

Ведущая организация - Казанское моторостроительное

производственное объединение

Защита состоится 10 марта .1998 г. в 10 ч. на заседании диссертационного совета ССД 063.09.01 в Казанском государственном техническом университете им. А.Н. Туполева в актовом зале главного здания(420111, г. Казань, ул. К. Маркса, 10, КГТУ).

С диссертацией в виде научного доклада можно ознакомиться в библиотеке КГТУ им. А.Н.Туполева.

Диссертация в виде научного доклада разослана "_21_"_января_ 1998 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор

Г.А.Глебов

Введение

Анализ состояния и перспективы развития экономики свидетельствуют о том, что объемы потребления энергии будут неуклонно возрастать, несмотря на меры по энергосбережению и ограничения, обусловленные экологическими последствиями ее производства и преобразования. Многочисленные прогнозы свидетельствуют также, что в течение ближайших десятилетий нефть сохранит роль основы развития энергетики и экономики.

В условиях сокращения разведанных и увеличения доли трудноиз-влекаемых запасов нефти все большее значение приобретают задачи более полного извлечения из недр нефти и освоения месторождений альтернативного углеводородного сырья. Решение этих задач связано с внедрением новых существенно более энергоемких технологий добычи, в основе которых - теплофизическое воздействие на продуктивные пласты.

Изучение сложившейся противоречивой ситуации показывает, что для ее разрешения необходим комплексный подход, включающий:

- коренное совершенствование систем генерации, преобразования и передачи энергии;

- повышение эффективности технологий и средств более полного из влечения из недр нефти и ее альтернативы - природных битумов;

В основу настоящего доклада положены результаты многолетних исследований, выполненных соискателем с целыо решения перечисленных выше задач за счет создания и внедрения новых энергетических, и энерготехнологических систем на базе конвертированных авиационных газотурбинных двигателей (АГТД), и при многоплановом использовании принципиальных решений и достижений, присущих двигателям летательных аппаратов (ДЛА).

На базе проведенных исследований и предложенных соискателем решений, при его непосредственном участии разработан ряд новых установок, изготовленных и внедренных в промышленность.

Представленная совокупность работ включает:

- исследование тсрмогазодинамических процессов, протекающих в ДЛА, режимов их работы, а также влияния внешних условий на характеристики и параметры с целью выявления потенциальных возможностей использования их в качестве теплогенераторов и когенерагоров энергии в составе системы добычи нефти и природных битумов;

- исследование и формирование научных основ создания концептуально новых видов теплоэнергетического оборудования и энерготехнологических систем на базе двигателей летательных аппаратов включая вопросы синтеза, выбора структуры и определения принципов построения систем;

- исследование и совершенствование процессов генерации энергии, тепломассообмена и теплофизического воздействия на продуктивные пласты, определяющих эффективность отдельных элементов и системы в целом;

- решение вопросов повышения экологической чистоты рассматриваемых процессов в условиях нефтяных промыслов.

- практические результаты разработки, создания и внедрения новых энерготехнологических систем и способов эффективного использования генерируемой энергии применительно к задачам более полного извлечения из недр нефти и природных битумов.

Рассматриваемые задачи отнесены к приоритетам энергетической политики страны, а предложенные решения отражают современные тенденции развития теплоэнергетики в мире.

Работа выполнена соискателем в Татарском научно-исследовательском институте нефтяного машиностроения (в должности заведующего лабораторией научно-исследовательских поисковых работ в области специальных теплоэнергетических установок) и в Отделе энергетики Казанского научного центра РАН (в должности заведующего лабораторией проблем энерготехнологий нефтеотдачи).

Исследования проведены в рамках Государственных программ (в том числе - Государственной Программы "Коренное повышение эффективности энергетических систем" АН СССР и РАН, Государственных научно-технических Программ "Прогрессивные технологии и технические средства добычи нефти" и "Недра России", Программы важнейших народнохозяйственных задач Миннауки РФ и др.), при выполнении которых диссертант являлся научным руководителем и ответственным исполнителем работ.

Автор выражает глубокую признательность за советы и помощь на всех этапах работы академику В.Е.Алемасову.

Актуальность проблемы

Современное состояние в области энергетических ресурсов характеризуется существенным сокращением разведанных запасов нефти, усложнением и удорожанием процесса ее извлечения, значительным увеличением энергетических затрат. Так количество расходуемой энергии при применении новых технологий добычи достигает 30 % и более энергии извлекаемой продукции. В то же время в применяемых на протяжении многих лет промысловых системах снабжения и потребления энергии не учитываются изменившиеся условия разработки месторождений, особенно - при освоении трудноизвлекаемых запасов нефти и ее альтернативы - природных битумов. Таким образом, решение проблемы развития энергетических

ресурсов связано с коренным переустройством и усовершенствованием энергетической базы отрасли. Проведенными исследованиями показано, что потенциальные возможности энергосбережения соизмеримы с резервами экономии жидкого топлива во всех других отраслях, вместе взятых.

В представленной работе исследованы возможности и предложены варианты решения этой проблемы созданием энерготехнологических систем на базе достижений одной из наиболее развитых областей энергомашиностроения - авиадвигателестроения. Наряду с совершенствованием собственно энергосистем при этом открываются большие возможности использования в рамках конверсии современной производственной базы с присущими ей высокими технологиями и культурой производства.

Цель работы

Целью диссертационной работы является исследование рабочих процессов двигателей летательных аппаратов, включая термогазодинамику реагирующих сред, процессы преобразования видов энергии и тепломассообмена, а также технологии и механизма теплофизического воздействия на продуктивные пласты и, в итоге, - формирование научной основы создания на их базе эффективных экологически чистых энерготехнологических систем добычи нефти и природных битумов, решение проблем энергосбережения при осуществлении энергоемких процессов добычи.

Научная новизна

Автором предложен способ конвертации двигателей летательных аппаратов, позволяющий их использовать в новом качестве, а именно: В качестве теплогенераторов и когенераторов механической энергии и теплоносителей.

На базе конвертированных двигателей синтезированы энерготехнологические системы, характеризующиеся качественно более высокими технико-экономическими и эксплуатационными показателями. Сформулированы принципы построения систем. Найдены оригинальные решения следующих задач:

- эффективного сжигания газообразного топлива в потоке с использованием методов струйной стабилизации горения;

- обеспечения большого ресурса работы высокопроизводительных и высоконапряженных систем сжигания топлива;

- создания высокопроизводительной и экономичной системы тепломассообмена;

- обеспечения экологической чистоты реализуемых процессов и системы в целом за счет более полной утилизации энергии выхлопных газов, уменьшения вредных выбросов, эффективного глушения шума, использования высокоминерализованной воды.

Исследованы закономерности и механизм межфазного взаимодействия в газожидкостных потоках; предложены новые математические модели процессов контактного тепломассообмена, распространения волн в гетерогенной среде. С помощью предложенных моделей определены оптимальные режимы работы новых устройств, дано объяснение ряду наблюдаемых физических эффектов, в частности:

- высокой интенсивности процессов тепломассообмена и затухания акустических волн в пенном слое;

- образованию кластеров нефти и прорывов вытесняющих агентов в продуктивных пластах.

На основе исследования процессов формирования возмущений в потоках жидкости предложены новые способы и разработаны средства комбинированного воздействия на пласт, позволяющие существенно повысить эффективность энерготехнологических систем.

По предложенным решениям получено 26 авторских свидетельств и 4 патента на изобретения.

Практическая ценность

На основе проведенных автором исследований и при его непосредственном участии па базе конвертированных авиационных газотурбинных двигателей АИ-20 разработан, изготовлен и внедрен в нефтяную промышленность новый тип высокопроизводительных энерготехнологических систем (2УВАГ, УБВ-30).

Использование этих решений позволило повысить экономичность и снизить металлоемкость систем; обеспечить их автономность, высокую степень заводской готовности и транспортабельность; в несколько раз уменьшить количество обслуживающего персонала и, тем самым, создать благоприятные условия для широкого внедрения новых эффективных технологий добычи нефти и природных битумов.

По заключению комиссии Мшшефтепрома ожидаемый эффект внедрения в масштабах страны только одного варианта комплекса (2УВАГ) составит:

экономию электроэнергии - 5,6 млрд.квт-ч;

экономию газообразного топлива - 2,8 млрд.м';

экономию металла - 45 тыс.т;

общий экономический эффект более 3 млрд. руб (в ценах 1985 г.)

Предложены новые решения по совершенствованию способов и средств добычи нефти и природных битумов за счет комбинированного воздействия на продуктивные пласты. Эффективность предложенных решений подтверждена испытаниями на Мордово-Кармальском месторождении (ОЭ НГДУ "Татнефтебитум").

Апробация работы

Основные результаты работы докладывались:

- на научно-практической конференции, организованной Президиумом АН СССР (1981 г.);

- на расширенных заседаниях Бюро Отделения физико-технических проблем энергетики и Отделения геологии, геофизики, геохимии и горных наук АН СССР и РАН (1991, 1996 гг..);

- на научно-технических семинарах Комиссии по газовым турбинам ОФТПЭ АН СССР (1988, 1989, 1990, 1991 гг..);

- на отраслевых семинарах в ГКНТ СССР (РФ), Миннефтепроме, МинХИММАШе, посвященных проблемам развития топливно-энергетического комплекса страны (1973-1997 гг ..);

- на Всесоюзных конференциях, посвященных проблемам:

наземного применения авиационных газотурбинных двигателей

(1978, 1981, 1988 гг..);

освоения месторождений высоковязких нефтей и природных битумов (1977, 1980, 1991 гг..);

- на Международных конференциях, посвященных проблемам:

- развития газовых турбин (СССР, 1990 г.);

- комплексного освоения трудноизвлекаемых запасов

нефти и природных битумов (Россия, 1994 г.);

- развития нетрадиционных технологий тепло- и

энергоснабжения (ФРГ, 1996 г.);

- исследования процессов в многофазных средах (Япония,

1991, 1995 г.г.);

- исследования многофазных потоков (Китай, 1994 г.);

- создания новых энергетических систем (Россия, 1997 г.).

Публикации

По теме диссертации опубликовано 94 работы, получено 26 авторских свидетельств и 4 патента на изобретения. Работы опубликованы в виде отдельных обзоров, статей в журналах, сборниках и трудах всесоюзных и международных конференций.

ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ И ЭЛЕМЕНТОВ ЭНЕРГОТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМ

1. Параметрические исследования.

Цель: определение оптимальных схем и сочетания элементов системы, режимов их работы.

2. Процессы генерации и преобразования энергии (АГТД, форсажная камера).

Цель: повышение экономичности и экологической чистоты процессов, надежности и ресурса работы устройств.

3. Процессы тепломассообмена (камера смешения, теплообменник).

Цель: интенсификация процессов, утилизация низкопотенциальной

энергии, использование минерализованной воды,

4. Процессы глушения шума и очистки выхлопных газов (воздухозаборник, теплообменник).

Цель: охрана окружающей среды.

5. Исследование процессов теплофизического воздействия на продуктивные пласты.

Цель: повышение эффективности воздействия, энергосбережение.

6. Разработка математических моделей процессов и систем. Формализация процесса синтеза энерготехнологических систем и их оптимизация.

Цель: - адекватное описание явлений.

- определение оптимальных вариантов многопараметрической системы и режима ее работы.

1. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ АГТД В КАЧЕСТВЕ ТЕПЛОГЕНЕРАТОРА

1.1. Общие предпосылки применения АГТД в установках для получения теплоносителя

Преимущества рассматриваемых схем установок обусловлены применением авиационных газотурбинных двигателей (АГТД) в качестве теплогенераторов и когенераторов энергии.

Они превосходят другие энергетические установки, применяемые в народном хозяйстве, как по экстенсивным (мощности, теплопроизводи-тельности), так и по интенсивным характеристикам (удельной мощности, объемной теплонапряженности и т.д.). Высокие требования, предъявляемые в авиации к надежности двигателей, позволяют длительное время эксплуатировать их в наземных условиях, где остановка двигателя не грозит аварией.

Указанные достоинства, а также наличие мощного, постоянно пополняемого парка двигателей открывают большие перспективы их применения в различных отраслях народного хозяйства.

В настоящее время АГТД находят широкое применение в качестве генераторов механической энергии.

В рассматриваемом случае АГТД используется в принципиально ином качестве. Наиболее важными достоинствами при этом являются:

а) высокая теплопроизводительность при малом весе л габаритах;

б) возможность реализации на его базе высокоэкономичной технологии получения парогаза и нагрева воды;

в) возможность отбора за компрессором воздуха;

г) автономность.

Как генераторы тепла, применяемые в настоящее время, АГТД могут быть сведены в следующие 3 группы:

1. авиационные турбостартеры и турбоагрегаты;

2. турбовинтовые двигатели:

3. турбореактивные двигатели:

Для оценки возможностей установок на базе авиационных двигателей целесообразно сопоставить их по одному из основных параметров -теплопроизводитепьности - с применяемым и разрабатываемым оборудованием для термического воздействия на нефтяные пласты.

Проведенные исследования показывают, что даже частичное использование одной группы АГТД - турбовинтовых двигателей - позволяет реализовать весь диапазон теплопроизводительности установок, применяемых и разрабатываемых для теплового воздействия на нефтяные пласты.

Говоря о перспективе использования АГТД в рассматриваемой области, необходимо также отметить, что применение их позволяет:

1) исключить из схемы котельную установку;

2) существенно снизить требования к характеристикам используемой в качестве теплоносителя воды;

3) использовать жидкое и газообразное топливо;

4) коренным образом уменьшить расход электроэнергии;

5) осуществить широкую унификацию энергетических систем.

1.2. Исследование принципиальных схем генераторов тепла на базе АГТД

Разработка новых генераторов теплоносителя предпринята с целью:

- повышения экономичности установок;

- повышения их производительности при одновременном снижении веса и габаритов и , в итоге, создания высокопроизводительных транспортабельных установок;

- обеспечения автономности генераторов и расширения области их применения.

Достижение этих целей связано с решением следующих задач:

а) снижения потерь энергии в процессе получения теплоносителя;

6) увеличения теплонапряженности топочных устройств;

в) интенсификации процессов теплообмена;

г) снижения требований к характеристикам используемой воды и упрощения системы водоподготовки.

Решение второй и частично первой задач достигается в рассмотренных схемах применением в качестве генераторов тепла авиационных ГТД и соответствующих им высоконапряженных камер сгорания. Две последние задачи решаются применением контактных теплообменников.

Установки с одной ступенью нагрева. Генераторы теплоносителя с одной ступенью нагрева могут быть использованы для следующих целей:

1. генерирования парогаза низкого давления (до 0,3 МПа);

2. нагрева воды до температуры 85..90° С;

3. насыщения воды углекислым газом.

При этом могут регулироваться теплопроизводительность установки .состав и свойства теплоносителя, его агрегатное состояние (от парогаза до горячей воды) и температура.

На рис.1.1 представлена принципиальная схема установки с одной ступенью нагрева для получения парогаза и горячей воды.

Установка состоит из следующих основных узлов и элементов:

- авиационного газотурбинного двигателя - 1;

- камеры подогрева - 2;

- камеры смешения (собственно генератора парогаза) - 3;

- системы нагнетания теплоносителя в скважину - 6;

- парогазового тракта - 4;

- собственно контактного теплообменника - 5;

- систем подачи питательной воды и топлива, выхлопной системы.

Рис. 1.1

Принципиальная схема генератора теплоносителя на базе АГГД с одной ступенью нагрева

На турбине часть энергии потока продуктов сгорания преобразуется в механическую работу вращения турбины, которая в свою очередь, является приводом компрессора и обеспечивает свободную мощность па валу. В установленной за двигателем камере подогрева 2 сжигается дополнительно впрыскиваемое топливо с коэффициентом избытка воздуха, близким к единице. Далее высокотемпературный поток продуктов сгорания поступает в камеру смешения 3, где осуществляется впрыск воды, и в ре-

зультатс смешения ее с продуктами сгорания получается парогаз, который подается потребителю по тракту 4 и используется для нагрева воды.

Максимальное значение давления парогаза и температуры нагрева воды в этой схеме может быть получено на режиме работы АГТД, при котором свободная мощность на валу равна нулю.

Установки с двумя ступенями нагрева. Необходимость повышения давления парогаза и температуры нагрева воды привели к созданию схемы установки с двумя ступенями нагрева (рис. 1.2).

Сй/хлопяок гщс/

Рис 1.2.

Принципиальная схема генератора теплоносителя на базе Л1ГГ}1 с двумя ступенями нагрева

Данный вариант является развитием одноступенчатой установки и отличается от нее введением нескольких элементов:

- системы отбора воздуха за компрессором;

- камеры сгорания 2-ой ступени 6 и камеры смешения 2-ой ступени нагрева 7;

- дополнительного контактного теплообменника 9;

- парогазового тракта высокого давления 8;

- подпорного насоса 5.

Первая ступень работает по тому же принципу, что и одноступенчатая установка. Для второй ступени за компрессором двигателя отбирается часть воздуха высокого давления и подается в камеру сгорания 6. В камере сгорания 6 и камере смешения 7 генерируется парогаз с высокими параметрами (Рп.х 1,0МПа; t „,, <1800 "С).

В теплообменнике 2-ой ступени при давлении до 1,0 МПа температура воды повышается до 150 0 С. Теплоноситель с повышенной температурой подается системой нагнетания 10 в скважину.

Тепло выходящих из теплообменника 2-ой ступени газов утилизируется в теплообменнике 1-ой ступени.

1.3. Исследование характеристик и параметров АГТД при работе в режиме теплогенератора

При эксплуатации в летных условиях АГТД используется в качестве двигателя и движителя. Соответственно этому режимы работы выбираются из условия обеспечения необходимых значений свободной мощности на валу и силы тяги. В случае применения его в качестве теплогенератора необходимость в свободной мощности и в силе тяги отпадает. В то же время к параметрам АГТД предъявляются новые требования, например, необходимость повышения давления за турбиной, выполнение которых связано с изменением режима его работы.

Автором проведено исследование основных данных двигателя при эксплуатации его в режиме теплогенератора.

Ранее было показано, что основной задачей при создании оборудования предложенных схем является повышение давления рабочего тела на выходе из теплогенератора: при получении парогаза - с точки зрения давления подачи его потребителю, при генерировании горячей воды - с точки зрения повышения температуры нагрева последней. Последующими исследованиями установлено, что повышение давления за турбиной двух-вального двигателя может быть достигнуто снятием свободной турбины. Турбина компрессора при этом работает в расчетных условиях и КПД ее близок к максимальному значению.

В одновальном двигателе с повышением давления за турбиной значительно меняется перепад давления, срабатываемый на турбине (Я,,,*). Турбина работает на нерасчетном режиме, КПД ее снижается и вследствие этого обеспечиваемый уровень давления за турбиной ниже, чем у двух-вального двигателя при аналогичных условиях.

Для двухступенчатой установки с отбором воздуха за компрессором двигателя преимущества имеют одновальные двигатели.

КПД турбины одновального двигателя с увеличением расхода отбираемого воздуха увеличивается за счет роста 11 „* и снижается за счет уменьшения расхода через турбину.

У двухвального ТВД КПД турбины компрессора при тех же условиях уменьшается интенсивнее как за счет падения расхода газов через турбину, так и за счет увеличения Пт* выше расчетного значения.

В связи с этим было рассмотрено применение в качестве теплогенератора следующих двигателей:

1. одновального АИ-20;

2. Двухвальных ТВ2-117 и ГТД-ЗФ.

Анализ проведен на примере широко распространенного двигателя АИ-20.

В качестве исходного режима работы двигателя использован крейсерский режим в полетных условиях, а именно:

- высота полетаН= 8000 м;

- скорость полета М-0,568;

- атмосферное давление Р„ = 0,03627 МПа;

- температура окружающей среды Т„ = 236 К.

Анализ характеристик теплогенератора базируется на результатах расчета АГТД на различных режимах работы.

Прежде всего было исследовано влияние повышения давления за турбиной двигателя на величину свободной мощности на валу. Данная характеристика определяет, в конечном итоге, максимально возможное давление парогаза и температуру нагрева воды в контактном теплообменнике, требования к парогазовому тракту и параметрам теплообменника. Расчет проведен для стандартных атмосферных условий - САУ, при постоянных оборотах двигателя п = 12300 об/мин и температуре газов перед турбиной Т*3 = 955 К.

Результаты расчета представлены в таблице 1 и на рис. 1.3 и 1.4.

Далее исследовано влияние окружающих условий на характеристики и основные параметры теплогенератора. Поскольку в наземных условиях атмосферное давление меняется незначительно, то было рассмотрено

Рис. 1.3 Рис. 1.4

Зависимость температуры за турбиной Зависимость теплопроизводителъно-

и свободной мощности на валу от про- сти и условного теплового кпд от про

тиводавления за турбиной. тиводааления за турбиной.

влияние только температуры окружающей среды, при двух вариантах регулирования параметров теплогенератора:

а) при постоянной температуре газов перед турбиной - Т*} = 955 К =

const.

В этом случае с изменением температуры окружающей среды изменяется давление за турбиной;

б) при постоянном давлении за турбиной Р*4 = 0,16 МПа = const.

Это значение давления обеспечивается практически на всех режимах работы теплогенератора при значении температуры окружающей среды не выше Тн ~ 303 К (+30 °С). С изменением температуры окружающей среды меняется температура газов перед и за турбиной.

Таблица I

ТИ - 288 А" Р„ =0,1033 Мпа п = 12300 об/мин Т*з - 955 К h'a-f(P4)

Р*4 G, Р*! Тг Л*к 71*„ а ст Т*4 Л*, 1*1 F, N„ Q Л.

кг/см1 кг/сек KI/CM* к - - - кг/час к - - я1 л.с. 1'кал/ час -

1,2 21,26 7,4 543,5 0,847 7.25 5,91 868,0 659,6 5,98 0,84 0,168 2181 7,23 0,813

1,4 21,26 7,4 543,6 0,85 7,25 5,91 868,0 690,9 5,13 0,81 0,123 1195 7,85 0,883

1,6 21.26 7.4 543.5 0,85 7,25 5,91 868,0 717,6 4.49 0.78 0,101 350 8,38 0.942

1,66 21,20 7,39 542,9 0,85 7,22 5.9 868,0 725,6 4,3 0,77 0,096 108 8,50 0,956

1,69 21,26 7,4 543,4 0,85 7.25 5,91 868.0 728,6 4,24 0,77 0,094 0,011 8,60 0,967

Расчет проведен при следующих исходных данных:

- свободная мощность на валу - N св = 0;

- число оборотов (физическое) - Пфи, = 12300 об/мин;

- атмосферное давление Р„ = 0,1033 МПа;

- диапазон изменения температуры окружающей среды:

- Г„= 288...213 К(+ \5 -60u С);

- Т*3 = 955 К = const; Р*4 =f(TH) - для первого варианта;

- Р*4 = 0,16 МПа =const; Т*3 ~f(T,J - для второго варианта. Результаты расчета представлены на рис. 1.5, 1.6, 1.7, 1.8.

В итоге получены данные основных параметров теплогенератора при различных значениях противодавления за турбиной, а именно:

- зависимость температуры за турбиной и свободной мощности на валу от давления за турбиной (рис.1.3);

- зависимость условного теплового КПД теплогенератора (доля генерируемой двигателем тепловой энергии от затраченной в целом) от давления за турбиной(рис. 1.4);

- теплопроизводительность двигателя в зависимости от давления за турбиной (рис. 1.5).

Определено также влияние давления за турбиной на основные параметры узлов (компрессора, турбины и т.д.) и двигателя в целом - расход воздуха и топлива (следовательно, и величину коэффициента избытка воздуха, и производительность по продуктам сгорания), степень повышения давления в компрессоре, температуру за компрессором и т.д.

Анализ полученных данных показывает, что при снижении свободной мощности на валу двигателя до Nce = 0 давление за турбиной может быть соответственно повышено от значения Р*„ =0,12 МПа до Р*4 = 0,17

Рис 1.5

Зависимость тсплопроизводи-тельности и давления за турбиной от температуры окружающей среды

Рис. 1.6.

Зависимость расхода топчива и коэффициента избытка воздуха от температуры окружающей среды

Рис 1.7

Зависимость основных параметров компрессора(л^* , Gf,, Т2*) от температуры окружающей среды

Рис 1.8

Зависимость температуры газов перед турбиной и за турбиной от температуры окр. среды

МПа. При этом теплопроизводительность АГТД увеличивается па 19%, а условное тепловое КПД - от значения т7, = 0,81 до /7,= 0,97. Расход воздуха и топлива, температура за компрессором практически не меняются.

На рассмотренных режимах работы двигателя нагрузки на элементы конструкции (в том числе температурные) находятся в пределах допускаемых.

Режим работы двигателя при Л'св = 0 соответствует случаю использования его полностью в качестве теплогенератора. Вся затрачиваемая энергия, за исключением потерь, идет на получение теплоты. В связи с этим

при использовании АГТД в качестве теплогенератора данный режим представляет наибольший интерес.

Режим характеризуется следующими данными:

1) высокой теплопроизводительностью (Q = 8,6 Гкал/час);

2) высоким тепловым (КПД т], = 0,96);

3) давлением за турбиной, достаточным для осуществления контактного теплообмена.

Получены также данные по влиянию температуры окружающей среды на основные характеристики, параметры и условия работы отдельных элементов и двигателя в целом, а именно:

1. влияние температуры окружающей среды на давление за турбиной и теплопроизводительность двигателя (рис. 1.5);

2. зависимость расхода топлива и коэффициента избытка воздуха от температуры среды (рис. 1.6);

3. влияние температуры среды на параметры компрессора - расход воздуха, степень повышения давления и температуру за компрессором (рис. 1.7);

4. зависимость температуры газов перед и за турбиной от температуры окружающей среды (рис.1.8).

Как следует из полученных данных, температура окружающей среды оказывает существенное влияние на параметры теплогенератора и его отдельных элементов. Причем характер и интенсивность изменения параметров существенно зависят от варианта регулирования генератора.

Тепловой КПД генератора тепла в обоих вариантах практически от температуры среды не зависит и составляет rjt = 0.96 - 0.97.

На основании анализа проведенной серии расчетов можно заключить, что в зависимости от принятого метода регулирования {Р*4 = const или 7*f=const) могут быть обеспечены различные параметры теплогенератора.

С точки зрения температурных нагрузок двигатель работает в более благоприятных условиях при регулировании его с поддержанием постоянного давления за турбиной. Этот метод регулирования позволяет получить постоянную производительность и температуру нагрева воды независимо от атмосферных условий. Он является также более предпочтительным и с позиции простоты его реализации на практике.

Однако при этом ухудшаются условия контактного теплообмена вследствие увеличения коэффициента избытка воздуха.

При регулировании генератора с поддержанием постоянной температуры газов перед турбиной элементы двигателя работают в условиях более высоких температур.

Однако с точки зрения реализуемых теплогенератором параметров данный способ регулирования является более предпочтительным: с понижением температуры среды увеличивается производительность теплоносителя и температура нагреваемой воды. Показано, что при изменении Тн в

рассматриваемом диапазоне, теплопроизводительность увеличивается на 64%; существенно увеличивается также температура нагрева воды.

Проведенный анализ показал, что при любом из рассмотренных способов регулирования не представляется возможным поддержать постоянными все параметры теплогенератора независимо от внешних условий. Для работы двигателя в режиме теплогенератора рекомендован вариант регулирования с поддержанием постоянного давления за турбиной.

С целью поиска другого способа регулирования параметров исследовано влияние числа оборотов двигателя на характеристики теплогенератора. Данный анализ проведен для режима работы теплогенератора с поддержанием постоянного давления за турбиной = 0,16 МПа.

Из результатов расчета следует, что с уменьшением оборотов двигателя от номинального значения (п = 12300 об/мин) до значений, соответствующих режиму малого газа (и = 10000 об/мин), параметры теплогенератора изменяются следующим образом:

- теплопроизводительность и расход топлива снижаются примерно на 21% ;

- температура газа перед турбиной изменяется незначительно и зависит, в основном, от температуры среды (при снижении температуры Т„ снижается и температура перед турбиной);

- температура газа за турбиной изменяется несколько больше, однако более существенное влияние на нее оказывает температура окружающей среды;

- коэффициент избытка воздуха уменьшается не более чем на 15% ;

- расход воздуха уменьшается примерно на 25%.

Величина теплового КПД практически не зависит от числа оборотов.

Значительное влияние оказывает снижение оборотов на помпажную характеристику компрессора. С уменьшением числа оборотов рабочая точка характеристики компрессора приближается к границе помпажа.

Таким образом, на основании анализа результатов проведенного исследования могут быть сделаны следующие выводы:

1. Изменение числа оборотов двигателя значительно влияет на параметры теплогенератора; однако, изменение температуры окружающей среды в рассмотренных пределах оказывает более существенное влияние. То есть, в рассмотренном диапазоне изменения температуры окружающей среды не представляется возможным компенсировать изменение параметров теплогенератора регулированием числа оборотов двигателя.

2. С уменьшением числа оборотов двигателя снижается его теплопроизводительность, а следовательно, производительность и температура теплоносителя.

3. Температурные условия работы первой ступени турбины от числа оборотов двигателя практически не зависят; последние ступени работают с уменьшением оборотов в более напряженных температурных условиях.

4. При температуре Т„ = 273 К (0°С) в рассмотренном диапазоне изменения оборотов (и = 10000...12300 об/мин) двигатель работает устойчиво и помпажных режимов не наблюдается При этом температура газов за турбиной также не превышает предельно допустимого значения. При положительных значениях температуры окружающей среды минимальное число оборотов определяется условием возникновения помпажного режима, который может наступить при оборотах, близких к п = 10400 об/мин и Г„ =288 К (+15° С).

5. Данный метод регулирования может быть рекомендован для установки с камерой дожигания. В этом случае, поддерживая постоянный расход воздуха (± 10%), можно обеспечить постоянную производительность установки за счет изменения степени дожигания (схЛак).

В процессе исследования установлено предельное количество отбираемого за компрессором воздуха, влияние степени отбора на параметры теплогенератора и получаемого теплоносителя. Анализ полученных данных показывает, что при САУ на режиме работы, соответствующем крейсерскому, за компрессором двигателя может быть отобрано до 25% воздуха. При этом, с увеличением степени отбора в диапазоне 0огб= 0,1...0,25 основные параметры теплогенератора изменяются следующим образом:

- давление отбираемого воздуха ( во второй ступени нагрева) уменьшается на 15 %;

- давление за турбиной (в первой ступени нагрева) уменьшается на 2.-.6%;

- теплопроизводительность первой ступени нагрева (а — аЛе) уменьшается на 21%, а второй ступени (а = 1,1) увеличивается на 152 %. При значении степени отбора воздуха 0от,- =0,15 значения теплопроизводи-тельности ступеней равны. При степени отбора ОотГ>0,15 необходимо предусмотреть в первой ступени дожигание продуктов сгорания , чтобы обеспечить па обеих ступенях одинаковую производительность.

Тепловой КПД теплогенератора в этом случае от количества отбираемого воздуха практически не зависит.

В. рассмотренном диапазоне режимов двигатель работает с запасом по помпажу, а нагрузки на элементы конструкции не превышают допускаемых.

Итак, в результате проведенных исследований установлено, что на базе одновальных турбовинтовых двигателей могут быть созданы генераторы различных видов теплоносителя с широким диапазоном параметров.

В частности на базе АГТД АИ-20 при использовании контактных те-пломассообменников могут быть реализованы параметры установок, приведенные в таблице 2:

Основные результаты исследования изложены в работах [1-19].

Под руководством и при непосредственном участии соискателя на основе выполненных исследований созданы и внедрены в промышлен-

ность высокопроизводительные энерготехнологические системы нового типа - 2УВАГ и УБВ-30 (рис 1.9, 1.10)[58], [59].

Таблица 2.

Вид теплоносителя

Параметры Единицы измерения Парогаз Горячая вода

одноступен чатая ус-тянгтк-я двухступен чатая уггянпшга одноступен чатая уптяттик'я двухступен чатая УГТЯНППК-Я

геплопроич-водитель- ногтт. Гкал/час 50 15 50 25

производительность т/час 80.. .1500 20...40 550 200

давление подачи тепло-ппг.итегтя МПа 0,1...0,25 <0,7 Не ограничено

температура °С 2000...200 2000...200 <90 < 130

энтальпия ккал/кг 680...375 680...375 <90 < 130

вссовос содержание н,о % 12...50 12...50 100 100

В качестве энергетической базы в обеих установках использованы конвертированные АГТД АИ-20. Установки применены на месторождении "Узень" (ПО "Мангышлакнефть") для теплового воздействия на залежь нефти с высоким содержанием парафинов (-30%), что позволило существенно повысить нефтеотдачу пластов.

В таблице 3 приведены технико-экономические характеристики установки 2УВАГ в сравнении с применявшимся и экспериментальным образцом оборудования другого типа БКНУ-5000, ПТБ-10/160 [58]:

Таблица 3.

Показатели Ед.измерс- 2УВДГ БКНУ- ПТБ-

ния 5000 10/160

1. Теплопроизводитсльиость МВт 37.8 20.6 11.6

2. КПД % 90 70 52

3. Удельные затраты эл. энергии кВт-ч/м3 0.01 1.93 0.73

4. Удельная металлоемкость т/м3/ч 0.07 0.44 0.4

5. Удельная стоимость оборудо- руб/м3/ч 240 1500 470

вания

ЖРГЕТКЧШШЕ СЙСТШЫ Hâ Ь&ЗЕ И ПРННЦИШ двкдцшшх газотнгашных двигателей t дгтд >

телпозишргстмческлл установка уьи-зо

сазддмныс МГМАНТМ УСТАМОвОИ И СИСТЕМ

•nnami цгмасим» сй0*т

IM жммтм

.««геигмпм пшммй и истинам* шпм

- хитнпнтт том>м*,пг«мс«мг схстшм для роасйкмм M •***•»>« «nAcw

tKHNUKWIM

nWflWCHK щели«* к •МПГМЯЗДЙПЛИМЦ) SMTI ЧТИ • >00 М)

Hcnonw)M«M« «ьк«ма

НОВИЗНА.

и ютшпш НАГРАДЫ

» IW1V

> M ДЖДОИЛЯ

рис Л.9

датж шшшйнш mm mmmimmems'

" ГШШЩГб 1№Ш№Ш

хпмшивмк* т.,.«»»л

рис 1.10 18

Экономический эффект внедрения установок 2УВАГ в целом по стране (в ценах 1984 г.) - 3.15 млрд. рублей; при этом экономия ресурсов:

- электроэнергии - 5.6 млрд. кВт-ч

- газообразного топлива - 28 млрд. м3

- метачла - 45 тыс. т.

Установка отмечена серебряной медалью ВДНХ СССР.

Выводы:

1. На базе конвертированных АГТД могут быть созданы теплогенераторы и когенераторы энергии и теплоносителей с широким диапазоном свойств и параметров.

2. Наиболее значимые резервы развития систем на базе АГТД связаны:

- с увеличением теплопроизводительности за счет использования избытка воздуха в потоке продуктов сгорания двигателя;

- со снижением потерь давления по тракту за двигателем;

- с совершенствованием схемы и элементов энерготехнологической

системы.

Основные результаты исследования представлены в публикациях [1-14] и авторских свидетельствах [15-19].

2. ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА КАМЕРЫ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО ПОДОГРЕВА ГАЗА

2.1. Общая характеристика выполненных работ

Назначение камеры подогрева газов ("камеры дожигания") - многократное увеличение теплопроизводительности системы.

Наиболее значимый эффект применения камеры в составе энерготехнологических систем:

- реализация потенциальных возможностей АГТД;

- повышение производительности и экономичности системы и температуры генерируемого теплоносителя за счет рационального использования избытка воздуха в потоке за двигателем и увеличения температуры газов;

- повышение возможностей когенерации энергии;

- снижение нагрузок на АГТД, повышение его ресурса;

- увеличение диапазона регулирования параметров системы.

Разработанные и использованные на промышленных установках

(2УВАГ, УБВ-30) оригинальные решения в области конструкции и организации рабочего процесса обусловлены особенностями условий ее работы в рассматриваемых системах.

Надежность работы камеры обеспечивается использованием диффузионного механизма сжигания топлива, исключающего предварительное смешение окислителя и горючего до момента их поступления в зону

19

горения. Это позволяет избежать формирования г орючих концентраций топливно-воздушной смеси в потоке вне зоны горения, а также в топливо-подводящих магистралях, и полностью исключить возможность проскока пламени из зоны горения.

Высокий ресурс при непрерывной работе обеспечен надежным охлаждением стенок камеры и горелочных устройств. При этом охлаждение стенок обеспечивается сжатым воздухом, отбираемым от компрессора газотурбинного двигателя, а охлаждение горелочных устройств осуществляется газообразным топливом, выдуваемым на наиболее теплонапряженные элементы конструкции. Ограниченность расхода охлаждающего воздуха, отбираемого от компрессора, приводит к необходимости уменьшения продольных габаритов камеры подогрева.

Экономичность, устойчивость процесса и малая длина зоны горения достигаются применением модульного принципа организации рабочего процесса с использованием струйно-механических горелочных устройств, позволяющих приблизить фронт пламени к плоскому. Сжигание топлива в зонах с повышенной интенсивностью турбулентности, формируемых циркуляционными течениями, образующимися в результате взаимодействия потока с высоконапорными газовыми струями, обеспечивает высокую полноту сгорания топлива на длине, соизмеримой с длиной зон циркуляции.

2.2. Исследование и разработка фронтового устройства камеры дожигания на газообразном топливе

Условные обозначения Ьо - стехиометрический коэффициент;

Ь - длина радиальных пластин комбинированного стабилизатора;

т - параметр смешения;

д - гидродинамический параметр;

С - массовый расход;

¡л - коэффициент расхода;

а - коэффициент избытка воздуха;

Д|- угол выдува струи;

А о - коэффициент эжекции;

Индексы

о - поток; ] - струя;

зот - зона обратных потоков; зц - зона циркуляции; кд - камера дожигания

В основу разработанной и созданной камеры дожигания положены результаты комплексных исследований, проведенных с целью создания надежного фронтового устройства, обеспечивающего широкий диапазон устойчивой работы, высокую полноту сгорания топлива на расчетных режимах, продолжительный ресурс работы стабилизирующего устройства и приемлемые значения температуры стенок камеры дожигания.

Фронтовые устройства, содержащие стабилизирующие элементы в виде установленных в потоке механических плохообтекаемых тел, не обеспечивают необходимого ресурса камеры из-за неудовлетворительного охлаждения элементов конструкции.

Применение газодинамического способа стабилизации пламени, разработанного в Казанском авиационном институте для форсажных камер АГТД, позволяет получать фронтовые устройства, надежно охлаждаемые высоконапорным газом, используемым для создания стабилизирующих струй, выдуваемых в проточную часть камеры и генерирующих в потоке устойчивые циркуляционные течения, способствующие образованию стабильных источников поджигания свежей топливно-воздушной смеси. Использование осесимметричных газодинамических стабилизаторов пламени (рис. 2.1) позволяет реализовать модульный принцип организации процесса в камере, который, благодаря значительному упрощению лабораторных исследований одного элемента, приводит к существенному сокращению затрат времени и ресурсов на доводку камеры в целом.

Исследование процесса смесеобразования за газодинамическими экранами показало, что формирующийся в результате взаимодействия струи, потока и газов зоны циркуляции состав топливно- воздушной смеси является достаточно однородным в объеме зоны обратных токов и при неизменных размерах циркуляционного течения сохраняет постоянные значения на предсрывных течениях. Это позволило определить состав смеси в зоне обратных токов через коэффициент смешения т, количественно выражающий отношение массового расхода газа набегающего потока, поступающего в слой

Рис. 2.1 Газодинамический стабилизатор

смешения, к массовому расходу струи:

т{\ + —) + (1 +—\ )

__д}Ц «Л

аГ',от_ т 11 1

«о а!1Ъ а1 а010

При стабилизации пламени на струях газообразного углеводородного топлива (о^ = 0) формула для расчета состава смеси в зоне обратных токов существенно упрощается:

т+1 г

--+¿0

Результаты экспериментальных исследований, проведенных на топ-ливно-воздушных смесях в широком диапазоне изменения режимных и конструктивных параметров стабилизирующего устройства, показали, что т не зависит от состава струи, геометрических размеров сопла струйного экрана и слабо зависит от гидродинамического параметра д, равного отношению скоростных напоров струи и потока. Наиболее существенное влияние на величину коэффициента смешения оказывает угол выдува струи (Зо • В первом приближении значения коэффициента т для каждого угла выдува могут быть приняты постоянными (рис 2.2). При значении угла выдува р0 = 135° достигается максимальное значение коэффициента смешения т (порядка 6,5), что при а j = 0 приводит к формированию в зоне обратных токов составов топливно-воздушной смеси со значением коэффициента избытка воздуха не более 0,4.

N уо}у Ц Г

V

I Н «в* I г1 » г

и 1 А

г— Лг- А/ % •

VIм"! е

I "П I 1 1

<п щ ав аз а и

Рис. 2.2. Зависимость параметра смешения от состава струи

Обобщение экспериментального материала по исследованию пределов стабилизации пламени циркуляционными течениями на основе критерия, полученного из определения границ срыва равенством времени пребывания газа в прямых токах зоны циркуляции и времени задержки воспламенения, показало, что такие составы являются негорючими (рис. 2.3). Для обеспечения приемлемых значений коэффициента избытка воздуха в зоне обратных токов необходимо существенное увеличение коэффициента смешения струйного экрана.

«и«'

5,(7 <Л ДО 1,0

•1;

• ^ >•

1 i

¿ Л у И

/ т

аз <г

10 «•„

Рис. 2.3 Рис.4

Обобщенная характеристика Комбинированный стабилизатор

границ стабилизации пламени

Наиболее целесообразным решением для сжигания газообразного топлива с а, = 0 является применение стабилизирующих устройств, у которых для создания циркуляционных течений используется комбинированное воздействие на поток механического экрана и газовой струи. Возможны различные варианты комбинированных стабилизаторов пламени с использованием в качестве механического экрана элементов проточной части двигателя или механических тел, форма которых обеспечивает наиболее эффективное использование кинетической энергии стабилизирующей струи для формирования циркуляционного течения. Ниже приведены некоторые из разработанных совместно с сотрудниками КГТУ вариантов таких устройств. Одна из возможных схем комбинированного экрана (рис. 2.4) представляет собой газодинамический стабилизатор пламени, имеющий механический насадок, состоящий из двух усеченных конусов, со-вмещеннных своими основаниями.

Углы конусов механического экрана выбираются из условия обеспечения бессрывного обтекания стабилизатора газовым потоком. При подаче стабилизирующей струи вдоль кормовой поверхности механического на-

садка течение перестраивается, образуя устойчивую зону рециркуляции за стабилизирующим устройством.

В результате исследования закономерностей смесеобразования за такими экранами было установлено, что постановка плохообтекаемого наконечника приводит к росту параметра смешения, вызванному увеличением размеров циркуляционного течения по сравнению с обычным газодинамическим стабилизатором при одинаковых значениях газодинамического параметр

т-

т0*т(А 0)Я0дэф А>

Изменением геометрических параметров механического экрана можно обеспечивать формирование в зоне обратных токов горючих составов топливо-воздушной смеси при а3 = 0.

Испытания такого стабилизирующего устройства в камере дожигания теплоэнергетической установки, работающей на природном газе, показали , что оно обеспечивает сравнительно невысокую полноту сгорания топлива (рис. 2.5) и довольно узкий диапазон устойчивой работы.

г

а» а*

ы

Рис. 2.5. Полнота сгорания топлива за моноблочным стабичизатором

Дальнейшее расширение пределов стабилизации достигнуто постановкой радиальных механических пластин (рис. 2.6), позволяющих существенно повысить величину параметра смешения стабилизирующего устройства. Наибольший эффект при этом достигается при низких значениях гидродинамического параметра (рис. 2.7). К тому же, постановка радиальных пластин позволяет объединить отдельные модули в единые стабили-заторные системы, обеспечивающие надежный переброс пламени между соседними стабилизаторами в широком диапазоне изменения режимных параметров струйного экрана. Постановка пластин приводит к некоторому сокращению длины центральной зоны циркуляции.

24

Натурные испытания фронтового устройства, состоящего из трех концентричных поясов комбинированных стабилизаторов пламени, имеющих по три радиальные пластины, показали, что пределы стабилизации пламени такого фронтового устройства значительно шире, чем у предыдущей схемы. Однако коэффициент полноты сгорания топлива остается довольно низким (рис.2.8). Одной из главных причин этого является существенная неравномерность поля скоростей набегающего потока.

г~—,0 ----

> -а

2Л 40 60 10 X

Рис. 2.6. Комбинированный стабилизатор с радиальными пластинами

г £8 46

02

1.50

1,75

г. во ги

Рис. 2.7. Параметр смешения за стабилизатором с пчастинами

«ттыи га

Рис. 2.8. Полнота сгорания топлива за многогорелочным фронтовым устройством.

Рис. 2.9 Стабилизатор пчамени с газовым эж ектором

Работа камеры без подачи газа во внутренние стабилизаторы повысила теплопроизводительность установки, что объясняется ростом коэффициента полноты сгорания топлива в камере дожигания.

Для интенсификации процесса смесеобразования в зоне циркуляции за стабилизирующим устройством была предложена схема газодинамического стабилизатора пламени с газовым эжектором (рис. 2.9), представляющая собой полый осесимметричный насадок, имеющий на кормовой поверхности два концентричных кольцевых сопла, в одно из которых подается высоконапорный газ стабилизирующей струи, а другое сообщается с осевым каналом, в который поступает газ набегающего потока, эжекти-руемый высоконапорным газом.

Увеличение расхода газа в струю приводит к непрерывному росту расхода пассивного газа (рис. 2.10), что вызывает возрастание параметра смешения на величину коэффициента эжекции, равного отношению массовых расходов эжектируемого и активного газов:

С

Ы »

25

го

а 10

т' =т + Л'0,

где о .

I / •

Л

/

/

/ ч ■о

у—~ У

го V «а го

Рис. 2.10. Зависимость расхода воздуха от </ при различных размерах щели

Рис. 2.11. Кольцевой стабилизатор тамени

С целью значительного увеличения коэффициента эжекции и максимального использования скоростного напора набегающего потока изготовлено фронтовое устройство (рис. 2Л\), представляющее собой кольцевой полый коллектор, внутрь которого подавалось газообразное топливо, образующий с механическим козырьком проточную часть эжектора.

Активный газовый поток поступает в канал эжектора через систему отверстий в полых обтекаемых пилонах, сообщаемых с полостью коллектора. Вытекающая из сопла эжектора кольцевая газовоздушная струя образовывала развитое циркуляционное течение в следе за стабилизатором. Такое фронтовое устройство обеспечивало высокую полноту сгорания топлива (рис. 2.12), однако при суммарных коэффициентах избытка воздуха в камере менее двух наблюдалось появление режимов вибрационного го-

в

•

--- -----

йтдвх £

Рис. 2.12. Полнота сгорания топлива за кольцевым стабилизатором

Рис. 2.13. Стабилизатор таиени с подачей воздуха в зону обратных токов

рения, отмечалось увеличение температуры стенок камеры и значительный нагрев элементов конструкции.

Для обеспечения устойчивой работы волнового устройства в области богатых составов топливо-воздушной смеси в камере дожигания была исследована схема одиночного комбинированного стабилизирующего устройства с подачей высоконапорного воздуха непосредственно в зону рециркуляции через кольцевое сопло, расположенное за соплом стабилизирующего газа (рис. 2.13).

С увеличением расхода воздуха в зону происходит значительное расширение пределов устойчивой работы стабилизатора. Были испытаны схемы со щелевыми соплами и с соплами в виде отверстий. Последние обеспечивают более интенсивное выгорание топливо-воздушной смеси из-за более высокой степени турбулентности в зоне смешения. Эти схемы обеспечивают устойчивую работу фронтового устройства при без

перегрева стенок камеры дожигания и сравнительно высокую полноту сгорания топлива (рис. 2.14).

Рис. 2.14. Полнота сгорания топлива за стабилизатором с подачей воздуха в зону обратных токов

Критически оценивая возможности каждой из рассмотренных схем фронтового устройства, следует отметить, что одногорелочный комбини-

рованный стабилизатор пламени с подачей воздуха в зону циркуляции наряду с надежным охлаждением элементов конструкции и формированием фронта пламени в ядре потока, что способствует понижению температуры стенок, обеспечивает наибольшие степени подогрева потока без возникновения режимов вибрационного горения. Повышение коэффициента выделения тепла в области богатых составов топливо-воздушной смеси в камере дожигания является задачей для дальнейшего совершенствования фронтовых устройств подобного типа.

Основные результаты исследований изложены в работах [20-26], авторских свидетельствах [27-35].

3. ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЗМА ПРОЦЕССА ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОСА В ПЕННОМ СЛОЕ

Достоинства контактных теплообменников пенного типа

1. Высокая интенсивность процессов тепломассообмена;

2. Высокая экономичность (//^ = 0,95-0,98);

3. Возможность утилизации низкопотенциальных потоков энергии;

4. Возможность нагрева без подготовки высокоминерализованных вод (морской, промысловой);

5. Глубокое охлаждение и высокая степень очистки уходящих газов;

6. Эффективное глушение шума, создаваемого потоком уходящих газов;

7. Возможность получения теплоносителя со свойствами, близкими к пластовой воде

Недостатки

1. Ограниченная температура нагрева жидкости;

2. Существенная зависимость экономичности от температуры исходной воды;

3. Насыщение нагреваемой воды углекислым газом

ЗЛ. Тенлообмен с испарением в пенном слое на нротивоточной решетке

Пенные аппараты, интенсивность тепломассообмена в которых значительно выше, чем в других устройствах аналогичного назначения, все шире применяются в качестве теплообменников.

Особый интерес представляют многополочные пенные аппараты противоточного типа, обладающие к тому же высокой экономичностью, большой пропускной способностью, высокой надежностью. Следует, однако, отметить, что при внешней простоте пенный аппарат характеризуется слолжностью протекающих в нем процессов.

Анализ процессов взаимодействия потоков показал, что при непосредственном контакте жидкости и парогаза в зависимости от начальных условий устанавливается различный механизм тепломассообмена.

В данном разделе рассмотрена задача для случая тепломассообмена с испарением в пенном слое . Приняты следующие допущения:

1) температура жидкой фазы постоянна по всему объему пенного

слоя;

2) давление пара на поверхности контакта фаз равно давлению насыщения при температуре жидкой фазы;

3) давление в парогазовой смеси по высоте пенного слоя не меняется.

При анализе процессов переноса использованы диаграммы состояния пара давление-температура (р, t).

Особенность диаграммы, характеризующей процесс при постоянном давлении парогазовой смеси, состоит в том, что в ней отражается изменение парциального давления пара, связанные только с массообменом. Указанное обстоятельство позволяет применить диаграмму ( р, () для аг-лядного представления и анализа тепломассообмена процессов, протекающих в парогазовой смеси при взаимодействии ее с жидкостью.

Механизм процесса тепломассообмена

Нагревание жидкости. Начальное парциальное давление пара р„ в парогазовой смеси меньше давления насыщения р при температуре жидкости Ь: рИ< pfh)-

Начальному состоянию пара на входе в пенный слой соответствует точка Я (рис. 3.1,а) с координатами рн, t!H. Состояние пара на поверхности контакта фаз (ПКФ) определяется точкой 2 с температурой ь и давлением насыщения pit:). Эта точка лежит на кривой насыщения АВ и зафиксирована, так как температура жидкой фазы считается постоянной.

В процессе тепломассообмена температура парогазовой смеси уменьшается, а парциальное давление пара растет вследствие испарения жидкости. Испарение происходит под действием разности давлений p(t2)-р. Состоянию пара на выходе из пенного слоя соответствует точка К с координатами (рк tiK). Ее положение зависит от значения коэффициентов тепломассообмена. Чем большее значение они имеют, тем полнее протекают процессы в пенном слое, тем ближе точка К к точке 2.

Как видно из диаграммы (p. t), кривая процесса изменения состояния находится в области перегретого пара; конечное давление рк меньше, чем p(t2), температура парогазовой смеси t/K < t2

Только при очень больших значениях коэффициентов тепломассообмена парогазовая смесь насыщается, точки К и 2 совпадают. При этом параметры насыщения рк = p(bj и t/K - t2 могут быть достигнуты до выхода из пенного слоя, после чего тепломассообмен прекращается.

Охлаждение жидкости. Парогазовая смесь при поступлении в пенный слой насыщена:р(12) >р„ = р(1щ), < (рис. 3.1,6).

При нагревании парогазовой смеси парциальное давление пара увеличивается за счет испарения жидкости. Характер кривой процесса изменения состояния пара зависит от интенсивности процессов массообмена и теплообмена. При этом возможны различные варианты протекания процесса.

Жидкость

А

2 м'Н

Пар Рц Рс

'г 1!Х 'м 1'К '« 1,н '2

Рис. 3.1.

Изменение состояния пара при взаимодействии пирогаза с жидкостью в пенном

слое

а - при нагревании жидкости; б,в - при охлаждении жидкости.

Описание процесса теплообмена с испарением.

Нагревание жидкости. Количество теплоты и массы, переданное за счет кинетического процесса в элементарном объеме пенного слоя на решетке, можно записать в виде:

¿д-=кг(угу2)с1у, (3.1)

где К\ - объемный коэффициент теплопередачи (или массопередачи); (уг У2) - разность температур или концентраций; ЫУ-Рс1И - элементарный объем, в котором протекает процесс; F - полная площадь решетки (пенного аппарата); И - текущая координата в пенном слое, направленная по ходу движения парогаза.

Из соотношения между объемным коэффициентом переноса А'г и коэффициентом переноса, определенным по площади решетки Кн следует, что К у ~ Кг./И, где Я - высота пенного слоя.

С учетом этого соотношения уравнение (3.1) можно записать в виде

К, (у,-у2)Рс12. (3.2)

где г=И/Н - безразмерная координата, изменяющаяся от 0 до 1.

Рассматривается элементарный объем пенного слоя высотой сЬ и площадью Т7 с локальной зоной в окрестности поверхности контакта фаз (ПКФ), на которой происходит тепломассообмен между парогазовой сме-

сью и жидкостью (рис. 3.2). Из баланса тепловых потоков для парогазовой смеси следует

0<2) + - ск) + 0„, (3.3)

где 0(2) - тепловой поток, поступающий с парогазовой смесью в элементарный объем пенного слоя; (}ч - тепловой поток с паром, поступающий

Верхняя граница пенного слоя

!

г ч/г

Рис. 3.2.

Схема тепловых потоков в элементарном объеме пенного с-юя. пг - парогазовая смесь, ж - жидкая фаза.

с ГТКФ при испарении жидкости; (¡2(г+сЬ) - тепловой поток, уносимый парогазовой смесью из элементарного объема; ()а- тепловой поток, направленный из парогазовой смеси в жидкость за счет "сухой" теплоотдачи. Отсюда

б¡(с+хс)Л 1 = -а(¡1 - ¿г) Рс1г - с (// - Ь) С; ¿¿с,

(3.4)

где 0!, С/ - расход и теплоемкость сухой части парогазовой смеси; х - паро-содержание в парогазовой смеси; с - теплоемкость пара; // - температура парогазовой смеси; а - коэффициент сухой теплоотдачи; Ь - сопт - температура жидкой фазы.

Из уравнения (3.4) следует, что уменьшение теплосодержания парогазовой смеси связано с теплоотдачей в жидкость и нагревом испаренной жидкости от температуры жидкости /2 до температуры парогазовой смеси

и.

Выражение расхода пара, записанное через кинетическое уравнение (3.2) с учетом зависимости паросодержания от парциального давления пара х=Мр/(Рс-р), имеет вид:

(М + хи ){М + х)

(3.5)

где - отношение молекулярных весов пара и сухой части парогазо-

вой смеси; р - парциальное давление пара; Рс - давление парогазовой смеси; рх - коэффициент массопередачи, определенный по паросодержанию; Х/2 - иаросодержапие насыщения на поверхности контакта фаз (ГЖФ).

Уравнение теплового баланса (3.4) совместно с уравнением массо-обмена (3.5) и граничными условиями на ПКФ образуют систему, определяющую параметры парогазовой смеси при его движении через пенный слой:

х, -х

а + срх

Лг, _ * (М+:х1г)(М + х)

сЬ + хс)

1г = = со/к?;

с1х _ хн -х <к (М + х^М + х) О,

(3.6)

Начальными условиями для системы (3.6) являются параметры парогазовой смеси на входе в пенный слой: г~0, х=хц.

Чтобы определить температуру нагрева жидкости и выходные параметры парогазовой смеси и Хк, система (3.6) дополняется уравнением баланса тепла для пенного слоя в целом и решается при г=\.

Уравнение баланса тепла для пенного слоя имеет вид:

С,[(с, + хнс)(ш + хнг0] + Огпс211и = С?;[(сг + хЛ.с)1Л + хА.г„]+ У,су.. (3.7)

где - Сгн, с2, ¡¡н - начальный расход, теплоемкость и температура жидкости; хк, ¡¡к - конечное паросодержание, температура парогазовой смеси; С2, ь - расход и температура нагретой жидкости; г„ - теплота испарения жидкости.

После интегрирования система, определяющая тепловое состояние пенного слоя, принимает следующий вид:

с, + хк,с

/ = С2НС2<2Н + 6'|[(С1 + *»СУ|7/ +Х„Г0 - (с, +Хкс)1^к-ХкГи]

[Сгн + СЛхн -*к]с1 х17 = Аф(?г)/[/>г-Р(?,)],

(3-8)

Л/ + .г,

« :

■М ,

(А/ + .У,,)2

Полученные соотношения позволяют найти коэффициенты переноса по экспериментальным данным, а также установить взаимосвязь между а и Д:

Р,

а = $х(с\ +х, с)

(М + хь)

- хА. + (М + х,)1п —~

Х,_ -X,

(3.9)

1

1п<'

12)(с, + х„с) (Ги.-(2)(с-,+.хАс)

Л/ + -V, с. с,

( - А/)1п-! с с, + х.-с

Х"С + (М + х ) 1п -— Х

(3.10)

При совместно протекающих процессах тепломассообмена между многокомпонентной газовой смесью и жидкой (твердой) фазой одного из компонентов смеси в общем случае прямой аналогии нет. Это является следствием двух причин: 1) неоднородности граничных условий на поверхности контакта фаз по теплообмену и массообмену (наличие эффекта Стефана); 2) влияния переноса массы на перенос тепла: увеличение первого вызывает увеличение второго.

С другой стороны, когда массообмен незначительно влияет па теплообмен, проведение аналогии процессов допустимо. Это значит, что чем меньше паросодержание в парогазовой смеси, тем правомернее применение соотношения а .

С этих позиций соотношение (3.10) дает более точное представление о взаимосвязи а и Д, поскольку оно получено в результате решения системы уравнений переноса.

Связь общего коэффициента теплообмена с коэффициентом сухой теплоотдачи устанавливается преобразованием правой части уравнения (3.4)

a(f, -u)Fdz + c(t, -t2]G]dx = ^a + c^r'Yj(ti-t2)Fclz = K't(i] -t2)Fdz,

где K'r = a + с—— - общий коэффициент теплопередачи, зависящий от z. F dz

Среднее значение коэффициента теплопередачи Кт по высоте пен-

1

ного слоя определяется интефалом К1 - ^Krdz. Произведя интефирова-ние, приняв а-const, находим

G, , ч ДG,

=а+с-^(*А;-хи) = а + с-^. (3.11)

где a - коэффициент сухой теплоотдачи, AG2- количество испарившейся жидкости.

К.п.д. процесса теплообмена определяется с помощью первого уравнения системы (3.8)

( V'1

"О(3.12)

где г]х=(хк-хн)/(х,2-хн) - к.п.д. тепломассообмена.

Из этого соотношения следует, что к.п.д. теплообмена нелинейно зависит от к.п.д. массообмсна. Только при x^comt и п=а(М+х,2)2/fix(cI +х,2с) —1 соотношение между Г], и 7]х обращается в равенство i]i=t]x, которым рекомендуют пользоваться при инженерных расчетах.

Охлаждение жидкости

Выше было показано, что в зависимости от начальных условий охлаждения жидкости пенный слой может иметь одну или две зоны, в которых механизм тепломассообмена различен.

Когда парогазовая смесь поступает в пенный слой насыщенной, процесс протекает в одной зоне, причем теплообмен отличается от рассмотренного случая обратным направлением теплового потока сухой теплоотдачи: Qa = a(t2-t,)Fdz. Записав это равенство в виде Qa ~a(ti - t2)Fdz и сравнив его с соответствующей составляющей уравнения теплового баланса (3.4), приходим к заключению, что система уравнений, описывающая данный случай теплообмена, тождественна системе уравнений (3.6).

Формулы для определения коэффициентов переноса (3.9) и (3.10) также остаются неизменными..

Теплообмен с испарением, когда пенный слой имеет две зоны, представляет более сложный случай, требующий самостоятельного рассмотрения.

3.2. Теплообмен в пенном аппарате при нагреве жидкости насыщенным парогазом

Предлагается математическая модель процесса, позволяющая произвести расчет процесса тепломассообмена и определить экспериментальные значения коэффициентов теплопередачи при конденсации насыщенного пара, не прибегая к допущению об аналогии .

Изменение состояния пара при взаимодействии насыщенного парогаза с жидкостью ч

пенном слое.

Ранее было показано, что теплообмен при нагреве жидкости насыщенным парогазом протекает с неизменным механизмом по всей высоте пенного слоя. Объясняется это следующим.

При охлаждении парогаза понижается парциальное давление пара вследствие двух факторов: конденсации на поверхности контакта фаз (ПКФ) потока пара, образующегося вследствие разности парциальных давлений пара в объеме газовой фазы и на ПКФ, и конденсации при охлаждении в объеме газовой фазы в соответствии с кривой насыщения. Из-за наличия в парогазе конденсата, температура которого равна температуре парогаза, он является влажным насыщенным. Конденсат поглощается жидкостью в пенном слое, а состояние пара изменяется по кривой насыщения (рис. 3.3). При этих условиях интенсивность массообмена в пенном слое однозначно определяется скоростью охлаждения парогаза и протекает в соответствии с зависимостью давления насыщенного пара от температуры парогаза.

При описании процесса теплообмена приняты допущения, приведенные в предыдущем разделе. Принято также, что парогаз на входе и выходе элементарного объема пенного слоя является сухим насыщенным, а конденсат, образующийся в элементарном объеме, полностью поглощается жидкостью, что соответствует равновесному протеканию процесса.

У3

¿2 'ж

Рис. 3.3.

В этом случае, согласно методу, изложенному выше, баланс тепловых потоков для парогаза в элементарном объеме пенного слоя можно записать в виде •

С,(с, + хс)Л, = -а (г, - t2)Fdz - с(г, - (3.13)

где С/, с/ - расход "сухой" части и теплоемкость парогаза; х - паросодер-жание; с - теплоемкость пара; Ь - температура парогаза и жидкой фазы соответственно; а - коэффициент конвективного теплообмена; 2-/?/// -безразмерная координата в пенном слое; Г - площадь решетки.

Уравнение (3.13) отражает процесс теплообмена при нагреве жидкости насыщенным парогазом в пенном слое и имеет такой же вид, что и уравнение теплообмена при испарении (3.4), полученное ранее. Однако в уравнении (3.13) тепловой поток с массой противоположен конвективному тепловому потоку (так как ск<0), т.е. конденсация пара противодействует охлаждению парогаза. Теплота с1(2=-с(11-12)С1сЬ: возвращается в парогаз в результате перераспределения теплоты конденсации пара. Это не противоречит факту интенсивного теплообмена при конденсации пара. Возвращенное тепло лишь уменьшает скорость изменения температуры парогаза.

Если в уравнении (3.13) задать паросодержание как функцию температуры в соответствии с зависимостью давления насыщения пара от температуры парогаза, то для его решения будет достаточно одного эмпирического коэффициента конвективного теплообмена а. Отсюда следует, что при наличии выражения х(ь{) исключается из модели процесса уравнение массопереноса и отпадает необходимость применения аналогии для решения данной задачи. В этом заключается вторая особенность рассматриваемой модели.

Интегрирование выражения (3.13) от 0 до г приводит к равенству

= *(/,„)-(3.14) где ¡ш - температура парогаза на входе в пенный слой (при 2=0);

I, М 12

Для интегрирования дроби х^^/^г^ с приемлемой точностью можно использовать функцию

Ча, -I

а2,а2 > О,

(3.15)

где а о, а/, а2 - параметры, зависящие от давления парогазовой смеси. Для водяного пара

16.9 + 2.366-10'5 Рс .80.7 + 2.450 • 10 4

-0.033,

(3.16)

где Рс - абсолютное давление парогаза (Па), // - температура парогаза (н С). В результате получаем:

Г""Г2 («I -*.„)(«. "'Л

(3.17)

где х,=х@2) - паросодержание при температуре жидкой фазы, подставленное в (3.14), дает аналитическую зависимость температуры парогаза от высоты пенного слоя ¡¡(г).

Система уравнений для определения температуры жидкости и конечных параметров парогаза t|k и х^-х^ц) состоит из уравнения теплового баланса для парогаза и жидкости на решетке и зависимости температуры парогаза от высоты пенного слоя при 2=1:

\ .-I

V0!

[ _ °2НС2<2И + С.[(С| + ХНСУ 1„ + */А ~ (С1 + ХПС)(\.

[Сгн+а^хн-хк)]с1

-хкЯ

Л = + Х' ;с = с, / с,

(3.18)

с+х,

В = —

аР

+ А

С<7, С+Х, с+ X,

-А, Xя'-'■*)'

где С21/, ¡¡н - начальный расход и температура жидкости, поступающей на решетку; хи=х(1щ), хк=х0ц) - функции температуры.

3.3. Многополочный пенный утилизатор теплоты

Существующие методы расчета аппаратов не позволяют с достаточной надежностью определять параметры жидкости и газа по высоте пенного слоя на полке, а также по всему тракту многополочного пенного теплообменника (МПТ). Нет и единого алгоритма расчета однополочного и многополочного теплообменников.

Все это затрудняет разработку новых аппаратов, выбор режима теплообмена на решетках аппарата, а также учет влияния различных факторов на процесс тепломассообмена.

Проведенные исследования позволили разработать математическую модель процесса и предложить алгоритм его расчета, который позволяет:

- учесть процессы, протекающие в пределах пенного слоя, а также по тракту МПТ;

- рассчитать одно- и многополочные теплообменники при разной постановке задачи.

Рис. 3.4.

Схема многополочного пепиого теплообменника и распределение параметров потоков по полкам.

Программа использована при исследовании пенного теплообменника водогрейной установки 2УВАГ, разработанной на базе авиационного газотурбинного двигателя.

Сопоставление результатов расчета с данными испытаний установки 2УВАГ показало удовлетворительное совпадение.

Основные результаты представлены в работах [36-39].

3.4.Стохастическое описание процессов теплообмена и распространения акустических волн в пенном слое

3.4.1. Расчет процессов тепломассопереноса и распространения акустических волн в двухфазных газожидкостных средах традиционно проводится в рамках моделей взаимопроникающих сплошных сред (ВПСС). Од-

нако в пенных слоях контактного противоточного теплообменника имеет место ряд специфичных эффектов, труднообъяснимых в рамках моделей ВПСС. Это, прежде всего, аномально высокий коэффициент межфазного теплообмена (на 3-5 порядков превышающий молекулярный), а также явление интенсивного глушения пенным слоем шума вдоль газовой струи. Проведенный анализ экспериментальных данных по свойствам пенного слоя показал следующее. Авторами представления ВПСС были указаны границы применимости этого представления, в частности, условие

I« ¡о,

где / - масштаб неоднородностей несущей фазы, а 1ц - масштаб задачи, т.е. масштаб, на котором существенно меняются макроскопические осреднен-ные параметры несущей фазы (плотность, скорость и т.д.). В пенных слоях данного теплообменника размеры вихревых образований, на которых сильно флуктуирует поле скоростей газового потока, сравнимы по порядку величины с поперечным размером колонны, иначе говоря, имеет место оценка:

Такая оценка не позволяет считать поле скоростей непрерывно дифференцируемым. Поэтому, вообще говоря, в данной ситуации неправомерно применять для описания теплообмена и акустики уравнения ВПСС. Представляется целесообразным (наряду с проведенными по классическим схемам расчетами) для объяснения упомянутых эффектов и создания методики численных расчетов ввести стохастическое описание двухфазной среды.

3.4.2. Стохастическая модель двухфазного турбулентного теплообмена. Примем во внимание следующие свойства пенного слоя.

1) Согласно экспериментальным данным, поле скоростей прошедшего через решетку газа имеет следующую структуру. Сразу за решеткой образуются вихри, характерный размер которых близок к размеру отверстий решетки (рис. 3.5).

Вихри перемещаются вверх со скоростью, равной скорости газа перед решеткой. За счет взаимного трения вихри дробятся, уменьшается скорость их вращения; на верхней кромке пенного слоя поток становится ламинарным. Скорость газа в произвольной точке пенного слоя имеет ламинарную составляющую г о (скорость сноса потока) и турбулентную случайную составляющую гт, так что

\(х, 0 = г„ +у(х, 0 гт (х, I). (3.19)

Здесь у(х, I) - случайный вектор, равномерно распределенный по единичной сфере. По экспериментальным данным модуль турбулентной составляющей убывает с высотой И по закону, показанному на рис. 3.6.

2) Температура и турбулентная составляющая скорости газа в горизонтальном сечении колонны.

3) Так как капли жидкой фазы достаточно малы, можно считать, что они совершают свободный дрейф по полю скоростей газового потока, а сила тяжести сказывается только на верхней кромке пенного слоя, где исчезает турбулентность.

4) Поскольку объемное отношение газ/вода велико, можно считать, что жидкая фаза состоит из невзаимодействующих капель. Таким образом, задача о вычислении разогрева жидкой фазы сводится к вычислению разогрева одиночной капли.

(f(\\\

газ г

д д Ь Э

'dddd£>t>

ЭЭЭ2

д

Рис. 3.5. Схема поля Рис. 3.6. Зависимость величины

скоростей пенного слоя турбулентной составляющей v,„

от расстояния z до решетки.

Перечисленные свойства позволяют предположить, что аномально большой разогрев жидкой фазы связан с наличием мелкомасштабных возвратных движений капли в пенном слое, что резко увеличивает время пребывания капли в зоне перемешивания и ее нагрев. Так как температура газа в горизонтальном сечении постоянна, то вычисление итогового нагрева капли достаточно провести вдоль проекции ее траектории на ось z.

Для составления расчетной схемы зона перемешивания (пенный слой) моделируется одномерной математической сеткой по высоте z. Узлу z, сетки приписываются значения турбулентной составляющей скорости vm(zj, случайные направления у,(г) и температуры г, = rfxj, причем

Г О, р(у(2п*0) = р, 11, = ]. м>

[ -1, рГ^ - -I) = (1-Ц)/2,

у(гк) = { 0, р^) = А к= 1.....п-1

11, рш =0 = П-/4Л,

Xz.nl = о, р(у(гт) =1,

Здесь р - вероятность, /л - параметр теории. Величина /(г^ = 0 введена для учета горизонтальных перемещений капли. Траекторию капли считаем одномерным симметричным случайным блужданием по сетке {г,} с отражением на верхней кромке пены и поглощением на решетке. Из теории случайных блужданий известно, что, стартуя из точки г = с1 капля достигнет точки г = 0 с вероятностью 1. Причем, если п - количество узлов сетки, то средняя длина ее траектории до поглощения в нуле содержит О(п) шагов, что соответствует большому времени пребывания в пенном слое.

При блуждании капли по одномерной сетке номер узла, в котором она оказывается на г -ом шаге, равен

к(г) - к(г-1) + у(2к(г_!,) (3.20)

Время перехода равно:

= Ь / VкГг) (3.21)

При установившемся процессе полагаем, что температура решетки линейно зависит от номера слоя и не зависит от времени

4 = т0+ (тт- т„) к/т т. (3.22)

Теплообмен между каплей и сеткой на г-ом шаге опишем законом Фурье:

<1Тк(г)/с11 = Р(тк-Тк/Г)), Тк(г)(0)=Тк(г.,} (3.23)

Его решение в момент времени (3.21) дает температуру капли на г-ом шаге:

Тщ = Тк(г)ехр(-/31к(г)) + г\(1- ехр(-/3Н(г))).

Зависимость итоговой температуры кати Тот коэффициента температуропроводности ¡3: а) в отсутствие турбулентности, б), в), г) блуждание на решетках длиной 10, 20, 30. Численный эксперимент по схеме (3.20)-(3.23) приводит к результатам, показанным на рис.3.7. Разогрев капли в отсутствие турбулентности представлен на нижнем графике (кривая а)). Дополнительный разогрев в присутствии турбулентности, обусловленный увеличением длины траектории, представлен на трех верхних графиках. Разница в разогревах в присутствии и в отсутствие турбулентности помечена двусторонней стрелкой.

Из результатов численного моделирования видно, что при больших Р разница в разогреве слабо зависит от Р . Практически это означает, что для интенсификации межфазного теплообмена выгодно увеличивать высоту пенного слоя или ставить дополнительные решетки и невыгодно применять теплоироводящис присадки.

3.4.3, Стохастическая модель диссипации звука в пенном слое

Геометрическая структура пенного слоя, согласно принятой в настоящее время теории, образована криволинейными многогранниками (полиэдрами). Ребра этих многогранников имеют утолщенное сечение и

Рис. 3.8. Элементарная ячейка пены.

Имеются работы, в которых акустические свойства пены рассматриваются в представлении взаимопроникающих сплошных сред. Акустические свойства среды, как известно, существенно зависят от ее плотности и упругих свойств. Однако объемно осредненная плотность жидкой фазы оказывается по величине сравнимой с плотностью воздуха, а упругие свойства водяных пленок вследствие действия сил поверхностного натяжения существенно отличаются от упругих свойств воды как сплошной среды. Поэтому представление ВГ1СС для описания процессов в пене представляется неадекватным.

Вводимое нами стохастическое описание распространения звука состоит в следующем. Исследования показывают, что входящая в пенный слой звуковая волна распространяется по каналам Плато-Гиббса. На стыках каналов она многократно расщепляется по амплитуде, сохраняя при этом частоту. Расщепленные волновые цуги встречаются на выходе из пенного слоя и накладываются друг на друга в случайных фазах.

Введем для такого процесса следующее приближение. Один входящий в пенный слой плоский волновой фронт будем считать эквивалентным пучку независимо входящих в пенный слой когерентных плоских волн с амплитудами Ат,/Х). Ао(Я) ~ ¿Атц(А), т--1, М, М »1. Примем, что каждый из когерентных лучей не расщепляется на стыке пленок, а поворачивает случайным образом в одном из возможных направлений (рис. 3.9), иначе говоря, совершает случайное блуждание по пленкам. Будем моделировать пену развернутой на 45й к оси канала квадратной решеткой, по ребрам которой совершают случайное блуждание волны /1 „(рис.3.10).

Рис. 3.9

Путь звуковой волны в пенном слое

Рис.3.10

Модельный вариант прохождения звука через пенный слой

Горизонтальная составляющая волнового вектора определя-

ет амплитуду звука на выходе из пенного слоя. Можно считать, что Ат совершает случайное блуждание по одномерной решетке. Затухание звука на выходе из пенного слоя (решетки) определяется величиной

= /(Л2(оля)),.

Пусть дана одномерная решетка длины d = Na, где а - период квадратной решетки, N - целое число. Так как длина пути волны А„, может принимать значения вида na (п >N), то возможные значения амплитуды на выходе

Л„,„(А)(3.24)

Обозначим через <Ps(n) вероятность того, что амплитуда на выходе принимает значение (3.26). С другой стороны срк(п•) есть доля волн в пучке, проходящих по решетке путь длины п. Для амплитуды всего пакета на выходе получается выражение

(3.24)

Выполненный методами случайных блужданий расчет вероятностей

дает:

, ч 8л ^ „ . 2яг> . ли . 2nv „оч <Рх (")=- / COS--sin-sin----(j./ö)

,sv ' 2N -1 fjí-i 2^-1 2JV-1 2N -1 v '

Из формул (3.37)-(3.38) видно, что гармоники с длинами волн Л = — (к -

к

целое) и Я > 1тйЯа имеют на выходе из решетки одинаковые фазы, следовательно звук с такими длинами волн в данной модели не затухает. Исследование затухания других гармоник проводится численным моделированием, результаты которого представлены на рис. 3.11.

В области длин волн (за исключением значений Л=а/к)

имеем ij= 0,07, в области Я>4Ы2/а имеем tj=1. В области N2 + 4N2 зависимость r¡(X/a) хорошо аппроксимируется функцией

тЦХ / а) = а2 (Л / a)2 (l + а12 (Л / о)2),

где а - подгоночный параметр, определяемый численным моделированием.

0,95

/

О,ОТ

—----и--|

о 0,2.5 0.5 0,75 4

Я2

Рис. 3.11.

Зависимость коэффициента затухания г](?Уа) от безразмерной длины волны Х'а.

Выводы: В отличие от макроскопически осредненных моделей механики сплошной среды, стохастические модели, в принципе содержат полную информацию о двухфазном течении с крупномасштабными неодно-родностями и поэтому позволяют объяснять на первый взгляд парадоксальные эффекты. Кроме того, их численная реализация свободна от сложностей, присущих моделированию уравнениями в частных производных. Это делает их дальнейшую разработку весьма перспективной. Основные результаты опубликованы в работах [40-46].

4. ЭНЕРГОТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СИСТЕМЫ (ЭТС) НА БАЗЕ ДВИГАТЕЛЕЙ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ

Под ЭТС подразумеваются замкнутые системы генерации, преобразования и потребления энергии и энергоносителей, позволяющие осуществить энергоемкие технологические процессы. В данном случае - процессы теплофизического и комбинированного воздействия на продуктивные пласты, более полного извлечения нефти и природных битумов.

При всем разнообразии осуществленных технологических процессов системы включают следующие узловые элементы:

- блок генерации и преобразования энергии на базе двигателя летательного аппарата;

- устройство дополнительного подвода энергии (камеры подогрева газа, т.н. "камеры дожигания");

- гепломассообменные аппараты (устройства для получения агентов воздействия);

- система транспорта теплоносителей в пласт и воздействия на него.

Эффективность этих сложных комплексов обусловлена схемой осуществления процесса, качеством всей совокупности используемых эле-

ментов и возможностью обеспечения их совместной работы в оптимальном режиме.

В предыдущих разделах приведены примеры разработанных и внедренных в промышленность энерготехнологических систем (2УВАГ, УБВ-30). Приведены результаты исследований, позволившие разработать новые решения в области создания эффективных элементов системы. Существенная часть исследований, выполненных автором, посвящена вопросам синтеза, рационального построения и оптимизации новых систем применительно к различным технологическим процессам. Общим для этих систем является использование двигателей летательных аппаратов и принципов работы, присущих им. Прежде всего это обусловлено высоким совершенством этих энергетических устройств и реализуемых в них процессов.

Есть, однако, еще два обстоятельства, которые имеют решающее значение для обоснования решения.

Во-первых, в процессе воздействия на пласт и при извлечении из недр нефти и природных битумов велика потребность в различных видах энергии, для чего обычно используются независимые источники ее.

Во-вторых, авиационные газотурбинные двигатели позволяют удовлетворить эти потребности при минимальных потерях в процессе генерации: более того, в рассматриваемом случае эффективно утилизируется и та часть энергии, которая при использовании двигателя по прямому назначению относится к потерям - энергия выхлопных газов. С этой точки зрения промысел является наиболее благоприятной областью применения газотурбинной техники. При этом экономичность АГТД в составе энерготехнологической системы определяется совершенством процессов сжигания топлива и теплопередачи: совершенство термодинамического цикла преобразования энергии не влияет на экономичность (им определяется соотношение количества генерируемых видов энергии), в то время как при использовании АГТД в качестве генератора механической энергии это процесс, определяющий его экономичность.

Наконец, применение АГТД позволяет обеспечить и ряд других важных качеств ЭТС: автономность, транспортабельность, высокая степень автоматизации и заводской готовности.

Однако реализация этих возможностей обусловлена и адекватными характеристиками остальных элементов системы. Как показано в разделах 2 и 3, эти решения найдены созданием камеры подогрева с использованием процесса сжигания топлива в потоке и контактного теплообменника пенного типа.

В результате исследования структуры и взаимосвязи элементов разработана математическая модель ЭТС. Предложен алгоритм синтеза и оптимизации ее. Сформулированы принципы ее построения, а именно: - ориентация на определенный технологический процесс и целевую функцию;

- обеспечение совместимости ("равнопрочности") элементов системы по интенсивным и экстенсивным характеристикам, ресурсу, экономичности и др.;

- обеспечение существенной "степени свободы" отдельных элементов независимо от параметров системы в целом.

Ниже приведены две из ряда разработанных под руководством и при непосредственном участии соискателя энерготехнологические системы на базе АГТД:

- автономная система генерации энергии и теплоносителя и нагнета ния последнего в пласт (рис. 4.1);

Автономная установка УБВ-ЗОМ

1 2

1.Газ в систему тоиливопитания

2.Исхолная вода ¿.Продукты сгорании

4.Парогаз

5.Вы1л«п в атмосферу 1=20-30° С (..Горячая вода t=76-80 "С; 0360 м3/ч

ПАЭС-2500 - передвижная автономна» электростанция па 2500 кВт

Рис. 4.1

- система с замкнутым технологическим циклом, позволяющая ути лизировать побочные продукты извлечения углеводородов (рис.4.2)

ЭГ- электрогенератор АИ-20-авиащшныый двигатель КД-камера дожш ании ТО-контактный теплообменник Н|, Н; -центробежные насосы ЦНБ-180-1050М

Рис. 4.2

Замкнутый процесс генерации разных видов энергии и высокая степень утилизации отходов производства определяют эффективность энерготехнологических систем в целом.

Основные результаты представлены в работах [47-50] и в патенте [51).

5.ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ АСПЕКТОВ РАЗВИТИЯ СРЕДСТВ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА НЕФТЯНЫЕ И БИТУМНЫЕ ПЛАСТЫ

Созданные в результате проведенных автором исследований средства теплофизического воздействия на пласт, базирующиеся на технических решениях и принципах работы двигателей летательных аппаратов, позволили осуществить и открыли новые возможности внедрения ряда эффективных технологий добычи нефти и природных битумов, а именно:

- технологию поддержания пластовой температуры при разработке залежей высоковязких нефтей и нефтей с высоким содержанием парафинов;

- воздействие теплоносителями, содержащими в больших концентрациях углекислый газ;

- воздействие на пласт теплоносителем со свойствами растворителя углеводородов;

- технологию извлечения высоковязких нефтей из залежей, находящихся под слоем вечной мерзлоты.

Перечень и краткая характеристика этих методов воздействия, реализуемых с применением двигателей летательных аппаратов, приведены в таблице 5.1. Таблица 5.1.

№№ п/п Вид и агенты воздействия Механизм воздействия Цель Используемое техническое решение

1. ''Термическое: - горячая вода - пар - парогаз поддержание пластовой температуры снижение вязкости нефти комбинированное Повышение нефтеотдачи пластов, энергосбережение АГТД РД, АГТД РД

2. Газо-водяная смесь выравнивание фронта вытеснения РД

3. 2> Углекислый газ смешивающееся вытеснение РД

4. Пар критических параметров растворение нефти РД

5. Мног офазная среда замкнутого технологического процесса комбинированное АГТД, РД, +ВК

6. Продукты сгорания монотоплива комбинированное РД

7. Углекислый газ, получаемый при термовоздсйствии на карбонатные пласты комбинированное РД

8. 9. 10. 3)'Гермовоздействие в зоне вечной мерзлоты Сочетание теплофизичсского воздействия - с волновым - с физико-химическим Воздействие агентами замкнутого технологического цикла комбинированное термоволновое комбинированное РД + крно-геинаи техника АГТД, РД АГТД, РД

Сокращения:

ЛГТД - авиационный газотурбинный двигатель; РД - ракетный двигатель; ВК - винтовой компрессор;

Месторождения: 1 - Новый Узень, Харьяга, Кум-Коль;

2 - Ромашкннское (Абдрахмановская площадь);

3 - Русское (Западная Сибирь)

При этом решены задачи энергосбережения и обеспечения экологической чистоты процессов получения агентов воздействия и их подачи в пласт.

Однако изучение перспективы применения теплофизических методов показало, что главными факторами, сдерживающими широкое внедрение их, являются относительно высокие энергетические затраты и экологические последствия их применения. И хотя во многих случаях (прежде всего, при освоении высоковязких нефтей и природных битумов) этим методам нет альтернативы, задача снижения затрат энергии является первоочередной.

Анализ резервов энергосбережения и проблем охраны окружающей среды показывает, что созданием и рациональным размещением современных технических средств возможности существенного снижения затрат энергии и вредных выбросов в процессе генерации и транспорта агентов теплофизического воздействия практически исчерпаны.

В то же время исследование собственно технологии и механизма воздействия свидетельствует, что именно их развитие и совершенствование открывает большие возможности энергосбережения и уменьшения негативных экологических последствий.

Наиболее значительными в этом плане представляются результаты исследований по созданию технологий комбинированного воздействия, в основу которых положено сочетание теплофизического, гидродинамического и физико-химического воздействия, с одной стороны, и волнового -с другой.

Новый способ и средства разработаны в соавторстве с сотрудниками Отдела энергетики КазНЦ РАН и АО "Татнефть" (патенты [55], [56 ], полезная модель [57]).

Создаваемое в зоне воздействия волновое поле формируется благодаря возбуждению в потоке нагнетаемых в пласт агентов колебаний давления за счет различных физических эффектов, искусственно провоцируемых по тракту нагнетания. При этом исключается подвод энергии извне: процесс поддерживается за счет преобразования незначительной части энергии собственно потока жидкости.

Эффективность комбинированного метода превышает сумму эффектов совмещаемых процессов, что может быть объяснено интенсификацией процесса взаимодействия нагнетаемого агента с пластовой средой при наложении волнового поля на зону воздействия, расширением зоны охвата и формированием нестационарного режима воздействия.

Данные проведенных промысловых испытаний подтверждают результаты теоретических и экспериментальных исследований.

2. В соавторстве с сотрудниками Отдела энергетики КазНЦ РАН, ТатНИИнефтемаш и АО "НИИтурбокомпрессор" разработана система добычи нефти и природных битумов с замкнутым технологическим циклом (патент на изобретение, [51]).

Система позволяет использовать отходы, выделяемые в процессе извлечения продукции, для тсплофизического воздействия на пласт, тем самым значительно уменьшить затраты энергии и негативное воздействие на окружающую среду. При этом открываются большие возможности регулирования характеристик и свойств нагнетаемых в пласт агентов и, благодаря этому, оказывать влияние на механизм и режим воздействия на пласт.

Основные результаты исследований в этой области представлены в работах [52-54].

Обобщение выполненных в этой области исследований позволяет сделать следующие выводы:

1. Характеристики продуктивных пластов столь существенно различаются, что ни один из известных методов не может быть предложен в качестве универсального способа повышения нефтеотдачи пластов; необходимо сочетание различных способов воздействия на продуктивные пласты.

2. Теплофизические методы являются перспективной основой для осуществления комбинированных методов воздействия на пласт, позволяющей одновременно повысить их эффективность и уменьшить материальные и энергетические затраты.

3. Дальнейшее развитие теплофизических методов и перспектива их широкого применения обусловлено не только возможностью повышения температуры пласта и изменением свойств флюида (что с точки зрения энергетических затрат расточительно, хотя и неизбежно при разработке высоковязких нефтей и природных битумов), но, главным образом, совершенствованием механизма воздействия непосредственно на процесс фильтрации за счет использования комбинированных методов. Этот подход отражает современные тенденции развития методов интенсификации процесса добычи и повышения нефтеотдачи пластов во всем мире. Как показано в работе, использование для этих целей двигателей летательных аппаратов, реализуемых в них процессов и технических решений весьма эффективно.

Заключение

1.В диссертации представлены результаты многолетних исследований, посвященных созданию на базе двигателей летательных аппаратов (ДЛА) нового типа наземных теплоэнергетических установок и энерготехнологических систем, предназначенных для использования в процессах добычи нефти и природного битума.

2. В результате исследования термогазодииамических процессов, анализа режимов работы и влияния внешних условий на характеристики и параметры АГТД выявлены возможности коренного повышения эффективности наземных теплоэнергетических установок при использовании этих двигателей в качестве теплогенераторов и когенераторов энергии.

3. Выполненными исследованиями установлено также, что применение конвертированных АГТД в новом качестве является недостаточной мерой для реализации потенциальных возможностей газотурбинной техники в полной мере. Для достижения этой цели автором предложена концепция комплексного решения проблем энергосбережения и эффективного освоения энергетических ресурсов за счет создания на базе АГТД энерготехнологических систем.

4. Разработаны научные основы синтеза подобных систем, в том числе:

- принципы построения;.

- метод выбора совокупности, структуры и типа основных элементов системы;

- способы обеспечения оптимальных режимов работы элементов и системы в целом;

- критерии эффективности систем.

5. В результате исследования определяющих элементов систем предложены новые решения в области термогазодинамики, горения и тепломассообмена, позволившие повысить экономичность процессов генерации, преобразования и передачи энергии, значительно увеличить интенсивные и экстенсивные характеристики элементов ЭТС, обеспечить их высокую экологическую чистоту. Разработаны новые математические модели для описания процессов в двухфазных газожидкостных средах.

6. Разработан ряд концептуально новых систем на базе ДЛА применительно к перспективным методам теплофизического воздействия на нефтяные и битумные пласты. Промышленные испытания и эксплуатация созданных и внедренных под руководством и при непосредственном участии диссертанта энерготехнологических систем подтвердили их энергетическую, технологическую и экономическую эффективность, а также высокую экологическую чистоту реализованных в них процессов.

7. Проведенные исследования могут быть использованы при решении задач совершенствования процессов генерации энергии и ее рационального использования в процессах освоения трудноизвлекаемых запасов нефти и природных битумов, а также при решении проблемы энергосбережения в других энергоемких отраслях промышленности.

ПЕРЕЧЕНЬ

основных публикаций и изобретений по теме диссертации

1. Исследование баллистических характеристик и параметров РДТТ. Казанский авиационный институт. Казань, 1970. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Я.И. Кравцов.

2. Создание генераторов теплоносителя на базе авиационных газотурбинных двигателей с отработанным летным ресурсом для теплового воздействия на нефтяные пласты. НТО: 15-74-01.Казань, ТатНИИнефте-маш. 1974, Соавт. Бувайло И.А., Закиров P.A.

3. Перспективы применения АГТД для решения задач повышения нефтеотдачи пластов. Сб. "Наземное применение авиадвигателей в народном хозяйстве". Материалы межотраслевой выставки. М., ВИМИ, 1975. Со-авт. Бувайло И.А., Жданов М.М., Гостев В.В.

4. Параметрические исследования теплогенератора на базе АГТД. Сб. "Наземное применение авиадвигателей в народном хозяйстве". М., ВИМИ, 1976. Соавт. Талантов A.B., Братишко B.C., Дятлов И.Н., Гор-шенин Г.С.

5. Новые направления в разработке генераторов теплоносителя для термического воздействия на нефтяные пласты. Обзор. М., ЦИНТИхимнефте-маш. ХМ-3. 1975, Соавт. Алемасов В.Е., Талантов A.B., Бувайло И.А., Закиров P.A.

6. Параметры двигателя АИ-20 при работе в режиме теплогенератора. Сб. "Наземное применение авиадвигателей в народном хозяйстве", ч.2. М., ВИМИ, 1981, стр. 33-39. Соавт. Братишко B.C., Репин А.П., Юдашкин

A.A.

7. Водогрейные установки на базе АГТД с отработанным летным ресурсом. Сб. "Основные направления создания оборудования для новых технологических методов увеличения нефтеотдачи пластов". Материалы научно-технического семинара. М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1977. Соавт. Бувайло И.А., Гостев В.В., Талантов A.B., Ахмадисв P.C., Братишко

B.C., Репин А.П.

8. Теплоэнергетические установки на базе АГТД для нагрева воды и подачи ее в пласт. Обзор М., ВНИИОЭНГ, серия "Машины и нефтяное оборудование", 1982. Соавт. Омельченко В.И., Констаитиновский В.А., Гостев В.В.

9. Водогрейные установки на базе АГТД для технологических задач нефтяной промышленности. Сб. "Конструкторские работы в области нефтепромыслового машиностроения". М., ВНИИнефтемаш, 1984. Соавт. Репин А.П., Костерин В.А., Хисматуллин А.Я.

Ю.Использование авиационных газотурбинных двигателей в теплоэнергетических установках для добычи нефти. Сб. материалов международного семинара "Газовые турбины". ВНТО машиностроителей, Казань, 1990.стр. 179-184. Соавт. Алемасов В.Е., Братишко B.C., Верный A.A., Репин А.П., Хисамеев И.Г.

11.Принципы создания когенераторов энергии и теплоносителей на базе газотурбинных установок. Труды Всесоюзной конференции по проблемам комплексного освоения природных битумов и высоковязких неф-тей. КНЦ АН СССР, Казань, 1992, стр. 147-152. Соавт. Алемасов В.Е., Евлампиев A.B., Шаихов Р.Б., Халитова H.H.

12.Теплоэнергетические установки на базе авиационных ГТД для термических способов добычи трудноизвлекаемых нефтсй и природных битумов. Труды Международной конференции "Проблемы комплексного освоения трудноизвлекаемых запасов нефти и природных битумов

(добыча и переработка). Казань, 1994, стр. 1889-1993. Соавт. Костерин

B.А., Варсегов B.J1.

13.Нетрадиционные технологии тепло- и электроснабжения промышленных предприятий на базе авиационных ГТД. XV Kongreß der internationalen Konferenz fur industrielle Energiewirtschaft. Leipzig. 23-25 September 1996. В 2-6. S. 21-23. 9 Соавт. Варсегов В.Л., Гагай B.C., Гор-тышов Ю.Ф., Костерин В. А., Павлов А.Ф.

14.0n most promissing directions of GTI-based power systems development. The Third International Conference on new energy systems conversions "NESC'97". Kazan, September, 8-13, 1997. P. 205-208. Coauthors V. Alemasov, Ju. Gortyshov, V. Kosterin, V. Varsegov, A.Pavlov, V. Gagai.

15.Устройство для охлаждения корпуса газотурбинной установки. Авт. свидетельство N 826059 с приоритетом от 09.08.79. Соавт. АзимовФ.И., Иванов Ю.П., Репин А.П.

16.Установка для термического воздействия на нефтяной пласт. Авт. свидетельство N 1003585 с приоритетом от 23.02.81. Соавт. Братишко B.C., Косткин Ю.Ю.

17.Способ утилизации выхлопных газов газотурбинного двигателя. Авт. свидетельство N 1343959 с приоритетом от 01.10.85. Соавт. Сафронов

C.B., Вахитов F.F., Дергачев A.A., Сорокин В.А., Халитова Н.Р.,Щитов Б.В.

18.Способ глушения шума газового потока . Авт. свидетельство N 1507998 с приоритетом от 24.02.87. Соавт. Воронцов В.А., Костерин В.А., Павлов А.Ф., Репин А.П., Ахмадиев P.C., Красилышков Ю.Г.

19. Способ работы диффузора и устройство для осуществления способа. Решение ВНИИГПЭ о выдаче патента на изобретение от 21 октября 1997 г. (заявка N 96110048/06 (015872 от 21.05.96 г.). Соавт. Хабибул-лин М.Г., Воронцов В.А., Павлов А.Ф., Костерин В.А., Красильников Ю.Г., Матвеев В.Б., Торбин В.М., Насыров С.Р., Вранов А.Н., Копырин В.В., Ильин В.Э.

20.Фронтовое устройство и организация процесса горения в камере дожигания теплоэнергетической установки на базе авиационного ГТД. Сб. статей "Теплоэнергетика и энерготехнология в проблемах добычи нефти и битума". КНЦ АН СССР, Казань, 1991. Соавт. Варсегов В.Л., Воронцов В.А., Хисматуллии А .Я., Карунин А.Г., Костерин В.А., Садыков А.Ф., Репин А.П.

21.Струйные способы сжигания природного газа в камерах дополнительного подогрева ГТУ. Труды Международной конференции "Проблемы комплексного освоения трудноизвлекаемых запасов нефти и природных битумов (добыча и переработка). Казань, 1994, стр. 1318-1322. Соавт. Варсегов BJI., Костерин В.А.

22.Экспериментальное исследование газодинамического воспламенителя. Ж. "Химическое и нефтяное машиностроение". 1988, N 7, стр. 17-19. Со-

авт. Буторин Э.А., Фисейский В.А., Зарецкий Я.В., Мокроусов Г.П., Чу-гунов В.Б.

23.Эффект газодинамического и волнового взаимодействия потоков как средство надежного инициирования горения в системах воздействия на пласт. Труды Международной конференции "Проблемы комплексного освоения трудноизвлекаемых запасов нефти и природных битумов (добыча и переработка). Казань, 1994, стр. 1386-1405. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А., Карелин В.А.

24.Газодинамический воспламенитель как элемент энерготехнологического комплекса для разработки месторождений высоковязкой нефти. Труды Международной конференции "Проблемы комплексного освоения трудноизвлекаемых запасов нефти и природных битумов (добыча и переработка). Казань, 1994, стр. 1406-1414. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А.

25.Экспериментальные исследования газодинамического воспламенителя. Ж. Химическое и нефтяное машиностроение. 1988. N 7. Соавт. Буторин Э.А., Фисейский В.А., Зарецкий Я.В., Мокроусов В.П., Чугунов В.Б.

26.Акустический генератор тепла для воспламенения топливной смеси. Сб. материалов выездной сессии АН СССР "Тепловые методы добычи нефти". М., Наука, 1988. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А.

27.Стабилизатор пламени. Авт. свидетельство N 790883 с приоритетом от

30.07.79. Соавт. Воронцов В.А., Костерин В.А., Талантов A.B.. Хисма-туллин А.Я.

28.Камера сгорания. Авт. свидетельство N 869427 с приоритетом от

05.03.80. Соавт. Спиридонов Ю.А., Репин А.П., Закиров P.A., Галицкий Ю.Я., Спиридонов А.Ю., Иванов Ю.П.

29.Стабилизатор пламени. Авт. свидетельство N 1031268 с приоритетом от

18.12.81. Соавт. Воронцов В.А., Корчагин Ю.С., Костерин В.А., Хисматуллин А.Я.

30.Фронтовое устройство камеры сгорания. Авт. свидетельство N 1114098 с приоритетом от 24.12.82. Соавт. Костерин В.А., Воронцов В.А., Хис-матуллин А.Я., Сорокин В.А., Дергачев A.A., Репин А.П.

31.Стабилизатор пламени (форсажной камеры сгорания газотурбинного двигателя). Авт. свидетельство N 1181362 с приоритетом от 27.04.84. Соавт. Репин А.П., Хисматуллин А.Я., Костерин В.А., Павлов А.Ф., Воронцов В.А.

32.Фронтовое устройство форсажной камеры сгорания газотурбинного двигателя. Авт. свидетельство N 1392972 с приоритетом от 30.06.86. Соавт. Воронцов В.А., Костерин В.А., Хисматуллин А.Я., Дергачев A.A., Батырбаев М.Д., Павлов А.Ф.

33.Устройство для подогрева газового потока. Авт. свидетельство N 1533421 с приоритетом от 04.11.87. Соавт. Спиридонов Ю.А., Спиридонов А.Ю., Репин А.П., Батырбаев М.Д.

34.Способ нагрева газа. Авт. свидетельство N 1551020 с приоритетом от 01.08.88. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А., Фисейский В.А., Карелин В.А.

35.Газодинамический воспламенитель. Авт. свидетельство N 1272839 с приоритетом от 07.02.85. Соавт. Фисейский В.А., Буторин Э.А., Беляков Ю.М., Мокроусов B.C., ЧугуновВ.Б., Карелин В.А.

36.Теплообмен с испарением в пенном слое на противоточной решетке. ЖПХ,-1981. т.55, N 9, стр. 2070-2076. Соавт. Репин А.П., Тарат Э.Я.

37.Тепломассообмен в пенном аппарате при нагреве жидкости насыщенным парогазом. ЖПХ, N 6, стр. 1306-1309. 1987. Соавт. Репин А.П., Ме-дер М.Ю.

38.Расчет многополочного пенного утилизатора тепла. Сб. статей "Научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в области нефтепромыслового машиностроения". ЦИНТИхимнефтемаш, М., 1988. стр.53-58. Соавг. Репин А.П.

39.Перенос тепла в жидкой фазе по высоте пенного слоя противоточной решетки. Сб. статей "Научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в области нефтепромыслового машиностроения". ЦИНТИхимнефтемаш, М., 1989. Соавт. Репин А.П.

40.Стохастическая модель теплопереноса в двухфазной газожидкостной среде со структурой "кипящего слоя". Сб. статей "Теплоэнергетика и энерготехнология в проблемах добычи нефти и битума", стр. 97-109, КНЦ АН СССР, Казань, 1991. Соавт. Бренерман М.Х., Кссссль А.Р.

41.The Stochastic Model of Heat Transfer in Two-phase Gas-Liquid Flow with a Structure of "Boiling" Stratum. Proc. Conf. on Multiphase, Tsukuba, Japan, 1991, V. 2, P. 35-38. Coauthors Brenerman M.Kh., Kessel A.R.

42.Модель "блуждающих фаз" для теплообмена в двухфазной газожидкостной среде с турбулентным перемешиванием. "Доклады академии на-ук"(ДАН) России, т. 329, N 3, Москва, 1993, с. 285-287. Соавт. Бренерман М.Х., Кессель А.Р.

43.Стохастический подход к описанию процессов в "слабо" перемешанных многофазных средах. Модель блуждающих волн. "Доклады академии наук (ДАН) России, т. 336, N 1, Москва, 1994, с. 46-49. Соавт. Алемасов В.Е., Бренерман М.Х., Кессель А.Р.

44.The stochastic description of acoustic and heat transfer processes in "weakly" intermixed multiphase flow based on random walk theory. Proc. 3-d Int. symp. on multiphase flows and heat Transfer, Xi"an, China, 1994, p. 6469. Соавт. Алемасов B.E., Бренерман M.X., Кессель А.Р.

45.The stochastic model of acoustic dissipation in foams as "weakly" intermixed multiphase flow randomly walking waves model. Proceedings of JCMF'95, Kyoto, Japan, 1995, P3-59-P3-61. Соавт. Алемасов B.E., Бренерман M.X., Кессель А.Р.

46.Моделирование процессов в "слабоперемешанных многофазных средах" с помощью теории случайных блужданий. Модели "блуждающих

фаз" и "блуждающих волн". Ж. "Математическое моделирование". М., 1996, Т.8, N 5, стр. 37-50. Соавт. Алемасов В.Е., Бренерман М.Х., Кес-сель А.Р.

47.Генераторы теплоносителя комбинированного воздействия для условий Русского месторождения. Сб. "Основные направления создания оборудования для новых технологических методов увеличения нефтеотдачи пластов". Материалы научно-технического семинара. М., ЦИНТИхим-нефтемаш, 1977. Соавт. Бувайло И.А., Халитова H.H., Праведников Н.К., Свищев М.Ф.

48.Получение новых видов теплоносителя для воздействия на нефтяные пласты. Сб. "Состояние и перспективы применения новых методов увеличения нефтеотдачи пластов" (материалы Всесоюзного семинара). М.,ВНИИОЭНГ, 1977, стр. 79-80. Соавт. Алемасов В.Е., Закиров P.A., Халитова H.H.

49.Основные направления создания комплекса оборудования и технических средств для добычи природных битумов и высоковязких нефтей. Труды Всесоюзной конференции по проблемам комплексного освоения природных битумов и высоковязких нефтей. КНЦ АН СССР, Казань, 1991, стр. 76-79. Соавт. Алемасов В.Е., Верный A.JI., Галеев A.M., Гиба-дуллин К.Г., Садыков А.Ф., Хисамеев И.Г.

50.Энергетика и энерготехнология в проблемах освоения высоковязких нефтей и природных битумов. Труды Международной конференции "Проблемы комплексного освоения трудноизвлекаемых запасов нефти и природных битумов (добыча и переработка). Казань, 1994, стр. 113-121. Соавт. Алемасов В.Е.

51.Установка для термического воздействия на нефтяные и битумные пласты. Патент N 1662156 с приоритетом от 11.08.88. Соавт. Алемасов В.В., Галеев A.M., Верный A.JL, Гибадуллин К.Г., Хисамеев И.Г.

52.Эффекты возбуждения пульсаций давления в потоках жидкости и газа и их использование в устройствах для воздействия на нефтебитумные пласты. Труды Всесоюзной конференции по проблемам комплексного освовения природных битумов и высоковязких нефтей. КНЦ АН СССР, Казань, 1991. Соавт. Фоминых A.B.

53.Генерация пульсаций давления в потоках теплоносителей как принцип работы термогидродинамических излучателей. Сб. статей "Теплоэнергетика и энерготехнология в проблемах добычи нефти и битума". КНЦ АН СССР, Казань, 1991, стр. 65-75. Соавт. Фоминых A.B.

54.Генераторы для волнового воздействия на нефтяной пласт и призабой-ную зону. Труды Всесоюзной конференции по проблемам комплексного освоения природных битумов и высоковязких нефтей. КНЦ АН СССР, Казань, 1991, стр. 27. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А.

55.Способ обработки продуктивных пластов. Патент N 1816852 с приоритетом от 10.05.89. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А., Карелин В.А., Николаев С.А.

56.Устройство для обработки продуктивных пластов. Патент N 2041343 с приоритетом от 03.07.90. Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А., Мусли-мов Р.Х., Николаев С.А.

57.Устройство для обработки продуктивных пластов, решение ВНИИГПЭ о выдаче свидетельства на полезную модель от 27 ноября 1997 г. (заявка N 97115907/20 (016959) от 24.09.97). Соавт. Алемасов В.Е., Буторин Э.А., Муслимов Р.Х., Карелин В.А., Волков Ю.В., Шестернин В.В., Ху-саинова A.A.

58. Заключение комиссии МИННЕФТЕПРОМа СССР по определению целесообразности дальнейшей разработки водогрейной установки 2УВАГ. Утверждено 27.04.84 зам. Министра В.М.Юдиным

59. Акт приемки головного образца установки УБВ-30 от 03.06.91. Утвержден и.о. Генерального директора МНТК «Нефтеотдача» Ю.В. Мас-лянцевым.