автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Оптимизация геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения топлива и воздуха малоэмиссионной камеры сгорания конвертированного авиационного двигателя

На правах рукописи УДК [629.7.03:621.431.75+629.7.036.7]:(043.3)

Кутыш Дмитрий Иванович

ОПТИМИЗАЦИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ И ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ УСТРОЙСТВА ДВУХСТУПЕНЧАТОГО СМЕШЕНИЯ ТОПЛИВА И ВОЗДУХА МАЛОЭМИССИОННОЙ КАМЕРЫ СГОРАНИЯ КОНВЕРТИРОВАННОГО АВИАЦИОННОГО ДВИГАТЕЛЯ

Специальность 05.07.05 «Тепловые, электроракетные двигатели и энергоустановкилетательныхаппаратов»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата техническихнаук

Москва, 2004

Работа выполнена в Московском авиационном институте (государственном техническом университете)

Научный руководитель - заслуженный деятель науки и техники РФ,

докт. техн. наук, проф. О.Н. Емин.

Официальные оппоненты:

Действ, член РАЕН, докт. техн. наукА.И. Папуша. Член-корр. академии Транспорта РФ, докт. техн. наук, проф. А.А. Шейпак.

Ведущая организация - ФГУП НПО им. СА Лавочкина.

Защита состоится "_"_2004 г. в_часов на заседании диссер-

танионного совета Д 212.125.08. в Московском авиационном институте (государственном техническом университете) по адресу: 125993, Москва, Волоколамское ш., д. 4, А-80, ГСП-3.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского авиационного института (государственного технического университета).

Ученый секретарь диссертационного Совета, кандидат технических наук, доцент

zws-ч ¿936*2

ftOS3 3

Актуальность темы. Развитие мировой энергетики за последние годы свидетельствует о росте числа конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, и стационарных газотурбинных установок (ГТУ) в качестве источников выработки электроэнергии. Однако стационарные ГТУ, в том числе ГТУ, созданные на основе конвертированных авиационных двигателей, являются крупными локальными источниками вредных выбросов (N0X и СО) из-за непрерывной работы ГТУ и больших расходов воздуха и топлива в одном агрегате, поэтому к ним предъявляют повышенные экологические требования, особенно к таким их типам, которые работают на жидком топливе. В соответствии с международными требованиями эмиссия от перспективной энергоустановки мощностью 5 Мвт и выше не должна превышать 9 ррm и 20 ррm соответственно. Актуальность снижения вредных выбросов от ГТУ возрастает в связи с тем, что они, обычно, располагаются в непосредственной близости от жилых массивов с высокой плотностью населения.

Задачи исследования. Проблема низких концентраций [iVOJ, [СО] и решается различными путями:

• реализацией двухзонного сжигания богатых и бедных топливовоз-душных смесей (ТВС);

• уменьшением времени пребывания ТВС в зоне горения за счет применения коротких камер сгорания (КС) с «горячими» стенками;

• сжиганием предварительно подготовленных бедных ТВС.

Несмотря на все усилия по снижению выбросов вредных веществ,

достипгутый в авиационных двигателях и промышленных ГТУ уровень концентраций [AÜJ при диффузионном сжигании бедной смеси жидкого топлива (типа керосина) и воздуха с коэффициентом избытка воздуха в зоне горения ССг~ 2,0 - 2,5 составляет не ниже (70 - 100) ррm.

Поэтому в течение последних (10-15) лет в зарубежных и отечественных фирмах ведется интенсивная работа по созданию малоэмиссионных КС путем сжигания предварительно подготовленных смесей газообразного или жидкого топлива и воздуха при 1,6 < ССр< 2,5, как одного из наиболее эффективных путей снижения эмиссии Однако при

реализации этого направления усложняется конструкция КС и возрастает ее длина. Кроме того, возникает серьезная проблема устойчивого горения бедных ТВС, которая преодолевается следующим образом:

• реализацией каталитического воспламенения и устойчивого горения бедной смеси, рекомендованного Программой развития передовых технологий Департамента энергетики США «Advanced Turbine System»;

• стабилизацией горения бедной TBC С.помощыои-Диффузионного факела газообразного топлива;

РОС. НАЦИОНАЛЬНАЯ БИБЛИОТЕКА С.Пе ОЭ

• стабилизацией горения бедной ТВС с помощью диффузионного факела предварительно конвертированного исходного топлива (твердого, жидкого или газообразного).

Причем горение бедных смесей может сопровождаться проскоком пламени, пульсациями давления, сопровождающимися вибрационным горением. Особенно большие проблемы возникают при разработке малоэмиссионных КС, работающих на жидком топливе, что обусловлено необходимостью:

• распыливания жидкого топлива с размерами капель не более (20 -40) мкм;

• эффективного смешения жидкого топлива с воздухом и испарение его на коротком участке КС.

Предварительную подготовку смеси жидкого или газообразного топлива и воздуха можно реализовать не только в пределах КС, но и за ее пределами с помощью специального устройства смешения, что не связано с усложнением ее конструкции.

Сопоставление экологических характеристик отсека малоэмиссионной КС ГТУ с горелкой фирмы ABB, полученных на стенде ВТИ при сжигании предварительно подготовленных ТВС на базе дизтоплива марки Л (ГОСТ 4749-62) и природного газа с помощью такого устройства смешения, приведено на рис. 1.

Рис. 1.

Из рис. 1 видно, что при сжигании предварительно подготовленной смеси жидкого топлива и воздуха с а= 2,2 концентрация [М},] снижается, примерно, в 7,5 раз, а концентрация [СО] - примерно, в 10 раз по сравнению с концентрациями \ИОх] И [СО] при диффузионном его сжигании соответственно.

Верхние кривые на обеих характеристиках соответствуют диффузионному сжиганию жидкого топлива, а нижние кривые - сжиганию предва-

рительно подготовленных смесей природного газа и жидкого топлива с воздухом, т. е. при сжигании предварительно подготовленных смесей жидкого и газообразного топлив с воздухом экологические характеристики КС по концентрациям [Ж?*] И [СО] совпадают.

Это свидетельствует о том, что устройство смешения позволяет получить смесь жидкого топлива и воздуха, которая по своим физико-химическим свойствам не отличается от смеси газообразного топлива и воздуха, также полученной в устройстве.

Таким образом, применение устройства смешения позволяет не только обеспечить сжигание предварительно подготовленных смесей жидкого или газообразного топлива и воздуха с целью улучшения экономических и экологических показателей стационарных ГТУ и конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, но и сделать их более универсальными, способными работать как на жидком, так и на газообразном топливах.

В устройстве, с помощью которого были получены перспективные экологические характеристики малоэмиссионной КС ГТУ (рис. 1), реализован известный способ смешения жидкости и газа с применением проницаемого элемента (ПЭ) в соответствии с патентом РФ № 2104764. Такой способ смешения жидкости и газа позволяет получить калиброванные капли жидкости сколько угодно малого размера за счет механического дробления жидкости в микропорах ПЭ, недоступного для пневматических форсунок. Причем процесс смешения завершается на очень малой длине пути, равной толщине стенки ПЭ, что позволяет максимально уменьшить габариты устройства.

В соответствии с этим способом устройство смешения было выполнено по классической схеме с внешним поступлением смешивающихся компонентов, что не позволило получить желаемого качества смеси. При проектировании устройства не были исследованы различные способы рас-пыливания жидкости до подачи ее в ПЭ (струйные способы и способы с применением проницаемых элементов и центробежных форсунок). Не были известны газодинамические характеристики вихревой камеры устройства и проницаемых материалов, из которых выполняется ПЭ. Поэтому устройство смешения имело большие абсолютные размеры ПЭ, далекие от оптимальных, так как удовлетворительное качество смеси достигалось при весьма больших соотношениях воздуха и топлива Кроме

того, не были изучены режимы пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ, используя критерии их существования.

1. В связи с этим возникла острая необходимость в разработке более эффективного способа смешения жидкости и газа.

Чтобы можно было правильно выбрать оптимальные геометрические и

газодинамические параметры и спроектировать устройство смешения, удовлетворяющее заданным газодинамическим характеристикам, необходимо:

2. Исследовать процесс смешения струй жидкости и газа до подачи их в ПЭ с помощью аналитического или численного метод расчета взаимодействия струй жидкости в сносящем ограниченном потоке газа, способного определять траектории таких струй;

3. Исследовать газодинамические характеристики вихревой камеры устройства смешения;

4. Исследовать газодинамические характеристики проницаемых материалов, из которых могут быть изготовлены ПЭ;

5. Исследовать режимы пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ, используя критерии их существования, в том числе критические режимы истечения двухфазной смеси из ПЭ, при которых обеспечивается высокое качество смеси.

Кроме этих пяти основных задач необходимо было решить ряд сопутствующих задач:

♦ спроектировать, изготовить и отладить установку для проведения экспериментальных исследований по определению газодинамических характеристик проницаемых материалов, изготовленных из металлических микронных порошков, сеток и волокон;

♦ спроектировать устройство смешения, в котором реализован новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа с повышенной однородностью смеси, включающее вихревую камеру для равномерной подачи жидкости на поверхность ПЭ;

♦ спроектировать, изготовить и отладить установку для проведения экспериментальных исследований по определению режимов пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ;

♦ проанализировать полученные результаты и дать их математические обобщения в виде аналитических зависимостей, удобных к применению при проектировании устройств смешения жидкости и газа в различных технологических процессах, и другие задачи.

Научная новизна полученных результатов состоит в следующем:

1. Разработан новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа с применением ПЭ, обеспечивающий повышенную однородность смеси по сравнению с известными способами.

2. Разработан новый численный метод расчета траектории однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в ограниченном сносящем потоке газа, учитывающий, в отличие от известных методов, гравитационную силу, действующую на выделенный элемент струи жидкости, ускорение потока в области его взаимодействия со струями, эжектирую-

щую способность струй и переменность давления под струями по длине циркуляционной зоны.

3. Впервые экспериментально исследованы газодинамические характеристики металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных порошков, сеток и волокон, в турбулентной области по числу Рейнольдса и получены обобщенные аналитические зависимости коэффициентов сопротивления и трения от числа Рейнольдса различных типов проницаемых пластин.

4. Впервые экспериментально исследованы режимы пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ, в том числе и критические режимы, на которых достигается качественное распыливание жидкости и однородность смеси. Предложены обобщенные аналитические зависимости критерия дробления капель жидкости Вебера от критических чисел Рейнольдса и Маха и критического отношения расходов газа и жидкости.

5. Разработано устройство смешения жидкости и газа и предложена методика выбора оптимальных геометрических и газодинамических параметров при проектировании таких устройств, обеспечивающих получение минимальных размеров устройства и качественное распыливание жидкости.

Практическая значимость полученных результатов заключается в следующем:

1. Новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа с повышенной однородностью смеси, реализованный в устройстве смешения, позволяет за счет предварительной подготовки смеси жидкого топлива и воздуха преобразовать жидкое топливо в газообразное топливо, при сжигании которого образуется существенно меньше вредных веществ NОх и СО), т. е. значительно уменьшить пагубное влияние на окружающую среду деятельности конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, и стационарных ГТУ при работе на жидком топливе.

2. Предложенный метод численного расчета траектории однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в ограниченном сносящем потоке газа, позволяет выбрать оптимальные геометрические и газодинамические параметры смесителя первой ступени устройства смешения, т. е. уменьшить габариты устройства и потери полного давления в этом устройстве.

3. Использование обобщенных аналитических зависимостей коэффициентов сопротивления и трения от числа Рейнольдса различных типов проницаемых пластин при проектировании различных устройств смешения позволяет выбрать такие проницаемые пластины в качестве ПЭ, которые обеспечивают минимальный перепад давления на ПЭ - важнейшей эксплутационной характеристики устройства смешения.

4. Применение ПЭ во второй ступени смешения жидкости и газа поз-

воляет максимально уменьшить путь смешения компонентов, сведя его до размеров толщины стенки ПЭ, и радикально улучшить габаритные и весовые характеристики устройства смешения.

5. Использование обобщенных аналитических зависимостей критерия дробления капель жидкости Вебера от критических чисел Рейнольдса и Маха и критического отношения расходов газа и жидкости при проектировании различных устройств смешения позволяет гарантировать получение качественной смеси жидкости и газа повышенной однородности наряду с оптимальными геометрическими и газодинамическими характеристиками устройства смешения.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы обсуждены:

♦ на семинаре «Рабочий процесс ВРД» при кафедре «Теория воздушно-реактивных двигателей» Московского авиационного института (государственного технического университета) (Москва, МАИ, 20 мая. 2004 г.), тема доклада «Разработка устройства подготовки смеси жидкости и газа с применением проницаемого элемента и исследование его газодинамических характеристик»;

♦ на XX Международном семинаре по струйным, отрывным и нестационарным течениям (Санкт-Петербург, 1 - 3 июля 2004 г.), тема доклада «Применение метода Рунге-Кутта для дифференциального уравнения 2-го порядка к решению задачи о траектории однорядной системы струй метана, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха»;

♦ на V Международной конференции по неравновесным процесса в соплах и струях (Самара, 5-10 июля 2004 г.), тема доклада «Метод расчета траектории однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке газа»;

♦ на Международной молодежной научной конференции «XII Тупо-левские чтения» (Казань, 10-11 ноября 2004 г.), тема доклада «Устройство предварительной подготовки смеси топлива и воздуха на базе проницаемого элемента»;

♦ на XII Всероссийской межвузовской научно-технической конференции по газотурбинным и комбинированным установкам и двигателям (Москва, 23 - 25 ноября 2004 г.), тема доклада «К вопросу оптимального проектирования устройства предварительной подготовки смеси топлива и воздуха для малоэмиссионной камеры сгорания наземной ГТУ»;

♦ на первом Межведомственном семинаре по проблемам создания низкоэмиссионных камер сгорания стационарных ГТУ (Москва, ЦИАМ, 6-10 декабря 2004 г.), тема доклада «Результаты экспериментальных исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью металлического про-

ницаемого элемента».

Личное участие автора. При личном участии автора:

• разработан новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа с применением ПЭ;

• спроектировано устройство смешения, в котором реализован предложенный способ смешения жидкости и газа;

• разработан новый численный метод расчета траекторий однорядных систем струй газа и жидкости, распространяющихся в ограниченном сносящем потоке воздуха;

• спроектирована и отлажена установка для проведения экспериментальных исследований по определению газодинамических характеристик проницаемых материалов;

• спроектирована и отлажена установка для проведения экспериментальных исследований по определению режимов пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ;

• исследованы газодинамические характеристики проницаемых материалов, из которых могут быть изготовлены ПЭ;

• исследованы режимы пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ, используя критерии их существования;

• проанализированы полученные результаты и даны их математические обобщения в виде аналитических зависимостей и т. д.

Публикации. По теме диссертации опубликованы:

1. Три статьи в журнале «Конверсия в машиностроении»

• за 2001 г., № 4; за 2003 г., № 6; за 2004 г., № 2.

2. Патент РФ № 2216634 за 2003 г. на изобретение.

3. Тезисы докладов 3-х конференций и 1-го семинара:

• XX Международного семинара по струйным, отрывным и нестационарным течениям, Санкт-Петербург, 1-3 июля 2004 г.

• V Международной конференции по неравновесным процесса в соплах и струях (ОТШ-2004), Самара, 5-10 июля 2004 г,

• Международной молодежной научной конференции «XII Тупо-левские чтения», Казань, 10-11 ноября 2004 г.

• XII Всероссийской межвузовской научно-технической конференции по газотурбинным и комбинированным установкам и двигателям, Москва, 23 - 25 ноября 2004 г.

Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, 4-х глав, выводов и рекомендаций, содержит 165 страниц машинописного текста, 56 рисунков, 7 таблиц и 6 фото. Список литературы включает 125 наименований, в том числе 35 наименований на иностранных языках.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении кратко изложены приоритетные направления развития мировой энергетики. Отмечается рост числа конвертированных авиационных двигателей и стационарных ГТУ авиационного типа в качестве источников выработки электроэнергии, которые обладают рядом преимуществ по сравнению с традиционными тепловыми электрическими станциями. Дано обоснование актуальности создания малоэмиссионных КС ГТУ. Выявлены проблемы, возникающие при создании малоэмиссионных КС, работающих на газообразном и жидком топливах. Проанализированы особенности получения качественной смеси жидкого топлива и воздуха. Показаны преимущества пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ при получении качественной ТВС для подачи ее в КС ГТУ.

В главе I проанализированы пути создания малоэмиссионных КС конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, и стационарных ГТУ. Отмечается, что сжигание предварительно подготовленных бедных ТВС является наиболее перспективным путем создания малоэмиссионных КС. Причем предварительное перемешивание жидкого или газообразного топлива и воздуха целесообразно осуществлять за пределами КС, что не связано с усложнением ее конструкции. Однако для получения качественной (мелкодисперсной и однородной) смеси жидкого топлива необходимо иметь специальное устройство, в котором реализован эффективный способ смешения жидкости и газа. В связи с этим был выполнен обзор известных способов пневматического распыли-вания жидкости, в том числе и способов с применением ПЭ, на основании анализа опубликованных работ и патентов отечественных и зарубежных авторов. В результате анализа этих способов был выбран наиболее эффективный способ по патенту РФ 2104764, который и был реализован в устройстве смешения.

Результаты экспериментальных исследований экологических характеристик сектора КС ГТУ подтвердили, что при сжигании бедных смесей топлива и воздуха, предварительно подготовленных в устройстве смешения с применением проницаемого элемента, можно значительно (в несколько раз) уменьшить концентрации по сравнению с концентрациями при диффузионном сжигании топлива. Причем существует область бедных смесей по ар, в которой наблюдаются одновременно низкие концентрации [ЫОх] и [СО], т. е. наблюдается их положительная корреляция.

Наряду с положительным экологическим эффектом от применения

устройства смешения были выявлены конструктивные недостатки самого устройства, затрудняющие получение смеси высокого качества.

Поэтому в конце главы I были сформулированы задачи исследования, реализация которых позволит получить геометрические и газодинамические данные для оптимального проектирования устройства смешения.

В главе II изложен новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа, обеспечивающий повышенную однородность смеси.

На рис. 2 приведена схема устройства смешения, в котором реализован данный способ.

Устройство смешения (рис. 2) содержит корпус 1 вихревой камеры, ПЭ 2, частично образующий боковые стенки вихревой камеры, осесимметричное профилированное сужающееся сопло 3, тангенциальный канал 4 для подачи воздуха, канал 5, кольцевой канал 6 и однорядную систему отверстий 7 для струйной подачи топлива (жидкого или газообразного) 8.

Новизна способа подтверждается положительным решением по заявке № 2004108175 от 22.03.04 г. на выдачу патента РФ на изобретение.

Устройство, в котором -реализован данный способ, обеспечивает качество смеси недостижимое при пневматическом распыливании жидкости с помощью центробежных форсунок.

Высокая однородность смеси жидкости и газа достигается за счет применения ПЭ, обладающего заданной структурой пористого материала (пористостью и размером частиц, образующих ПЭ). Диаметр капель жидкости на выходе из ПЭ составляет от нескольких микрон до нескольких долей микрона, что на один-два порядка меньше, чем диаметр капель жидкости за центробежной форсункой (30-40 микрон).

Эффективное использование поверхности ПЭ обеспечивается вихревой камерой устройства и предварительным струйным смешением топ-

Рис. 2.

лива и воздуха в тангенциальном канале 4 (рис. 2).

Чтобы оптимизировать процесс струйного смешения жидкости и газа и определить геометрические параметры входного тангенциального канала и газодинамические параметры смешивающихся компонентов, численно решались задачи о распространении однорядных систем струй жидкости и газа (метана) в сносящем ограниченном потоке воздуха.

Задача о распространении одиночных струй и однорядных систем струй воздуха в сносящих полуограниченных и ограниченных потоках воздуха решалась различными авторами Абрамовичем, Гиршович, Богомоловым, Бакулевым, Голубевым, Шандоровым, Рамсеем, Гольдстейном и др., которыми были развиты методы расчета траекторий таких струй.

Однако известные методы расчета не отвечают требованиям точности, предъявляемым при проектировании таких устройств смешения.

В этих методах либо не учитывается разрежение под струями, либо оно учитывается, но принимается постоянным по всей длине циркуляционной зоны. Кроме того, не учитываются:

♦ отчуждение объема циркуляционной зоны от объема канала в области взаимодействия струй и сносящего ограниченного потока, вызывающее ускорение потока;

♦ эжектирующая способность струй, которая компенсирует это ускорение потока.

Обычно принимается, что струя непроницаемая для потока и беско-' нечно тонкая, а масса выделенного бесконечно малого элемента струи сосредоточена в точке.

Полученная расчетным путем траектория струи, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке с учетом перечисленных допущений, бесконечно углубляется в сносящий поток и не моделирует действительную картину течения в области взаимодействия струй и сносящего потока в ограниченном канале, т. е. не отражает, прежде всего, того факта, что струя, независимо от угла ее выдува при достаточном уменьшение скорости истечения, всегда прилипает к стенке канала. Такая расчетная траектория может моделировать действительную траекторию струн только на начальном участке ее распространения.

к

Расчетная схема в декартовой системе координат

3-7 (х,у) представлена на рис. 3.

Из рассмотрения сил, действующих на выделенный элемент струи, вначале было получено дифференциальное

уравнение, которое моделирует траекторию однорядной системы струй метана (газа), распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха _

и' - +(/+С:шр+ю2] (о

с начальными условиями и0 = 0 и и'0 = tg(a0 -/?), (2)

где / = С,а0и(1-С24 (3)

7 = -

1

сош

1 -3-е/-4

1 -8-С(у-Ь-8-СгЬ2

(4)

у = у(х,и) = X. щр + и, а0 = а0 / 90°, с; = С„/2дг<,

, Ь = 1 + (1 - £)С0х + 8 • Сй1, qr^ =

РУУ1

р^ и - плотность и скорость невозмущенного потока; - плотность и скорость струй в устье;

С0,С{,Сг,Сг,С4,С} И С„ - известные постоянные коэффициенты; - угол истечения струй и некоторый произвольный угол;

8 - символ Кронекера, принимающий значение «ноль» для полуограниченного потока и «единица» для ограниченного потока;

- высота выделенного элемента струи и текущая длина траектории струи.

В отличие от известных математических моделей, уравнение (1) учитывает эжектирующую способность струи, ускорение сносящего потока, вызванное его поджатием струями к противоположной стенке канала, реальную толщину струи, прилипание струи к подстилающей поверхности, а также то, что разрежение под струями переменно по длине циркуляционной зоны.

Нелинейное дифференциальное уравнение (1) с переменными коэффициентами (3) и (4) не сводится известными методами к линейному и не имеет аналитического решения. Поэтому задача Коши (1), (2) решалась численным методом Рунге-Кутта для дифференциальных уравнений второго порядка.

После введения обозначений где - шаг интегрирования, приближенные значения искомой функции и, считая известными йп согласно методу Рунге-Кутта определяются по формулам

где к[

к'=ь 1 +

{

/

/Л

X, + —

+

/

X, +

' 2

. Ь. _ А /г,,

/

1 +

/

, /г _ к А

х.+ —

. 2.

\г1

=+А)+[я*,+л)+

Если £ г,,

Шаг интегрирования выбирался из условия, принятого для заданной погрешности вычисления е1.

(7)

где Д = [*,'+2(^+*;) + *;]/6 (/ = 0, 1, 2, ...),

у - номер итерации, то шаг интегрирования уменьшается в 2 раза на каждой итерации до тех пор, пока не нарушится условие (7).

В качестве первого приближения при реализации итерационного процесса нахождения траектории однорядной системы струй в ограниченном сносящем \. ду =9 26- 2 - =4 76- потоке решалась задача Коши (1), (2) при

8 - 0 и сОу = 1 (полуограниченный поток), что позволяло получить приближен-

Рис.4

ное решение и явный вид функции у(х, и) .

Достоверность предлагаемого метода расчета проверялась путем сопоставления рассчитанных этим методом траекторий круглых струй в полуограниченном сносящем потоке с известными экспериментальными данными Шандорова, Рамсея и Гольстейна (рис. 4). Из рис. 4 видно, что расчет хорошо согласуется с экспериментом.

Затем решалась задача Коши (1), (2) при 5 = 1 и произвольном со№.

На каждом шаге итерационного процесса вычисляется относительная норма

где у у = ), _/ - номер приближения.

Этот процесс вычисления продолжается до тех пор, пока выполняется неравенство

где - заданная погрешность вычисления.

Если неравенство (8) нарушается, то процесс вычисления прекращается.

Далеерешалась задача о нахождении траектории однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха.

Из рассмотрения сил, в том числе и гравитационной силы, действующих на выделенный элемент струи жидкости, получено дифференциальное уравнение, моделирующее траекторию однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке газа при истечении струй из верхней или нижней горизонтальных стенок

1

(8)

и

,п

= VI+ ('£/? +г/)21/ + [/ + с;?г ±^д/1+ (&/? +и')2]-№ + "')2 ±

с начальными условиями и0 = 0 и и'0 = tg{aQ - /?),

(10)

где / = С1ог0и(1-С24 а0=^-» * = 4. Я

90 а

х = ~7' Я

_ X

1 \ Jk_H Т

(Оу, БкН-п

Ру к 2

ё = 9.80665 м/с2,

Р-Л

2 '

/?„, и 1У0 - плотность и скорость невозмущенного потока газа;

рУа и V, - плотность и скорость струй жидкости в устье;

С,, С2 и Сп - известные постоянные коэффициенты;

ай и р- угол истечения струй и некоторый произвольный угол;

-эквивалентная ширина отверстий, ширина и высота прямого канала соответственно;

п и с/ - число и диаметр отверстий;

Ра + + - гравитационный член.

Знак ® в уравнении (9) относится к случаю истечения струй жидкости из нижней горизонтальной стенки прямоугольного канала.

Аналогичным образом было получено дифференциальное уравнение, моделирующее траекторию однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке газа, для случая, когда оси цилиндрического или прямоугольного каналов занимают вертикальное положение. Кроме того, проанализированы все практически важные случаи распространения однорядных систем струй в сносящем ограниченном потоке, для которых задача о нахождении траекторий струй решается в двумерной постановке.

Так как нелинейное дифференциальное уравнение (9) с переменным коэффициентом не сводится известными методами к линейному и не имеет аналитического решения, то задача Коши (9), (10) также решалась численным методом Рунге-Кутта для дифференциальных уравнений второго порядка. В диссертации приведены формулы для нахождения приближенных значений м1+| искомой функции и.

Достоверность расчета траекторий струй по предлагаемому методу проверялась путем сопоставления известных экспериментальных траекторий, полученных различными авторами, с рассчитанными этим методом траекториями однорядных систем круглых струй жидкости и газа, распространяющихся в ограниченном сносящем потоке воздуха, при истечении струй с произвольными углами и с различными значениями гидродинамического параметра , а также путем выполнения параметрических расчетов.

Из анализа результатов параметрических расчетов было установлено, что в каналах с относительным диаметром системы струй можно

считать полуограниченными, так как изменение глубины проникновения

струи и ускорение сносящего потока составляют ~2 % или меньше.

Заметное изменение глубины проникновения струй и ускорение потока начинаются в каналах с относительным диаметром £> < 20. В таких каналах происходит радикальная перестройка течения в области взаимодействия систем струй и сносящего потока, заключающаяся в том, что значительно уменьшаются глубина проникновения струй и их дальнобойность и так же существенно ускоряется сносящий поток. Причем положение глубины проникновения струй смещается вверх по потоку, а положение максимальной относительной скорости потока - вниз по потоку, так как максимальное сужение канала определяется не осью струи, а передней границей струи.

Кроме того, было установлено, что влиянием гравитационной силы на выделенный элемент струи жидкости можно пренебречь по сравнению с силами давления и центробежной силой, что подтверждает допущение известной теории Раушенбаха Б.В., Белого С.А., Беспалова И.В. и др.

Предложенный метод расчета может быть полезен при проектировании различных технических устройств, в которых реализуется струйный способ смешения топлива и воздуха, а также при исследованиях струйных течений.

В Главе Ш приведены результаты экспериментальных исследований газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин, из которых может выполняться ПЭ, в турбулентной области по числу Рейнольдса.

Приведена методика обработки экспериментальных данных и методика расчета коэффициентов сопротивления и числа Рейнольдса по этим данным.

Выполнен анализ полученных экспериментальных данных и дано их обобщение с помощью математических зависимостей, удобных в использовании при проектировании устройств смешения и различных технических устройств, в которых используются ПЭ.

Для получения газодинамических характеристик металлокерамиче-ских проницаемых пластин была создана экспериментальная установка, схема которой приведены на рис. 5.

Л

Рабочий участок д р

Рис.5

Общий вид установки и вид на ее рабочий участок показаны на рис. 6.

Рис.6

В процессе экспериментальных исследований измерялись расход воздуха, перепад статических давлений на проницаемой пластине, давление и температура потока до и после пластины.

В табл. 1 приведены геометрические характеристики исследованных металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из металлических микронных порошков, сеток и волокон.

Таблица 1 Геометрические характеристики проницаемых пластин, изготовленных из металлических микронных порошков, сеток и волокон

Элементы. база пласшны пластин Средний эквивал. диаметр йч, мкм Пористость е Гидравл. диаметр £>г, мм Толщина С, мм

Порошки 1 192 0,471 0,1709 1,543

2 147 0,486 0,139 1,498

3 100 0,483 0,0934 1,4)4

4 58 0,481 0,0538 1,019

Сетки 16 105 0,405 0,0416 1,43

17 53 0,547 0,0639 0,858

18 32 0,303 0,0144 0,496

Волокна 23 59 0,597 0,0876 1,912

24 44 0,494 0,0426 1,240

Ниже показаны образцы металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных порошков различного фракционного состава в мкм (рис. 7), микронных сеток различных типов (рис. 8) и микронных во-

локон (рис. 9) соответственно. Одна из проницаемых пластин, изготовленных из микронных волокон, обрамлена микронной сеткой.

Фр192 Фр147 Фр100 Фр58

Рис.9

Для оценки перепада статического давления Ар на проницаемой пластине толщиной Ь при движении потока перед пластиной со скоростью ит использовалось уравнение Эргуна

Ар Л-е 2

¿.V

(И)

где

- динамическая вязкость и плотность потока; - средний эквивалентный диаметр частиц; £ - пористость проницаемой пластины; а и /?- эмпирические коэффициенты, которое при ламинарном движении среды в пористом теле сводится к уравнению Блейка-Кармана-Козени и выражает собой закон Пуазейля, а при турбулентном ее движении - к уравнению Барке-Пламмера.

Первый член в правой части этого уравнения характеризует силы

вязкости, а второй - силы инерции.

Уравнение (11) сводится к линейной функции от 11е/(1 - е),

- коэффициент сопротивления проницаемой пластины. Между коэффициентом трения /у и коэффициентом сопротивления С/ существует связь /У=а-С{ /(С{ -2Д). (14)

Зависимости коэффициентов сопротивления и трения проницаемых пластин, изготовленных из микронных порошков, от числа Рейнольдса приведены на рис. 10 и рис. 11 соответственно.

Полученные данные сопоставлены с данными Галицейского, Ложкина и Солохиной для коэффициентов сопротивления порошковых плас-

тин (рис. 10), с данными Хандлея-Хегса, Эргуна-Орнинга и Макдональда для коэффициентов трения проницаемых пластин, изготовленных на базе сфер, цилиндров и колец Лессинга (рис. 11), а также с рекомендованными ниже расчетными аппроксимирующими зависимостями.

Из графиков (рис. 10 и рис. 11) видно, что полученные экспериментальные данные хорошо согласуются с расчетными зависимостями и с известными экспериментальными данными других авторов как количественно, так и качественно.

В результате обобщения полученных экспериментальных данных рекомендованы следующие формулы для расчета коэффициентов сопротивления и трения проницаемых пластин, изго-

товленных из металлических микронных порошков

С,=Ог

12,16+ £>г 366,68 + 316400

1-е

Яе тг \ Яе

1?е

20^——¿3000, 1-5

Ые

(15)

(16)

/у =158200£г2 + £>г(б,08 +183,342),,)-—-, 0< —<3200. и г гК 1 — ¿г 1-е

Зависимости коэффициентов сопротивления и трения проницаемых пластин, изготовленных из микронных сеток, от числа Рейнольдса приведены на рис. 12 и рис. 13 соответственно.

Рис. 13

На графиках приведены также сопоставления полученных экспериментальных данных с экспериментальными данными Кейса-Лондона для пакетов отдельных сеток, а также с предложенными ниже расчетными зависимостями и расчетными зависимостями Альтшуля для пакетов отдельных сеток.

Сопоставление показало, что экспериментальные данные автора и Кейса-Лондона и расчетные зависимости Альтшуля качественно хорошо согласуются, однако наблюдается количественное их отличие. Пакеты сеток, не соединенные друг с другом путем сварки или спекания, имеют большее сопротивление, чем сопротивление проницаемых пластин той же толщины. Промежуточное положение между экспериментальными данными автора и Кейса-Лондона занимают коэффициенты сопротивления, вычисленные по рекомендованным зависимостям Альтшуля для пакетов отдельных сеток.

В результате обобщения полученных экспериментальных данных рекомендованы следующие формулы для расчета коэффициентов сопротивления и трения металлокерамических проницаемых пластин, изготовленных из микронных сеток:

Из графиков видно, что предложенные зависимости хорошо описывают полученные экспериментальные данные.

Сопоставления полученных экспериментальных данных по коэффициентам сопротивления С^ и трения /к как функций Яе/(1 - е) для ме-

таллокерамических проницаемых пластин, изготовленного на базе микронных порошков, сеток и волокон, приведено на рис. 14 и рис. 15.

10 100 1 000 Ке/О-е)

Рис. 14

Из графиков (рис. 14 и рис. 15) видно, что наименьшее сопротивление имеют проницаемые пластины, изготовленные на базе микронных сеток, что вполне объяснимо, так как поверхность проволоки имеет самую маленькую шероховатость, а сами сетки носят регулярную структуру.

Самое большое сопротивление имеют проницаемые пластины, изготовленные на базе микронных порошков, что объясняется большой шероховатостью их поверхности, нерегулярностью размеров порошка и хаотической структурой пористого материала. Немного большее сопротивление, чем сопротивление проницаемых сеточных пластин, имеют проницаемые волоконные пластины, обладающие шероховатостью поверхности волокон, близкой к шероховатости поверхности проволоки сеток. Это свидетельствует о том, что нерегулярность размеров волокон и порошков и их хаотическое расположение в пористом материале, оказывают меньшее влияние на сопротивление пластин, чем шероховатость их поверхности.

Для расчета коэффициентов сопротивления и трения металлокера-мических проницаемых пластин, изготовленных на базе микронных волокон, рекомендованы соответственно следующие формулы:

Число Рейнольдса в формулах (19) и (20) вычисляется по среднему эквивалентному диаметру частиц и параметрам потока на входе в пластину.

При исследовании режимов распиливания жидкости и выборе геометрии ПЭ необходимо иметь его коэффициенты сопротивления и трения, вычисленные по газодинамическим параметрам потока на выходе из ПЭ.

В связи с этим для расчета коэффициентов сопротивления и трения сеточных проницаемых пластин по выходным параметрам потока рекомендованы следующие формулы:

В формулах (15) - (22) для коэффициентов сопротивления и трения металлокерамических проницаемых пластин учтены в явном виде не только геометрические параметры пластин (Ь) и структура пористого материала и е), но и газодинамические параметры потока на входе в пластину или на выходе из нее: вязкость (и), скорость (ит) и плотность [р) потока. Используя эти формулы, можно легко подобрать проницаемый материал и потребную площадь ПЭ устройства смешения, обеспечивающие минимальный перепад давления - важнейшую энергетическую характеристику устройства и его минимальные эксплуатационные затраты.

Из графиков (рис. 14 и рис. 15) видно также, что для получения минимальных перепадов давления на ПЭ их необходимо изготавливать на базе микронных сеток.

В Главе IV экспериментальным путем исследованы режимы распы-ливания жидкости с помощью ПЭ и газодинамические характеристики вихревой камеры устройства смешения. Кроме того, приведена методика выбора оптимальных геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа.

Для проведения этих исследований была спроектирована, изготовлена и отлажена экспериментальная установка, схема которой приведена рис. 16.

Рис. 16

При проектировании установки была применена вытесняющая система подачи жидкости, содержащая специальные регулирующие вентили для обеспечения стабильности давления в емкости.

В соответствии с этой схемой (рис. 16) установка включает устройство смешения, емкость для хранения жидкости и магистрали подачи жидкости и газа, каждая из которых включает свой мерный участок для определения расходов жидкости и газа соответственно. В качестве жидкости использовалась вода, а в качестве газа - воздух.

Общий вид установки и устройство смешения представлены на рис. 17 и рис. 18 соответственно.

Образцы исследованных ПЭ приведены на рис. 19, а их геометрические характеристики - в табл. 2.

Рис. 19

Таблица 2 Геометрические характеристики исследованных ПЭ.

№№ п/п Размеры ПЭ Характеристики материала ПЭ

И, Опэ, Рпэ, е ¿ч> и А

мм мм м2104 мкм мм мм

1 9,2 15,0 4,71 0,405 105 1,43 0,0416

2 14,1 15,0 7,07 0,405 105 1,43 0,0416

3 19,2 15,0 9,42 0,405 105 1,43 0,0416

4 19,1 15,0 9,42 0,303 43 1,34 0,0187

В процессе экспериментальных исследований, кроме того, измерялись статические давления во входном тангенциальном канале, температура, статическое и полное давления двухфазного потока на выходе из ПЭ, что позволило определить газодинамические характеристики устройства смешения, включая характеристики вихревой камеры, и исследовать режимы распыливания жидкости.

Результаты исследований процесса разрушения капель жидкости газовым потоком имеют большое значение не только при проектировании устройства смешения с оптимальными геометрическими и газодинамическими характеристиками, но и в ряде областей науки и техники. Знание характеристик этого процесса необходимо при решении некоторых важных задач, связанных со сжиганием жидкого топлива в КС различных энергоустановок, в соплах ракетных двигателей, в смесителях различных технологических процессов и т. д.

Исследованием процессов разрушения капель жидкости газовым потоком занимались многие авторы, среди которых надо отметить Исшика, Волынского, Липатова, Корсунова, Тишина, Натанзона, Борисова, Гель-фанда и др.

При исследовании режимов пневматического распыливания жидкости обычно используют следующие критерии: Вебера We = рв(ив -иж)гс1к /ажв,

Лапласа Ьр = , Рейнольдса Ыес = Рв^в , МахаМ, атак-

Мв Мв

же комплексный критерий дробления капель ККД = \*/е / л/яё с и др. и их критические значения с верхним индексом «О» Ьр°, Ые^ ,М° и »при

которых происходит пневматическое дробление капель жидкости.

Известно большое количество теоретических и экспериментальных работ, в которых подробно исследован вопрос о поведении капель при обтекании их потенциальным потоком. Причем почти все исследования проведены с каплями известных размеров, внезапно брошенными в поток газа.

Отличительная особенность данного исследования процесса пневматического распыливания жидкости заключается в использовании ПЭ.

Механизм дробления жидкости с применением ПЭ принципиально отличается от описанного выше. Первая стадия процесса дробления жидкости происходит механически за счет пористой структуры ПЭ. Причем размер капель жидкости на выходе из ПЭ определяется размером пор и соотношением расходов и плотностей газа и жидкости. Вторая стадия пневматического дробления капель продолжается за пределами ПЭ в двухфазной струе при критическом режиме ее истечения, характеризуемом критическим числом Вебера Механизм дробления капель жидкости во второй стадии процесса дробления капель близкий к упомянутому механизму для капель внезапно брошенных в поток. Отличие состоит лишь в том, что при выходе двухфазного потока из ПЭ капли жидкости не испытывают ударного воздействия на них со стороны газового потока.

При критическом истечении смеси ее скорость и исходный (начальный) диаметр капли определяются из уравнений сохранения, записанных для отдельной поры с эквивалентным диаметром

и\ и р\ - расход, скорость и плотность газа при критическом режиме истечения смеси из ПЭ соответственно;

- расход, скорость и плотность жидкости при критическом режиме истечения смеси из ПЭ соответственно.

Выражение (25) получено с учетом соотношения (26) и экспериментально установленного факта, что при отсутствии сжимаемости коэффициент сопротивления не зависит от среды, движущейся в пористом теле. То есть отношение скоростей газа и жидкости на выходе из ПЭ обратно пропорционально корню из отношения плотностей газа и жидкости

Ид _ [р7

иж \Рв

Используя выражение (25), можно вычислить критические значения всех критериев, в которые входит

Результаты экспериментальных исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ и их сопоставления с известными экспериментальными данными представлены ниже.

В частности на графике рис. 20 показано влияние числа Рейнольдса на число Вебера для различных расходов жидкости.

В процессе проведения экспериментов для каждого заданного значения расхода жидкости изменялся расход газа.

При этом визуально фиксировались те значения расхода газа и отношения расходов газа и жидкости, при которых происходило дробление капель жидкости. На. графике (рис. 20) линии начала и окончания процесса дробления капель жидкости обозначены арабскими цифрами 1 и 2 соответственно. Эти линии делят всю область распыливания жидкости на две области: область I некачественного распыливания жидкости и область II качественного ее распыливания. Линия 2 определяет минимальные расходы газа для каждого расхода жидкости, при которых происходит качественное распыливание жидкости, что и представляет практический интерес.

На рис. 21 показаны фотоснимки пневматического распыливания жидкости, соответствующие постоянному расходу жидкости и переменному расходу газа. Начиная с четвертого снимка сверху, распыливание жидкости соответствует критическому режиму, при котором наблюдается качественное ее распыливание. С пятого снимка (рис. 21) видно, что дальнейшее увеличение расхода газа при фиксированном расходе жидкости заметно не улучшает качество ее распыливания, однако непроизводительно растет его расход.

Рис. 20

Используя линию 2 из графика рис. 20, можно построить новую зависимость изменения критического числа Вебера от критического числа Рейнольдса (рис. 22) На графике линией изображена аппроксимирующая зависимость, вычисленная по уравнению

\Уе° =0,88-+ °>07' , 15<11е°<50. (27)

\Уе"

05

О - эксперимент, — - расчет по уравнению (27)

/

г/

35

4 5 55

Рис. 22

65 Т^у

Аналогичным образом были по-

строены зависимости критической скоро/

лсм

Рис.21 схи смеси от критического числа Ве-

бера (рис. 23), и критического числа Вебера от отношения критических расходов газа и жидкости (рис. 24).

Там же, на графиках (рис. 23 и рис. 24) приведены аппроксимирую-

щие зависимости, вычисленные соответственно по уравнениям

и= 530,- 340,2л/^ё°" -103,9; 0,4 2 We0 51,4; (28)

Из графика (рис. 23) видно, что с увеличением критического числа Вебера, значение критической скорости смеси асимптотически приближается к ~ 87 м/с. Это значение критической скорости истечения смеси с применением ПЭ оказывается близко к значению критической скорости смеси при истечении ее из центробежных пневматических форсунок (80 -85 м/с), что подтверждает универсальность процессов пневматического дробления капель с применением и без применения ПЭ.

С увеличением критического числа Вебера отношение критических расходов воздуха и жидкости стремится к 3 (рис. 24), что в несколько раз меньше, чем значение этого отношения, полученное ранее в устройстве предварительной подготовки смеси топлива и воздуха при подаче ее в малоэмиссионную КС (рис. 1).

Были определены важные для практического применения зависимости скорости смеси и начального (исходного) диаметра капли при критическом истечении из ПЭ от отношения критических расходов воздуха и жидкости, которые приведены на рис. 25.

Из рис. 25а видно, что минимальное значение отношения критических расходов, равное примерно 3, достигается при максимальной скорости истечения смеси (87 м/с). Здесь же приведена сплошная линия, подсчитанная по аппроксимирующей зависимости

»1= 210,4^-113,7^-19,5 [м/с],

С ростом отношения критических расходов уменьшается начальный диаметр капли (рис. 256), что важно для получения качественной смеси. В то же время хорошо видно, что применять отношение критических расходов со значением больше, чем 7, нецелесообразно, т. к. критический диа-

СО:

N

\

О - эксперимент; — - расчет по уравнению (30)

О - эксперимент; —— -расчет по уравнению(25) 6)

о\ Ч

0 < ?п

0 2 4 6 8 С',1С'Ж

Рис. 25

метр капли уже не изменяется. Здесь же приведена теоретическая линия, подсчитанная по уравнению (25), которая качественно и количественно удовлетворительно описывает экспериментальные данные при критическом истечении смеси из ПЭ.

Следует отметить, что даже исходный диаметр капли при пневматическом распыливании жидкости с помощью ПЭ, примерно, на порядок меньше диаметра капли, полученного при пневматическом распыливании жидкости с помощью центробежной форсунки.

При внешнем пневматическом распыливании жидкости за пределами ПЭ диаметр капель в результате дробления уменьшается еще примерно на порядок, достигая долей микрона.

Выбор размеров ПЭ и площади его поверхности невозможно сделать без знания коэффициента расхода ПЭ.

Из экспериментальных данных было установлено, что при критическом истечении смеси коэффициент расхода ПЭ не зависит от отношения критических расходов воздуха и жидкости и равен, примерно, 0.27 (рис. 26). Такие низкие значения коэффициента расхода объясняются тем, что

течение потока в разветвленных микроканалах ПЭ осуществляется, преимущественно, в турбулентном пограничном слое.

Полученные экспериментальные данные, независимо от величины расхода жидкости, хорошо обобщаются с помощью комплексного критерия дробления капель жидкости (рис. 27).

V 0.4

0,3

0,2

0,1

0,0

и

4 6 8

Рис. 26

о;/с;

\Уе

0.3

0.2 0,1 0,0

о - Сж • 0,5 г/с, □ - -0.75; Л - -1,0, О - - 1,25, • - -и, " - -1.75; * - - 2.0. ®

2 1

О

0.2

0.1

0,0

/

р О - эксперимент; — - расчет по уравнению (31)

0.0 0,5 1.0 1.5 2.0 \у<

Рис. 27

0.0

0,5 1,0

Рис. 28

1.5

Зависимость критических значений комплексного критерия дробления капель жидкости от числа Вебера приведена на рис. 28, где линией

показан расчет по аппроксимирующем зависимости

ККД:

м

= 0,27^7-0,04; 0,4 < We0 < 1,4.

Сопоставление полученных результатов с известными экспериментальными данными для зависимости критического числа Вебера от числа Рейнольдса приведено на рис. 29.

Экспериментальные данные Корсунова-Тишина, Хансона, МЭИ, Волынского-Липатова, Бухмана и автора обозначены арабскими цифрами 1,2,3,4,5, и 6 соответственно.

Данные автора находятся слева и внизу рассматриваемой области. Это свидетельствует о том, что с уменьшением начального диаметра капли потребные аэродинамические силы, необходимые для начала ее дробления, существенно уменьшаются.

В 4-ой главе приведены также результаты исследования газодинамических характеристик вихревой камеры и аналитическая обобщенная зависимость коэффициента сопротивления вихревой камеры от числа Рейнольдса.

Используя полученные обобщенные зависимости коэффициентов сопротивления струйного смешения жидкости и газа, вихревой камеры и ПЭ, а также аналитические зависимости по критическим режимам пневматического распыливания жидкости с помощью ПЭ, была разработана и представлена в главе IV диссертации методика выбора оптимальных геометрических и газодинамических параметров при проектирования устройства смешения, обеспечивающих получение смеси высокого качества.

СПИСОК РАБОТ, ОПУБЛИКОВАННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Кутыш И.И., Емин О.Н., Кутыш Д.И. Новые нетрадиционные подходы к решению экологических проблем двигателей летательных аппаратов, эксплуатируемых в наземных условиях // Конверсия в машиностроении, 2001, № 4. С. 75-85.

2. Кутыш И.И., Кутыш А.И., Кутыш Д.И. Способ очистки отработавших газов дизельных двигателей от газообразных вредных веществ и твердых частиц // Патент РФ № 2216634,2003.

3. Кутыш И.И., Кутыш Д.И. К вопросу предварительной подготовки топливовоздушной смеси при конверсии углеводородного топлива для малоэмиссионной ГТУ // Конверсия в машиностроении, 2003, № 6. С. 55 - 67.

4. Кутыш И.И., Тумановский А.Г., Гутник М.Н., Тажиев Э.И., Ку-тыш Д.И. Результаты экспериментальных исследований экологических характеристик малоэмиссионной камеры сгорания ГТУ с предварительной подготовкой смеси топлива и воздуха // Конверсия в машиностроении, 2004, №2. С. 111-120.

5. Кутыш И.И., Кутыш Д.И. Применение метода Рунге-Кутта для дифференциального уравнения 2-го порядка к решению задачи о траектории однорядной системы струй метана, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха // Тезисы докладов XX Международного семинара по струйным, отрывным и нестационарным течениям, Санкт-Петербург, 1 - 3 июля 2004 г. СПб.: ИПЦ СПбГУТД, 2004. С. 178 - 180.

6. Емин О.Н., Кутыш И.И., Кутыш Д.И. Метод расчета траектории однорядной системы струй жидкости, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке газа // Тезисы докладов V Международной конференции по неравновесным процесса в соплах и струях (NPNJ-2004), Самара, 5 -10 июля 2004 г. - М.: Вузовская книга, 2004. С. 93-95.

7. Емин О.Н., Кутыш Д.И. Устройство предварительной подготовки смеси топлива и воздуха на базе проницаемого элемента // Тезисы докладов Международной молодежной научной конференции «XII Туполевские чтения», Казань, 10-11 ноября 2004 г.

8. Емин О.Н., Кутыш И.И., Кутыш Д.И. К вопросу оптимального проектирования устройства предварительной подготовки смеси топлива и воздуха для малоэмиссионной камеры сгорания наземной ГТУ // Тезисы докладов XII Всероссийской межвузовской научно-технической конференции по газотурбинным и комбинированным установкам и двигателям, Москва, 23 - 25 ноября 2004 г.

ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

1. Разработано устройство смешения жидкости и газа, в котором реализован новый эффективный способ 2-х ступенчатого смешения жидкости и газа с применением ПЭ позволяющий получить диаметр капель жидкости на 1 - 2 порядка меньше, чем диаметр капель при пневматическом распыливании жидкости за центробежной форсункой.

2. Сжигание бедной смеси жидкого топлива и воздуха в КС ГТУ с 0.р= 2.2, предварительно подготовленной в предлагаемом устройстве, позволяет существенно снизить концентрации [ЫОх] (в 7,5 раз) и [СО] (в 10 раз) по сравнению с его диффузионным сжиганием.

3. Для получения оптимальных геометрических и газодинамических параметров устройства смешения, необходимых при его проектировании, предложены обобщенные зависимости для расчета коэффициентов сопротивления вихревой камеры, проницаемых элементов, изготовленных из металлических микронных порошков, сеток и волокон, и критериев, определяющих режимы пневматического распыливания жидкости.

4. Разработан численный метод, позволяющий рассчитать траектории однорядных систем струй жидкости и газа в сносящем ограниченном потоке воздуха способные прилипать к подстилающей поверхности, то есть адекватно моделирующий действительную картину взаимодействия струй и сносящего потока.

5. Установлено, что минимальным сопротивлением и минимальным перепадом давления обладают проницаемые пластины, изготовленные из микронных сеток, что позволяет рекомендовать их при проектировании проницаемых элементов, обеспечивающих минимальные эксплуатационные расходы устройства смешения.

6. В результате исследований режимов пневматического распы-ливания жидкости и газа с помощью проницаемого элемента в широких диапазонах изменения чисел Рейнольдса и Вебера было установлено, что качественная смесь может быть получена при значении отношения критических расходов газа и жидкости, равном 3, и критической скорости истечения смеси, равной (85-87) м/с при перепадах давления на проницаемом элементе в несколько раз меньших по сравнению с перепадом давления на центробежной форсунке.

7. Рекомендована методика выбора оптимальных геометрических и газодинамических параметров устройства смешения на основании полученных обобщенных зависимостей, гарантирующая получение высококачественней смеси жидкости и газа.

»19550

í

РНБ Русский фонд

2005-4 17053

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1.

ОБЗОР СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1. Краткий обзор направлений создания малоэмиссионных камер сгорания конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, и стационарных ГТУ.

1.2. Обзор известных способов пневматического распыливания жидкости.

1.2.1. Устройства пневматического распыливания жидкости.

1.2.2. Газодинамические характеристики пневматических форсунок.

1.3. Результаты экспериментальных исследований экологических характеристик малоэмиссионной камеры сгорания ГТУ при сжигании бедных смесей топлива и воздуха, предварительно подготовленных в устройстве смешения с применением проницаемого элемента.

1.4. Задачи исследования.

ГЛАВА 2.

ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУЙНОГО СМЕШЕНИЯ ТОПЛИВА И ВОЗДУХА КАК ПЕРВОЙ СТУПЕНИ ДВУХСТУПЕНЧАТОГО ПРОЦЕССА СМЕШЕНИЯ ЖИДКОСТИ И ГАЗА.

2.1. Новый способ двухступенчатого смешения жидкости и газа с повышенной однородностью смеси.

2.2. Численный метод расчета траектории однорядной системы струй метана, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха.

2.3. Обобщение предложенного метода расчета траектории на случай однорядной системы струй жидкого топлива, распространяющейся в сносящем ограниченном потоке воздуха.

2.4. Анализ влияния различных геометрических и газодинамических параметров на особенности распространения однорядных систем струй жидкости и газа в сносящем ограниченном потоке воздуха.

ГЛАВА 3.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ ПРОНИЦАЕМЫХ ПЛАСТИН В ТУРБУЛЕНТНОЙ ОБЛАСТИ ПО ЧИСЛУ РЕЙНОЛЬДСА.

3.1. Экспериментальная установка для исследований газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин в турбулентной области по числу Рейнольдса и система измерений параметров потока.

3.1.1. Краткое описание экспериментальной установки и ее принципа работы.

3.1.2. Система измерений параметров потока.

3.2. Методика обработки экспериментальных данных.

3.2.1. Вывод соотношений для коэффициентов трения и сопротивления проницаемых пластин.

3.2.2. Особенности определения гидравлического диаметра проницаемых пластин, изготовленных из микронных сеток, волокон и порошков.

3.2.3. Определение пористости проницаемой пластины.

3.2.4. Определение средних эквивалентных диаметров частиц, образующих проницаемые пластины.

3.2.5. Методика расчета коэффициентов потерь и числа Рейнольдса по данным экспериментальных исследований.

3.2.6. Определение среднего эквивалентного диаметра пор проницаемой пластины.

3.3. Результаты экспериментальных исследований газодинамических характеристик металлокерамических проницаемых пластин в турбулентной области по числу Рейнольдса.

ГЛАВА 4.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК УСТРОЙСТВА ДВУХСТУПЕНЧАТОГО СМЕШЕНИЯ ЖИДКОСТИ И ГАЗА

С ПРИМЕНЕНИЕМ ПРОНИЦАЕМОГО ЭЛЕМЕНТА.

4.1. Обзор источников по исследованиям режимов дробления капель жидкости газовым потоком и определению критериев их существования.

4.2. Экспериментальная установка для исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента и газодинамических характеристик вихревой камеры устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа. Система измерений параметров потока.

4.3. Критерии, применяемые для определения режимов дробления ^ капель жидкости газовым потоком, и методика их расчета по данным экспериментальных исследований.

4.3.1. Определение скорости смеси и начального диаметра капель.

4.3.2. Определение скорости и плотности газа.

4.3.3. Определение коэффициента расхода проницаемого элемента.

4.4. Результаты экспериментальных исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента, их анализ и математическое обобщение.

4.5. Результаты экспериментальных исследований газодинамических характеристик вихревой камеры устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа, их анализ и математическое обобщение.

4.5.1. Методика определения коэффициента сопротивления вихревой камеры и числа Рейнольдса по измеренным геометрическим и газодинамическим параметрам.

4.5.2. Анализ полученных результатов,.

4.6. Методика выбора и расчета оптимальных геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения жидкости и газа.

Одним из приоритетных направлений развития энергетики является создание высокоэффективных энергоустановок на базе газотурбинных двигателей [1], обладающих рядом преимуществ по сравнению с тепловыми электрическими станциями:

- высокий технический уровень проектирования;

- большая удельная мощность в одном агрегате;

- возможность быстрого монтажа установки, в том числе в трудно доступных местах;

- короткое время запуска и выхода установок на номинальный режим;

- высокий эффективный к.п.д. (-40% и выше) и др.

Однако ввиду больших расходов газа стационарные газотурбинные установки (ГТУ) являются мощными локальными источниками вредных веществ (ВВ), представляющими значительную опасность для прилегающих жилых массивов. Основные экономические и экологические требования к перспективным энергетическим ГТУ приведены в работе [2]. В соответствии с этими требованиями перспективная энергоустановка мощностью более 5 МВт должна иметь комбинированный рабочий цикл, включающий в себя газотурбинную ступень с эффективным к.п.д. до 60%. Причем эмиссия NOx и СО за свободной турбиной, т.е. на выходе из энергоустановки, не должна превышать 9 ррш и 20 ррш соответственно.

Такие низкие значения эмиссии NOx можно достигнуть, используя предварительно подготовленные и высококачественные бедные топливовоздушные смеси (TBC), сжигание которых осуществляется при весьма низких температурах, в то же время достаточных для получения заданной работы турбины.

Однако возникает проблема устойчивого горения бедных TBC. Эта проблема в настоящее время решается двумя основными путями:

- реализацией каталитического воспламенения и устойчивого горения смеси, рекомендованного Программой развития передовых технологий Департамента энергетики США "Advanced Turbine System" [3];

- стабилизацией горения бедной TBC с помощью диффузионного факела;

- стабилизацией горения бедной TBC с помощью факела, полученного сжиганием предварительно конвертированного исходного топлива.

После такой конвертации углеводородного топлива (газообразного или жидкого) оно превращается в газовую смесь, состоящую преимущественно из горючих газов СО и Н2.

В работе [1] было показано, что реакционная способность такой смеси приближается к реакционной способности смеси водорода и воздуха. В частности, было установлено, что срывная скорость спутного потока воздуха для продуктов окислительной конверсии метана увеличивается не мене чем в 10 раз (с 30 м/с до 310 м/с). Показано, что факел этих продуктов может быть эффективным средством для воспламенения и поддержания гсррения бедных TBC, характеризуемых коэффициентом избытка воздуха аг = 2,5. Причем эмиссия NOx и СО на выходе из камеры сгорания, горение в которой поддерживается факелом из продуктов окислительной конверсии метана, не превышает 2 ррт, что соответствует уровню лучших камер сгорания, в которых реализуется каталитическое сжигание бедных смесей.

Опираясь на полученные данные, авторы работы [1] рассматривают третий путь обеспечения устойчивого горения бедной TBC как альтернативу первым двум путям.

Авторы этой работы высказывают также предположение о том, что за счет предварительной окислительной конверсии жидкого топлива можно решить задачу о создании камеры сгорания с предварительным смешением.

Следует подчеркнуть, что процессы конверсии углеводородного топлива различного природного состояния (газообразного, жидкого и твердого) хорошо изучены теоретически и разработаны высокоэффективные технологии получения синтез-газа в связи с решением проблемы получения водорода, аммиака и метанола [4, 5]. Применительно к ГТУ интерес представляет получение синтез-газа, прежде всего, из газообразных и жидких углеводородов. Анализ состава получаемого газа показывает, что он зависит не от природного сои стояния и вида углеводородного топлива, а от соотношения в исходном сырье: С, Я, О,

При конверсии газообразных углеводородов обычно применяют пароки-слородную, парокислородовоздушную или паровоздушную конверсию метана - основного компонента природного газа в присутствии катализатора. Так как содержание серы в последнем в несколько раз превышает ее допустимое содержание (1 мг/м ), то процесс конверсии неизбежно сопровождается отравлением катализатора конверсии топлива.

Реакции неполного окисления метана протекают в две стадии

1. СН4+0,5О2*->СО+2Н2; АН= - 35,6 кДж (1) СН4+202^С02+2Н20\ АН=- 802,6 кДж (2)

2.СН4+Н2О^СО+ЗН2\ АН= + 206,4 кДж (3) СН4+С02^2С0+2Н2; Д#= + 248кДж (4)

Реакции кислородной конверсии метана экзотермические.

Значения констант равновесия реакций первой стадии весьма большие, поэтому их равновесие сильно смещено в сторону продуктов реакций, т.е. кислород расходуется полностью.

Скорости реакций метана с водяным паром и диоксидом углерода без катализатора очень малы, поэтому в промышленных условиях процесс ведут в присутствии катализаторов. Причем равновесие эндотермической реакции (3) с ростом температуры и соотношения пар-метан смещается в сторону продуктов реакции (СО и Н2), а с ростом давления - в сторону образования метана.

Целесообразность двухстадийной конверсии метана, позволяющей получить более высокую концентрацию Н2 и СО в составе получаемого газа, заключается в том, что тепла, выделяющегося при протекании экзотермических реакций первой стадии, достаточно не только для осуществления конверсии метана, но и для покрытия теплоты, необходимой на реализацию эндотермической реакции его паровой конверсии. Однако факельная стабилизация бедной TBC в камере сгорания стационарной ГТУ может стать альтернативой каталитическому сжиганию бедной ТВС, по-видимому, только в том случае, если ограничиться высокотемпературной окислительной конверсией метана, т.е. реакцией (1). Причем повышать давление в этом процессе, как и в случае конверсии метана водяным паром, термодинамически нецелесообразно, т. к. чтобы добиться высокой степени конверсии метана при повышенных давлениях, процесс необходимо проводить при более высоких температурах.

Если процесс конверсии метана проводить при низких давлениях, полученный синтез-газ необходимо сжать, чтобы снизить затраты на сжатие газа, процесс конверсии метана желательно проводить также под давлением, превышающем давление в основном потока ГТУ в месте подачи синтез-газа. Реализовать такой процесс высокотемпературной окислительной конвесии метана не составляет труда, используя воздух высокого давления.с отбором за компрессором ГТУ и учитывая, что реакция (1) протекает с увеличением объема.

К недостаткам высокотемпературной окислительной конверсии углеводородов следует отнести возникновение процесса образования сажи при достаточном уменьшении коэффициента избытка воздуха. По оценкам работы [1] его значение не должно быть меньше 0,35. Чтобы исключить образование сажи в процессе конверсии любого углеводородного топлива, атомное отношение кислорода и углерода должно быть больше единицы.

В процессе парциального окисления углеводородов кислород вначале связывается с углеродом, образуя оксид углерода. При этом связанный водород углеводорода высвобождается. Чтобы избыток кислорода не окислял далее СО и Н2 до СО2 и Н20, его подачу в конвертор необходимо регулировать.

На наш взгляд, нет препятствий к применению в стационарных ГТУ паровоздушной конверсии жидких углеводородов или метана по реакциям (1) и (3). Однако ее реализация сдерживается: во-первых, усложнение технологического процесса конверсии углеводородов; во-вторых, удорожанием процесса, прежде всего, из-за необходимости применения катализаторов паровой конверсии углеводородов; в-третьих, относительно небольшими потребными расходами топлива для реализации факельной стабилизации горения бедной TBC по сравнению с расходами основного топлива в КС ГТУ.

Целесообразность применения паровоздушной конверсии топлива может существенно возрасти, если стационарную ГТУ построить по более совершенному рабочему циклу, в соответствии с которым конверсии подвергается все топливо, используемое в КС ГТУ.

У такой ГТУ появляется важное свойство универсальности, т. к. и жидкое, и газообразное топливо в ее конверторе превращается в синтез-газ.

То есть, если стационарная ГТУ построена по циклу с предварительным смешением топлива и воздуха при а существенно меньше единицы с последующей конверсией этого топлива для получения синтез-газа.

Для реализации предварительного смешения основного топлива с воздухом и его конверсии необходимо (18-20)% воздуха, поступающего от компрессора.

Независимо от того, по какому циклу будет построена стационарная ГТУ и какой способ конверсии топлива будет принят: высокотемпературная окислительная или паровоздушная конверсия топлива, эффективность процесса такой конверсии будет во многом зависеть от качества TBC и эффективности способа ее получения, прежде всего при смешении жидкого топлива и воздуха.

Трудность смешения жидкого топлива и воздуха (перегретого пара), подаваемых в конвертор, заключается в том, что объемы смешивающихся компонентов существенно отличаются. Кроме того, для получения гомогенной TBC или топливно-паравоздушной смеси должны быть полностью завершены процессы дробления и испарения жидкого топлива: Опыты показывают, что при струйном смешении жидкого топлива в спутном потоке воздуха (перегретого пара) для получения гомогенной смеси необходимо 220-240 калибров.

В струйном смесителе с использованием струй жидкого топлива в сносящем ограниченном потоке воздуха удается в 2-3 раза сократить путь смешения. Однако в том и в другом случае габариты струйных смесителей даже с закруткой струй или сносящего потока оказываются слишком большими. '

Исследуя струйные течения и различные варианты смешения жидкости и газа [6-8], был предложен новый способ смешения жидкости и газа с применением проницаемого элемента (ПЭ) [9]. Этот способ позволяет сократить путь смешения жидкости и газа до размеров, равных толщине стенки ПЭ, и получить однородную смесь по всему объему, занимаемому смесью. Причем можно получить смесь заданной дисперсности за счет изменения структуры и пористости ПЭ. Мелкодисперсные капли жидкости за пределами ПЭ легко испаряются в результате подогрева одного или обоих компонентов, превращаясь в гомогенную (газовую) смесь.

Обмену энергией между компонентами смеси в ПЭ способствуют пористая структура элемента, турбулентные пульсации скорости, давления, концентрации и температуры* а также высокая теплопроводность металла, из которого изготовлен ПЭ.

В качестве проницаемого материала ранее обычно использовалась керамика, в последнее время - металлокерамика, изготовленная путем спекания или сварки на базе металлических микронных сеток, волокон и порошков.

Распыливание жидкости широко применяется на практике.

Из многочисленных способов распыливания жидкости важное место занимает пневматическое ее распыливание, так как оно позволяет получить двухфазный факел с мелкодисперсным распыливанием жидкости [10].

При пневматическом распыливании жидкости могут ставиться различные задачи:

- увеличить смачиваемую поверхность;

- получить качественную (однородную) смесь жидкости и газа.

В первом случае газовая среда играет роль распыливающего агента. Например, такое пневматическое распыливание воды применяется во многих промышленных, офисных и бытовых смесителях. Причем мелкодисперсное распыливание воды, сопровождающееся существенным увеличением смачиваемой поверхности, позволяет в несколько раз уменьшить ее расход. То есть обеспечить экономию воды, в том числе, что очень важно, - и питьевой воды.

Во втором случае газовая среда играет роль компонента смеси. Таким образом можно распыливать жидкое топливо при сжигании его в КС конвертированных авиационных двигателей и стационарных ГТУ. Причем при мелкодисперсном распыливании топлива уменьшаются длина факела, тепловые потери через стенки жаровой трубы и эмиссия окислов азота, а также увеличивается полнота сгорания топлива. То есть улучшаются экономические и экологические показатели ГТУ.

Следует подчеркнуть, что капли жидкости при пневматическом ее распыливании с помощью центробежных форсунок имеют весьма широкий спектр их размеров (от нескольких микрон до нескольких десятков микрон).

Эмиссию окислов азота в КС энергоустановок можно было бы значительно уменьшить за счет уменьшения длины факела, если бы удалось отка-либровать все капли топлива с эквивалентным диаметром в несколько микрон или меньше.

Реализовать такой процесс калибровки частиц жидкости можно путем пропускания компонентов смеси (жидкости и газа) через проницаемый для них элемент с заданными значениями пористости и дисперсности образующих его неподвижных слоев.

При таком способе пневматического распыливания жидкости с использованием ПЭ степень дисперсности капель жидкости и их однородность определяются, с одной стороны, геометрическими параметрами ПЭ: пористостью, дисперсностью и однородностью образующих его частиц, а с другой стороны, режимными факторами: числами Вебера, Рейнольдса и Маха, подсчитанных по разности скоростей истечения жидкости и газа из ПЭ и диаметру капли.

При выборе геометрии ПЭ, кроме структуры самого материала, важное значение приобретают такие геометрические параметры, как толщина материала и размер ПЭ, определяющие перепад давления на ПЭ при заданном расходе жидкости и газа. Перепад давления, в свою очередь, определяет энергетические затраты, необходимые для реализации процесса распыливания жидкости.

В настоящее время многие отечественные и зарубежные фирмы стремятся уменьшить эмиссию вредных веществ (NOx, СО и СХНУ) от ГТУ за счет сжигания предварительно подготовленных и высококачественных бедных смесей жидкого или газообразного топлива и воздуха при весьма низких температурах (-1500-1700 К). Реализация сжигания бедных TBC приводит к существенному усложнению конструкции КС ГТУ, особенно при сжигании бедной смеси жидкого топлива и воздуха.

Смешение жидкости и газа всегда представляет большие трудности, так как их плотности значительно отличаются.

Например, при коэффициенте избытка воздуха в зоне горения КС аг =2 и давлении 15 ата объем воздуха и топлива, которые необходимо смешать, отличаются в ~ 1400 раз. В этом случае смешение топлива и воздуха с целью получения бедной TBC целесообразно осуществить в два этапа. На первом этапе необходимо подготовить богатую смесь жидкого топлива и воздуха в соотношении массовых расходов воздуха и топлива (3 - 4) : 1, а не 30 : 1, как в КС ГТУ, в специальном устройстве предварительной подготовки смеси (У 1И 1С) с применением ПЭ, расположенном за пределами ГТУ. При подогреве воздуха полученная богатая двухфазная смесь легко превращается в гомогенную богатую смесь, которую подают в КС ГТУ. На втором этапе эту смесь смешивают с остальной частью воздуха в соотношении массовых расходов соответственно 1 : (7,5 - 10) с целью получения бедной TBC.

Такое двухэтапное смешение жидкого топлива и воздуха обеспечивает получение качественной бедной TBC, сжигание которой в КС ГТУ сопровождается незначительным образованием ВВ с минимальными их концентрациями.

Реализация двухэтапного смешения жидкого топлива и воздуха возможна только при наличии упомянутого УППС.

Проектирование УППС, которое отвечало бы требованиям оптимальной конструкции (минимальным весом и габаритами) и минимальных эксплуатационных расходов, связанных с минимальным перепадом давлений на ПЭ, невозможно без знания газодинамических характеристик металлокерамического проницаемого материала, из которого выполнен ПЭ.

Кроме того, необходимо изучить газодинамические параметры устройства:

- соотношение расходов жидкости и газа;

- скорости движения компонентов, а также исследовать режимы дробления капель жидкости газовым потоком за пределами ПЭ, обеспечивающих получение смеси высокого качества (мелкодисперсной и однородной), и др. характеристики элементов устройства смешения.

ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

1. Разработано устройство смешения жидкости и газа, в котором реализован новый эффективный способ 2-х ступенчатого смешения жидкости и газа с применением ПЭ, позволяющий получить диаметр капель жидкости на 1 - 2 порядка меньше, чем диаметр капель при пневматическом распыливании жидкости за центробежной форсункой.

2. Сжигание бедной смеси жидкого топлива и воздуха в КС ГТУ с коэффициентом избытка воздуха в зоне горения аг = 2.2, предварительно подготовленной в предлагаемом устройстве, позволяет существенно снизить концентрации [N0*] (в 7,5 раз) и [СО] (в 10 раз) по сравнению с его диффузионным сжиганием.

3. Разработан численный метод расчета траекторий таких однорядных систем струй жидкости и газа, распространяющихся в сносящем ограниченном потоке воздуха, которые способны прилипать к подстилающей поверхности, то есть разработан метод, адекватно моделирующий действительную картину взаимодействия струй жидкости или газа и сносящего потока воздуха.

4. Установлено, что минимальным сопротивлением и минимальным перепадом давления обладают проницаемые пластины, изготовленные из микронных сеток, что позволяет рекомендовать их при проектировании проницаемых элементов, обеспечивающих минимальные эксплуатационные расходы устройства смешения.

5. В результате исследований режимов пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента в широких диапазонах изменения чисел Рейнольдса и Вебера было установлено, что качественная смесь может быть получена при значении отношения критических расходов газа и жидкости, равном 3, и критической скорости истечения смеси, равной (85-87) м/с при перепадах давлений на проницаемом элементе в несколько раз меньших по сравнению с перепадом давлений на центробежной форсунке.

6. Предложены обобщенные аналитические зависимости для расчета коэффициентов сопротивления вихревой камеры и металлокерамических проницаемых пластин, обладающих минимальными гидравлическими потерями, а также обобщенные аналитические зависимости для расчета критериев, определяющих режимы пневматического распыливания жидкости с помощью проницаемого элемента и дробления капель жидкости газовым потоком за его пределами.

7. Разработана методика выбора и расчета оптимальных геометрических и газодинамических параметров на основании предложенных обобщенных аналитических зависимостей, гарантирующая получение высококачественной смеси жидкости и газа, которую можно использовать при проектировании устройств смешения.

1. Яновский Л.С., Банков A.B., Ведешкин Г.К. и др. Возможности улучшения экологических показателей ГТУ путем предварительной конверсии углеводородного топлива // Конверсия в машиностроении. 2002, № 5. С. 84 88.

2. Ольховский Г.Г. Газотурбинные и парогазовые установки за рубежом // Теплоэнергетика. 1999, № 1.С. 71 -80.

3. Биб К.У., Кэрнс К.Д. и др. Разработка технологии каталитического горения для малоэмиссионных промышленных газовых турбин // Труды междунар. конгресса по ГТД. Кобе (Япония), ноябрь 1999. Доклад TS-58. ЦИАМ. Техн. перевод № 15064. 2000.

4. Водород. Свойства, получение, хранение, транспортирование, применение // Справ. Под ред. Д.Ю. Гамбурга, Н.Ф. Дубовкина. М.: Химия, 1989. 672 с.

5. Кутепов А.М., Бондарева Т.И., Бсренгартен М.Г. Общая химическая технология // Учеб. для техн. вузов. 2-е изд. испр. и доп. М.: Высш. шк., 1990. 520 с.

6. Кутыш И.И. Способы и устройства очистки газов энергоустановок // Учебн. пособие для вузов. М.: «Информ-Знание», 2001. 352 с.

7. Кутыш И.И. Численные методы решений экологических задач // М.: «Информ-Знание», 2002. 368 с.

8. Кутыш И.И., Емин О.Н., Кутыш Д.И. Новые нетрадиционные подходы к решению экологических проблем двигателей летательных аппаратов, эксплуатируемых в наземных условиях //Конверсия в машиностроении. 2001, № 4. С. 75 85.

9. Кутыш И.И. Способ смешивания жидкости и газа // Патент РФ № 2104764, 1998, БИ. № 5.

10. Пажи Д.Г., Галустов B.C. Основы техники распыливания жидкости. -М.: Химия, 1984. С. 256.1. Литература к главе 1

11. Электростанция в каждом дворе. // Оборудование, 2001, № 8(56).

12. Ольховский Г.Г. Газотурбинные и парогазовые установки за рубежом // Теплоэнергетика, 1999, № 1. С. 71 80.

13. Состояние и перспективы развития электроэнергетики в странах мира. // ОИР, 2002, № 3.

14. Б. Куров. В XXI век на экологически чистом автомобиле. НАМИ, 2002.

15. Доклад "Энергия для завтрашнего мира. Время действовать" (МИРЭС, 2000).

16. Скибин В., Солонин В., Дульнев А. Перспективы развития газотурбинных двигателей // Газотурбинные технологии, 2000, №2. С. 4 8.

17. Гончаров В.Г., Марчуков Е.Ю., Федоров С.А. и др. Опыт создания и доводки малоэмиссионной камеры сгорания ГТУ АЛ-31СТ // Изв. вузов. Сер. «Авиационная техника», 1998, №3. С. 39 42.

18. Гриценко Е., Орлов В., Павлов В. Разработка малоэмиссионных камер сгорания для ГТУ авиационного типа // Газотурбинные технологии, 2001, № 6. С.6 11.

19. Биб К.У., Кэрнс К.Д. и др. Разработка технологии каталитического горения для малоэмиссионных промышленных газовых турбин // Труды междунар. конгресса по ГТД. Кобе (Япония), ноябрь 1999. Доклад TS-58. ЦИАМ. Техн. перевод № 15064. 2000.

20. Яновский Л.С., Банков A.B., Ведешкин Г.К. и др. Возможности улучшения экологических показателей ГТУ путем предварительной конверсии углеводородного топлива // Конверсия в машиностроении, 2002, № 5, С. 84 88.

21. Кутыш И.И., Кутыш Д.И. К вопросу предварительной подготовки топливовоздушной смеси при конверсии углеводородного топлива для малоэмиссионной ГТУ // Конверсия в машиностроении, 2003, № 6. С. 55 67.

22. Кашапов Р. Концепция создания низкоэмиссионной камеры сгорания. Газотурбинные технологии, 2000, № 4. С. 16 19.

23. Кашапов Р. Горелочное устройство. Патент РФ № 2137042.

24. Христич В.А., Тумановский А.Г. Газотурбинные двигатели и защита окружающей среды. Киев. Техника. 1983.

25. Гутник М.Н., Тумановский А.Г. Перспективы создания высокотемпературных малотоксичных камер сгорания стационарных ГТУ // Газотурбинные технологии, 2002, №6. С. 38-40.

26. Котлер В.Р. Газотурбинные установки и проблема вредных выбросов в атмосферу И Теплоэнергетика, 2003, №8. С. 73-78.

27. Тумановский А.Г., Сударев A.B., Захаров Ю.И. и др. Сжигание жидкого топлива во встречно-закрученных струях кольцевой камеры сгорания // Теплоэнергетика, 1986, №3.

28. Пажи Д.Г., Галустов B.C. Основы техники распыливания жидкости. -М.: Химия, 1984. 256 с.

29. Фридман И.А.и др. A.c. 614821, 1978, БИ№26, с. 28.

30. Королев C.B., Пешков М.И., Маликов В.Ф. Способ смешения жидкости и газа. Пат. РФ № 2193915. В01 F3/04. 10.12.2002.

31. Smidt Р. Zerteilen von Flüssigkeiten in gleich grobe Tropfen. Cheme Ingenieur Techniks, 1967, heft 5/6, p. 375-376.

32. Gösele W. Flüssigkeitszerteilung durch Rotieren-de poröse Körpee. Cheine Ingenieur Techniks, 1968, heft 1/2, p. 37-43.

33. Сосков B.H. Гидродинамика потоков в пористых вращающихся распылителях жидкости. Канд. дисс. Казань, КГТУ, 1997. 205 с.

34. Хуснетдинов Ф.М. Устройство для насыщения жидкостей газами. Пат. РФ №2178728. В01 F3/04. 27.01.2002 г.

35. Испарительное устройство. Пат. РФ № 2006645, ИР № 3. 1997. С. 13.

36. Колесник A.A. Разработка и исследование пористых вращающихся распылителей жидкостей. Канд. дисс. Казань, КХТИ, 1983. 216 с.

37. Базаров В.Г., Бирюков В.И. A.c. 897306. 1982, БИ №2, с. 68.

38. Кутыш И.И. Способ смешивания жидкости и газа // Патент РФ № 2104764, 1998, БИ. № 5.

39. Кулагин JI.B., Морошкин М.Я. Форсунки для распыливания тяжелых топлив. М.: Машиностроение, 1973. 200 с.

40. Weiss M., Worsham С.- Chem. Eng. Sei., 1960, vol. 12, p. 24-26.

41. Дятлов И.Н. Обобщение результатов измерений мелкости распыливания топлива механической и воздушно-механической форсунками центробежного типа.- Тр. КАИ им. А.Н. Туполева. Казань, 1969, вып. 2.

42. Кулагин A.B., Макаров В.В. Теплоэнергетика, 1979, № 6, С. 25 - 31.

43. Витман JI.A. и др. Распыливание жидкости форсунками. M.: Госэнергоиздат, 1962.264 с.

44. Кацнельсон Б.Ф., Шваб В.А. В кн.: Исследование процессов горения топлива. М. - Л., Госэнергоиздат, 1958. 118 с.

45. Бородин В.А. и др. Распыливание жидкостей. М.: Машиностроение, 1967. 208 с.

46. Кутыш И.И., Емин О.Н., Кутыш Д.И. Новые нетрадиционнее подходы к решению экологических проблем двигателей летательных аппаратов, эксплуатируемых в наземных условиях //Конверсия в машиностроении, 2001, № 4. С. 75 85.

47. Колесник A.A. Разработка и исследование пористых вращающихся распылителей жидкостей. 05.17.08. Казань, 1983. -216 с.

48. Щукин В.К., Халатов A.A. Теплообмен, массообмен и гидродинамика закрученных потоков в осесимметричных каналах.- М.: Машиностроение, 1982. 200 с.

49. Кутыш И.И., Кутыш Д.И. К вопросу предварительной подготовки топливовоз-душной смеси при конверсии углеводородного топлива для малоэмиссионной ГТУ // Конверсия в машиностроении, 2003, № 6. С. 55 67.

50. Абрамович Г.Н., Гиршович Т.А., Крашенинников С.Ю. и др. Теория турбулентных струй // М.: Наука, 1984. 716 с.

51. Богомолов E.H. Рабочие процессы в охлаждаемых турбинах газотурбинных двигателей с перфорированными лопатками // М.: Машиностроение, 1987. 160 с.

52. Бакулев В.И., Голубев В.А., Макаров И.С. Расчет систем струй в сносящем потоке // Тр. МАИ. Вып. 248. М.: Изд-во МАИ, 1972. С. 112 125.

53. Кутыш И.И. Расчет траектории плоской струи в сносящем потоке, ограниченном круговым каналом // Темат. сб. научн. трудов «Методы математической физики и задачи механики сплошных сред» / МАИ. М., 1988. С. 33 - 40.

54. Кутыш И.И. Численные методы решений экологических задач // М.: «Информ-Знание», 2002. 368 с.

55. Камке Э. Справочник по обыкновенным дифференциальным уравнениям // М.: Наука, 1976. 576 с:

56. Коллатц JL Численные методы решения дифференциальных уравнений // М.: ИЛ, 1953.

57. Шандоров Г.С. Расчет струи в сносящем потоке // Изв. вузов, Авиационная техника, 1966, № 2. С. 100 104.

58. Рамсей Дж.У., Голдстейн Р.Дж. Взаимодействие подогретых струй со сносящим потоком // Теплопередача. Т. 93, № 4 / Пер. с. англ. М.: Мир, 1971. С. 41 50.

59. Раушеибах Б.В., Белый С.А., Беспалов И.В. и др. Физические основы рабочего процесса в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей // М.: Машиностроение, 1964. 527 с.1. Литература к главе 3

60. Справочник по теплообменникам: в 2-х т. Т.1 / Пер. с англ. под ред. B.C. Петухова,

61. В.К. Шикова. М. Энергоиздат, 1987. 560 с.

62. Зейгарник ЮЛ., Полнев В.М. Теплообмен в пористых структурах: современное состояние и основные направления исследований // Теплоэнергетика, 1996, № 1. С. 62 70.

63. Буевин Ю.А., Корнеев Ю.А. О переносе тепла и массы в дисперсной среде // ПМТФ, 1974, № 4. С. 79 87.

64. Буевин Ю.А., Корнеев Ю.А., Щелнкова И.Н. О переносе тепла и массы в дисперсном потоке // ИФЖ, 1976, Т. 30, № 6. С. 979 985.

65. Физика внутреннего теплообмена в неоднородных пористых средах / Поляев В.М., Галицейский Б.М., Можаев А.П., Ложкин А.Л. // Тр. I Российской национальной конференции по теплообмену, М., 1994, Т. VII. С. 167 172.

66. Кутыш И.И., Рыбаков В.В., Кутыш А.И. О реальной возможности создания экологически чистых дизельных двигателей с помощью фильтров нового поколения // Конверсия в машиностроении, 2002, № 2. С. 71 79.

67. Кутыш И.И., Кутыш А.И. Новые металлокерамические фильтры для очистки газов дизельных двигателей и их гидравлические характеристики // Конверсия в машиностроении, 2002, № 4. С. 32 37.

68. Кремлевский П.П. Расходомеры и счетчики количества: Справочник. 4-е изд., пере-раб. и доп. Л.: Машиностроение. 1989. 701 с.

69. Ergun, S., and Orning, А.А. Fluid Flow through Randomly Packed Columns and Fluid-ised Beds // Ind. End. Chem. 1949, vol. 41. P. 179.

70. Kays, W.M., and London, A.L., Compact Heat Exchangers, McGraw Hill, New York, 1964.

71. Альтшуль А.Д., Краснов Н.С. Гидравлические сопротивления сеток с квадратными ячейками // Водоснабжение и сантехника, 1967, № 9.

72. Справочник по гидравлическим расчетам. Под ред. П.Г. Киселева. Изд. 4-е, переработ. и доп. М., «Энергия», 1972. 312 с.1. Литература к главе 4

73. Zaj ас L. J. Droplet breakup in accelerating gas flows. NASA CR-134478, 1973.

74. Falk A.Y. Coaxial spray atomiznlion in accelerating gas stream. NASA CR-134825, 1975.

75. Zajac L.J. Droplet breakup in gas flows. NASA CR-134479, 1973.

76. Rabin E., Schallenmuller A.R., Lowhead R.B. Displacement and scattering of propellant droplets AFOSR TR-60-75, 1960.

77. Dickerson R.A., Coultas T.A. Breakup of droplets in an accelerating gas flow. AIAA Paper, 1966, N611.

78. Волынский M.C. Исследования дробления капель в газовом потоке. Докл. АН СССР. 1949, т. XVIII, № 2, с. 237 - 240.

79. Hanson A.R., Domich E.G., Adams H.S. Shock tube investigations of the breakup of drops by air blasts. Phys. of Fluids, 1963, vol. 6, N 8, p. 1070 - 1080.

80. Haas F.S. Stability of droplets suddenly exposed to a high velocity gas stream. AIChE J., 1964, vol. 10, N 6, p. 920 - 924.

81. Luna R.E., KJikov W.A. On aerodynamic breakup of fluid drops. SC-RR-66, 1966.

82. Hinze J.O. Critical speeds and sizes of liquid globules. J. of Appl. Phys., 1949, vol. 1, p. 273 - 288.

83. Lane W.R. Scatter of drops in streams of air. Ind. and Eng. Chemistry, 1951, vol. 43, N 4, p. 1312- 1317.

84. Hassler G. Untersuchung zur Zersforung von Wassertropfen durch aerodynamische Krafte. -Forsch. Ing. Wes., 1972, vol. 38, N 6, p. 183 192.

85. Morrel G. Critical conditions for drop and jet scattering, NASA TND-677, 1961.

86. Гельфанд Б.Е., Губин C.A., Паламарчук Б. И., Когарко С.М. Особенности разрушения жидких капель при высоком давлении газа. ПМТФ, 1975, № 4, С. 61 - 66.

87. Борисов А.А., Гельфанд Б.Е., Губин С.А. и др. Усиление слабых ударных волн в горящей двухфазной системе жидкость газ. - ПТМФ, 1970, № 1, С. 168 - 173.

88. Гельфанд Б.Е., Губин С.А., Когарко С.М. Разновидности дробления капель в ударных волнах и их характеристики. ИФЖ. 1974, т. 27, N 1, С. 120 - 126.

89. Waldman G.D., Reinecke W.G. Experiments on water drop breakup behind Mach 3 to 12 shocks Avco Corp. AVATD 0172-69-RR, 1969.

90. Waldman G.D., Reinecke W.G. Shock layer scattering of cloud drops in reentry flight. -AIAA-paper, 1975, N 152.

91. Engel O.C. Studies of Droplet breakup. J. Res. of NBS, 1958, vol. 60, N 3, p. 245 - 280.

92. Williams F.A. Atomization processes and ignition criteria for supersonic combustion Astr. Acta, 1970, vol. 15, N 5 - 6, p. 547 - 557.

93. Корсунов Ю.А., Тишин А.П. Экспериментальное исследование дробления капель при низких значениях чисел Рейпольдса. МЖГ, 1971, № 2, С. 182 - 186.

94. Лопарев В.П. Экспериментальное исследование дробления капель жидкости в условиях постоянного нарастания внешних сил. МЖГ, 1975, № 3, С. 174 - 178.

95. Harper E.Y., Chang I.D., Grube G.W. A unified theory of raindrop breakup. Proc, 8-th Int. Shock Tube Sympos., 1971, p. 63/1 - 63/13.

96. Simpkins P.G. On the distortion and breakup of suddenly accelerated droplets, AIAA-paper, 1971, N325.

97. Simpkins P.G., Bales E.L. Water drop response to sudden accelerations. J. Fluid Mech., 1972, 55, pt. 4, p. 629 - 639.

98. Korner W. Das Verhalten von Flussigkeittropfen in Gasstrahlen hoher Geschwindigkeiten, -Acta Mechanics, 1972, vol. 13, N 200, p. 87 115.

99. Lamb H. Hydrodynamics, Dover Publications. N. Y., 1932.

100. Левин В.Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: Физматгиз, 1956.

101. Волынский М.С., Липатов А.С. Деформация и дробление капель в потоке газа, -ИФЖ, 1970, 25, № 5. с. 838 844.

102. Ranger А.А. Shock wave propagation through a two-phase medium. Astr. Acta, 1972, vol. 17, N 4 - 5, p. 675-683.

103. Jaarsma F., Derksen W. Shock tube techniques for fuel droplet combustion studies. NLR Rep. MP-252, 1967.

104. Хавкин Ю.И. Центробежные форсунки. Л.: Машиностроение, 1976. 168 с.

105. Дитякин Ю.Д., Ягодкин В.И., Бородин В.А. О дроблении сферической капли в газовом потоке. ПМТФ, 1962, № 1.

106. Isshiki N. Theoretical and exprimenlal study of atomization of liquid drop at high speed gas stream. Rept. Trans. Techn. Research. Inst., 1959, No. 35.

107. Hamilec A.E., Johnson A.J. Viscous flow around fluid spheres at intermediate Reynolds number (I). Canadian J. Chem. Engng, 1962, vol. 40, No. 2.

108. Югай Ф.С. Волгин Б.П. Качественная картина движения жидкости в ускоряющемся газовом потоке. Инж.-физ. ж., 1965., т. 9, № 6, стр. 703.

109. Волынский М.С. О дроблении капель жидкости в потоке воздуха. ДАН СССР, 62, № 3,1948.

110. Кибель И.А., Кочин Н.Е., Розе Н.В. Теоретическая гидромеханика, ч. 1. М., ГИФМЛ, 1963.

111. Клячко Л.А. Инженерный журнал, т. XVIII, № 2, 1949.

112. Раушеибах Б.В., Белый С.А., Беспалов И.В., Бородачев В.Я., Волынский М.С.,

113. Прудников А.Г. Физические основы рабочего процесса в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. М., «Машиностроение», 1964.

114. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. М., Физматгиз, 1960.

115. Бородин В.А., Дитякин Ю.Ф., Клячко Л.А., Ягодкин В.И. Распыливание жидкостей.

116. М., «Машиностроение», 1967. 263 с.

117. Гордин К.А., Истратов А.Г., Либрович В.Б. Изв. АН СССР. МЖГ, № 1,1969.

118. Борисов А.А., Гельфанд Б.Е., Натанзон М.С., Коссов О.М. О режимах дробления капель и критериях их существования //ИФЖ, 1981. Т. 40. № 1. С. 64 70.

119. Боше А.А., Палатник И.Б. Экспериментальное определение критического значения критерия Вебера при дроблении капель в ускоряющихся потоках газа, в квази46.