автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Разработка математических моделей и методов решения комплекса задач по горению природного газа

На правах рукописи

РГВ од

Пацков Евгений Алексеевич

: 5 г?к ?>п

Разработка математических моделей и методов решения комплекса задач по горению природного газа

Специальность: 05.14.04. Промышленная теплоэнергетика

АВТОРЕФЕРАТ ДИССЕРТАЦИИ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИ ДОКТОРА ТЕХНИЧЕСКИХ НАУК

и

Москва 2000

Работа выполнена в Дочернем открытом акционерном обществе по рациональному использованию газа - ДОАО «Промгаз»

Официальные оппоненты: Профессор, доктор технических наук Сергиевский Эдуард Дмитриевич Доктор технических наук

Доктор технических наук

Беляев Альберт Александрович

Ведущая организация - Всероссийский научно-исследовательский институт природных газов и газовых технологий

Защита состоится 21 сентября 2000 г. в 16 часов в аудитории Г-406 на заседании диссертационного совета Д.053.16.12 в Московском энергетическом институте (техническом университете), 111250, г. Москва, Красноказарменная ул., д. 14.

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

Отзывы в двух экземплярах, заверенные печатью, просим присылать по адресу: 111250, г. Москва, Красноказарменная ул., д. 14, Ученый Совет МЭИ.

Автореферат разослан 2000 г.

Ученый секпетапь лисеептапионного

/

Ьнякин Юрий Павлович

/Портнов В. Д./

/с о

Общая характеристика работы

Актуальность темы

В ближайшие годы в России может сложиться крайне напряженная ситуация с обеспечением страны топливом и энергией. Газовая промышленность, на которую ориентировался весь топливно-энергетический комплекс, будет не в состоянии покрыть ожидаемый дефицит углеводородного топлива. Углеводородному сырью в России в настоящее время и ближайшей перспективе нет альтернативы. В топливно-энергетическом балансе страны удельный вес природного газа в настоящее время достиг 50-60 % при соответствующем снижении доли нефти, угля, гидро- и атомной энергии. В этой ситуации ориентация только на природный газ недопустима, т.к. это создает угрозу энергетической безопасности России. Истощение запасов природного газа на крупнейших месторождениях России стабилизировало его добычу при растущем экспорте, как одном из главных источников валютных поступлений в страну. Дефицит углеводородного сырья не может быть удовлетворен только освоением его новых месторождений, т.к. это требует огромных капитальных затрат, отсутствующих в стране. В этих условиях газосбережение является одним из основных путей преодоления дефицита топливно-энергетических ресурсов.

Газосбережение имеет еще один аспект - экологический. В продуктах сгорания присутствуют оксиды азота, углерода, серы и другие вещества, оказывающие негативное воздействие на живые существа и природу, снижение которых в продуктах сгорания является одной из важнейших задач при разработке новых газо-использующих агрегатов.

Потенциальная экономия природного газа за счет снижения удельных расходов топлива до уровня уже достигнутого в развитых странах, может составить более 22,6 млрд. м3 (Табл. 1).

Таблица 1

Сектор РФ, млрд.м3 %

Энергетика 2,6 11,5

Промышленность и другие отрасли 14,6 64,6

Коммунально-бытовой сектор 5,4 23,9

Всего 22,6 100,00

Указанного объема газа (22,6 млрд. м3) достаточно для реализации Программы газификации России.

Расчеты показали, что мероприятия по экономии потенциально возможных объемов газа потребуют на 30-50 млрд. руб. меньше капитальных вложений, чем на обеспечение их добычи и транспорта.

Для достижения удельных расходов топлива, приближающихся к мировым показателям, необходима коренная модернизация газоиспользующих агрегатов: котлов, промышленных печей, отопительных систем; разработка и выпуск современных газо-сберегающих горелочных устройств; приостановление перевода угольных ТЭС на природный газ; внедрение новых приборов учета расхода газа; совершенствование технологических процессов и агрегатов.

Реализация вышеуказанной экономии газа может быть осуществлена с помощью высокоэффективного газоиспользующего оборудования, выпускаемого рядом организаций ОАО «Газпром».

В стране нужна новая энергетическая стратегия. Необходимо ликвидировать сложившуюся диспропорцию между удельным весом различных энергоносителей: газ, уголь, нефть, гидро- и атомная энергетика. Природный газ надо использовать в промышленности на технологию, в химическом производстве, в коммунально-бытовом секторе и т.д. Для энергетических целей следует вернуться к сооружению ТЭС, работающих на угольном топливе, и переводу действующих, работающих на газовом топливе, на уголь.

Гарантированное обеспечение народного хозяйства энергоресурсами может быть решено за счет: экономии энергоресурсов; реструктуризации топливно-энергетического баланса в сторону угля; подачи газа наиболее экономически эффективным производствам; разработке нормативных и регламентирующих документов по эффективному использованию газа.

Цель работы Учитывая актуальность газосбережения и решения экологических проблем в работе была поставлена цель создать инженерные методы расчета промышленных факелов, позволяющие управлять процессами горения углеводородного топлива. Используя созданные инженерные методы расчета промышленных факелов была поставлена цель создать современные методические указания и разработать новую газогорелочную технику.

Основные задачи исследования

1. Разработать универсальный метод и программу расчета равновесных химически реагирующих гетерогенных систем, обеспечивающих расчет полного состава химического превращения и соответствующих теплотехнических и теплофи-зических параметров с учетом теплообмена системы с окружающей средой.

2. Создать математическую модель, алгоритм и программы для послойного расчеш сьибилныл 1урСулсшных. диффузионно-кинетических факелов.

3. Создать метод расчета ограниченных факелов, образуемых промышленными горелками общего и специального назначения.

4. Разработать инженерную методику расчета сжигания жидких углеводородов на наземных факельных установках.

5. Создать математическую модель, алгоритм и программы расчета горелок вихревого типа.

6. Разработать и испытать горелку вихревого типа для камер сгорания газотурбинных установок ГПА.

7. Смоделировать сжигание на открытых факелах сбросных газов и жидких углеводородов, подверженных ветровой нагрузке; разработать методику расчета радиационных потоков от факела на окружающие предметы; определить зону теплового и экологического воздействия факела на окружающие существа.

8. Создать модель сжигания газо-воздушных и газокислородных смесей с термическим разложением части газа на компоненты для получения светящегося факела.

9. Разработать газокислородную горелку с пониженным содержанием токсичных компонентов в продуктах сгорания и повышенной радиационной теплопередачей за счет реализации термического крекинга части газового топлива.

10. Разработать метод расчета радиационно-конвективной теплопередачи в агрегатах, оснащенных скоростными горелками, и создать скоростную горелку, обеспечивающую экономию топлива и снижение оксидов азота в продуктах сгорания.

Научная новизна:

1. Разработан оригинальный метод расчета и универсальная термодинамическая программа для гетерогенных химически реагирующих систем с учетом потерь тепла от факела в окружающее пространство при установлении химического и фазового равновесия.

2. Впервые разработан инженерный метод расчета полей концентраций и температур открытых и ограниченных факелов, использующий послойное разбиения факела вдоль оси.

3. Создан инженерный метод расчета геометрических и теплофизических характеристик факелов, подверженных ветровой нагрузке.

4. Разработан усовершенствованный линейно-точечный метод расчета радиационных потоков от факела на окружающие объекты.

5. Создана оригинальная математическая модель расчета геометрических размеров факела жидких углеводородов и расчета интенсивности облучения этим факелом окружающих объектов.

6. Автором созданы математические модели теплообмена светящегося факела в сочетании с моделью двух стадийного сжигания углеводородного топлива, светимость которого обеспечивается термическим разложением части углеводородного топлива на составляющие. Теоретически, а затем экспериментально показано, что уменьшение температуры факела, сопровождающее крекинг части топливного газа, приводит к росту радиационного потока по сравнению с прозрачным факелом и сопровождается снижением оксидов азота в продуктах сгорания.

7. Разработана математическая модель радиационно-конвективной теплопередачи в агрегатах, оснащенных скоростными горелками, позволившая создать новую скоростную горелку, обеспечивающую понижение расхода топлива и уменьшение оксидов азота в продуктах сгорания.

Достоверность предложенных математических моделей, алгоритмов и программ обоснована использованием общих законов горения, теплопередачи, термодинамики, аэродинамики, а также сходимостью результатов расчетов с данными лабораторных и натурных экспериментов.

Практическая значимость диссертации состоит в том, что в ней представлен эффективный инженерный метод расчета турбулентных диффузионно-кинетических факелов газовых и жидких углеводородов, позволяющий моделировать реальные тепловые процессы и разрабатывать новые газогорелочные устройства. Универсальная термодинамическая программа справедлива для любого видг топлива и содержит базу данных с характеристиками для продуктов химического реагирования доя всей периодической таблицы элементов.

Результаты численного моделирования горения факелов для всех крупные газовых и газоконденсатных месторождений России могут быть использованы пр1

оценках их теплового и экологического воздействия на окружающие объекты, при авариях на месторождениях, транспорте и переработке углеводородного сырья.

Результаты математического моделирования ограниченных факелов были использованы при создании новых газогорелочных устройств.

Разработанные автором математические модели и результаты расчетов факелов были использованы:

- при создании отраслевой методики расчета факелов факельных установок;

- подготовке и издании монографии «Внутрикамерное сжигание природного газа в кислороде и воздухе. /Н.В. Лавров, Е.А. Пацков, Е.А. Плужников, Н.А. Федоров.-М.: 1972г.-38с;

- подготовке и издании справочного пособия «Рациональное использование газа в сельском хозяйстве и коммунально-бытовом секторе. 10. Н. Брюханов, Е. А. Пацков, А. И. Плужников, Н. А. Строкова. Под. ред. А. Н. Плужникова - СПб.: ОАО «Издательство «Недра», 1997. - 576 е.: ил.

Апробация работы Математические модели, алгоритмы, тексты программ, методы расчетов, новые конструкции ГГУ, составляющие основное содержание диссертации, были представлены на конференциях:

- Совещание по безокислительному и малоокислитсльному нагреву стальных заготовок. - 1974, М.: НИАТ;

- Научно-технический семинар «Пути повышения эффективности сжигания мазута и газа на электростанциях», г. Конаково: Конаково ГРЭС, - 1973 г.:

- Международная конференции «Обжиг керамики», Карловы Вары ЧССР. 1976 г.;

- Всесоюзная научная конференция - Проблемы энергетики и теплотехноло-гии, ГКНТ, МВССО, МЭИ, ВНИПИЭнергопром, М„ 1983 г.;

- VI семинар по электрофизике горения, г. Караганда, 1983 г.;

- VIII Всесоюзного симпозиума по горению и взрыву, г. Ташкент, 1986 г.;

- International Seminar «Modeling, advanced process Technology, Expectant Control System of Heat and Mass transfer Phenomena» 1996, Екатеринбург, Уральский государственный технический университет;

- Конференция «Современное газоиспользующее оборудование и технологии в решении энергосберегающих и экологических проблем в газовой промышленности», г. Ижевск, декабрь 1999г.

Объем работы Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка использованных источников и приложений. Работа написана на 512 страницах, из них 343 страниц машинописного текста, 93 рисунка, 46 таблиц, списка использованных источников из 116 наименований, 127 страниц компьютерных программ, 14 приложений.

Публикации Основное содержание диссертации изложено в 39 опубликованных работах, в Ж. «Газовая промышленность»,

//Тоггттл^иамг'отттт/'о\\ лттопт IV т~»>1 гттпV ттггл'г'ггтя гтп ТЭиТЛТДТТ»»л« <ппп

трудах Всесоюзных конференций, симпозиумов и совещаний, научных докладах на российских и международных конференциях, патентах РФ.

Содержание работы

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, вытекающая из необходимости решения проблемы газосбережения в нашей стране, в т.ч. в промышленной теплоэнергетике. Одним из путей решения указанной проблемы является моделирование факельных процессов, позволяющее экономить средства на исследования факелов и на разработку новой газогорелочной техники.

Совершенствование процессов сжигания топлива и создание современных газогорелочных устройств невозможно без тщательного изучения всех закономерностей открытого и ограниченного факела, сопровождаемого физико-химическими явлениями горения, теплопередачи от факела в окружающее пространство, процессами термодинамики и его аэродинамикой.

Рассматриваются турбулентные, диффузионно-кинетические факела, горящие как на открытом воздухе, так и в камерах сгорания различного назначения. В этих факелах процесс горения определяется диффузией окислителя и горючего в зону, где осуществляется воспламенение и горение этих компонентов. Горение высокоскоростных струй имеет свои особенности, в частности, данные факела оторваны от газовой трубы.

Методикой ВНИПИгаздобыча распределение интегрального химического недожога по длине для таких факелов определяется уравнением

Яз/Чоз = ехр^ -7,4Г[(х + Ь^/Ьф]2'73}, (1)

где Яз.Яоз - средний по сечению факела (интегральный) химический недожог в рассматриваемом сечении факела и на срезе газовой трубы, не зависящий от вида топлива, предусматривает смещение факела на величину его ядра; Ьф - длина свободного турбулентного диффузионного факела; - длина ядра факела; х - расстояние от среза горелки до рассматриваемого сечения.

Конвективная теплоотдача определяется градиентом температур, критериями Нуссельта и Грассгофа (для свободного факела); для ограниченных факелов -критериями Прандтля, Рейнольдса, Нуссельта. Расчет указанных критериев предусматривает определение теплофизических свойств реагирующей смеси (теплоемкости, теплопроводности, вязкости).

Излучение факела определяется его температурой и степенью черноты, зависящей от состава продуктов сгорания, величины оптического луча и гидродинамики струи. Осевая составляющая радиационного потока исключается из рассмотрения из-за ее незначительности.

Полный состав продуктов сгорания может быть определен только термодинамическим путем в результате решения системы уравнений для всех химических реакций заданного исходного состава. Такой подход реализован универсальной термодинамической программой, обеспечивающей расчет состава продуктов сгорания для всей периодической таблицы элементов. Образование полного состава продуктов химического реагирования обеспечивается использованием базы данных, содержащей данные обо всех компонентах химического реагирования, включая диссоциацию молекулярных компонентов и их ионизацию.

В первой главе диссертации представлена постановка термодинамической программы для химически реагирующих гетерогенных систем, в которой, в отличие от аналогичных программ, обеспечен автоматический учет теплопотерь факелом конвекцией и радиацией в процессе установления химического и фазового равновесия. Равновесие гетерогенных систем в соответствии со вторым законом термодинамики характеризуется максимумом энтропии относительно переменных: концентрации компонентов (МО, температуры (Т) и давления (р).

.5 = -Л0 *1п(й0 *Т «А/,- До •1п(М,|,/Л'/„)).Л-/я, + м „1 (2)

.42 Я V >

л2*1 г-1

где к - количество газообразных компонентов в равновесной системе; Я -количество конденсированных компонентов, образующих отдельные фазы; N2 - количество компонентов первого и второго конденсированных растворов; Мхь М^ - количество молей вещества в первом и втором конденсированных растворах.

При составлении уравнений предполагается, что поведение газообразных компонентов подчиняется уравнению состояния идеального газа; объем конден-

сированных компонентов пренебрежимо мал. Внутренняя энергия (и) и удельный объем (V) связаны с концентрацией, температурой и давлением при помощи уравнений (3) и (4).

I К

2>„«М„= О (3)

г=I л.1

К-(й0 /,Р)*2Ж = 0 (4)

ы I

Использовано условие сохранения массы химических элементов и электронейтральность всей системы в целом - уравнения (5) и (6).

к Я т*Ы 2

1Х-М,=0, (6)

/«1

где [эл^ - содержание химического элемента элJ, моль/кг; п^ - количество атомов j-ro элемента в i-ом компоненте; ш - количество химических элементов в системе; пе; - кратность ионизации i-ro компонента (для отрицательно заряженных веществ имеет знак минус).

Параметры равновесия определяются решением задачи о нахождении мак симума энтропии S с учетом уравнений (3) -г- (6). Для этого составляется функции Лагранжа - (7).

Л = [¿(У,0 -Rt-]n(Rt ■Т-М, /V))-M, + ¿S,0 -А/, +

■VI .V2

£{5?,-R, • in(Л/„ /Л/„))-Л/,„ + Х(5„05-Ла-1п(Л/„,/Л/ , )■■■'./ lU-5>, -А/,-iur -Air-£u.t -Мл-%Unl -A/.J4 -

1=] гш\ пЫ я2=1

,„ i R .V1+Л' 2

S (■- (3-Ь) ■+ X"j. -мI + £ ■пг ■мг + Ъ% М,)■ А, +

| 1-1 ГШ1 Ц.|

к к NI

М 1-1 лЫ

(-I^+WJ.^ (7)

П2-1

где X - неопределенные множители Лагранжа.

В результате дифференцирования уравнения (7) по всем множителям был; получена система трансцендентных, алгебраических уравнений, которая реша лась методом Ньютона, заключающемся в линеаризации исходных уравнений i

последующем решении полученной системы путем итераций. Для линеаризации нелинейные члены уравнений разлагаются в ряд Тейлора относительно начального приближения, ограничиваясь членами первого порядка.

В результате расчетная система уравнений становится линейной и может быть решена известными методами относительно произвольно выбранного начального приближения для неизвестных, входящих в нелинейные члены. Для уточнения расчет повторяется с новым начальным приближением, равным результатам предыдущего шага, до тех пор, пока разница между двумя подряд идущими итерациями не станет меньше заданной величины.

Проблема сходимости разрешена благодаря введению новых неизвестных и использованию демпфирующих ограничений, с помощью которых формируются начальные приближения очередного шага из результатов двух предыдущих итераций. Итерационный процесс решения полученной системы линейных уравнений повторяется многократно. И на каждом шаге проверяется относительное отклонение решения от начальных значений. Расчет считается завершенным, когда максимальная относительная погрешность станет меньше 10'5.

Описанная вычислительная процедура хорошо себя зарекомендовала при исследовании широкого спектра термодинамических систем, различающихся как по составу, так и по диапазону изменения параметров. Она обеспечивает устойчивую сходимость решения, что достигается дифференцируемостью используемых уравнений по всем неизвестным и линеаризацией исходных выражений.

Обобщенный характер разработанного алгоритма привел к созданию универсальной программы расчета параметров равновесных состояний многокомпонентных термодинамических систем, которая предусматривает задание условий равновесия термодинамической системы с окружающей средой любой парой значений термодинамических параметров из числа: Р (давление), Т (температура), V (объем), Б (энтропия), I (энтальпия), и (внутренняя энергия); проведение расчета термодинамической системы произвольного элементного состава; включение в число ожидаемых компонентов равновесного состава любых индивидуальных веществ за счет изменения только исходных данных; определение равновесного фазового состава системы без предварительного указания термодинамически допустимых состояний; расчет свойств переноса химически реагирующей системы: коэффициентов вязкости и теплопроводности.

Используя данную программу были выполнены многочисленные расчеты, которые затем были сопоставлены с экспериментально измеренными концентра-

циями продуктов сгорания и температурой факела. Сопоставление оказалось весьма удовлетворительным.

Аэродинамика и физико-химические явления горения диффузионно-кинетического факела обуславливают его длину, ширину, угол наклона факела под действием ветра, высоту отрыва факела от газовой трубы и другие параметры. Определяющим параметром является длина факела в свободных условиях, нахождению которой было уделено большое внимание. В работе были проанализированы различные методы расчета этой величины, которые можно условно разбить на четыре группы:

- к первой группе относятся работы Американского нефтяного института (API), Мак-Муррея, Кука. В этих работах длина факела зависит только от величины общего тепловыделения L = a.Qb, где [L] - м, [Q] - Мвт.

Данная формула применяется на практике. Дополнительные исследования показали, что длина факела зависит также от величины критерия Маха;

- ко второй группе относятся работы Бжустовски, Фавери, которые для определения длины факела используют нижний концентрационный предел воспламенения смеси, и длина траектории пламени (в плоскости безразмерных координат X и Z ) определяется выражениями:

L' = {2,04.СН'"Ш при С„' < 0,5 {2,5 ЬС„"0,625 при С„ > 0,5,

где С„ = Сн^иЛЛуКмг/Мв),

С„ - относительная доля горючего в смеси на нижнем пределе воспламенения; Ur, Uvv, мг,ма - скорость и молекулярная масса газа и воздуха.

- к третьей группе относятся работы Хауторна, Уэдделла и Хоттеля, Беккера и Лианга, Калгачи, Лисиенко В,Г., Седелкина В.М., использующих теорию смешения струи; в работах последних авторов получена следующая формула для определения длины факела в свободных условиях:

Ьф/d = l,74'Ar<j0,17.(Lcx/dr)0'59, (8)

где Агф - приведенный критерий Архимеда факела, равный:

Arf = 3,3.(Ur2/(g.dr)).(pr°/pB°),

L„ - стехиометрическая длина факела.

Данная формула была сопоставлена с многочисленными экспериментальными данными и получила свое подтверждение;

- к четвертой группе относятся работы Вулиса Л.А., Ершина Ш.А., Ярина П.П., разработавших аэродинамическую теорию горения. Используя метод экви-залентной задачи теории теплопроводности данные авторы получили аналитиче-:кие зависимости для расчета длины свободного диффузионного факела. Метод эасчета оказался достаточно громоздкий и не применяется при инженерных расчетах.

Анализ приведенных выше формул привел к выводу, что наиболее физиче-жи обоснованной является зависимость (8) для расчета длины реальных факелов з спокойной атмосфере.

В данной работе расчет профилей температур и концентраций выполняется в ¡ависимости от продольной координаты. Существование поперечных темпера-гурных неоднородностей не учитывалось в расчетах из-за симметричности факе-1а. Допущение об одномерности при создании инженерного метода расчета фа-села было обосновано сопоставлением расчетных и экспериментальных профи-1ей температур, концентраций и других величин. Диффузионные факела характеризуются наличием ядра факела, где осуществляется термический крекинг топли-за на составляющие, и зависимость выгорания топлива от продольной координаты предусматривает смещение факела на величину его ядра.

Для затопленных горящих струй связь продольной и поперечной координаты факела определялась по теории Абрамовича Г.Н.

Симбиоз выше изложенных закономерностей привел к созданию зонального метода расчета открытых факелов, представленного

Во второй главе диссертации

Математическая модель расчета открытых факелов предусматривает еле-1уюшие этапы: разбиение факела по длине на «М» участков, на каждом из которых рассчитывается величина недожога топлива и значение среднего коэффициента избытка воздуха «а»; смесь газа, воздуха и продуктов сгорания на участке ¡читается однородной; энтальпия участка рассчитывается из уравнения теплового эаланса; полный состав продуктов сгорания рассчитывается по термодинамиче-:кой программе в предположении достижения на участке квазиравновесия с учетом теплопотерь и уточненных теплофизических свойств.

Распределение химического недожога топлива по длине турбулентного диффузионно-кинетического факела определяется уравнением (1). длина факела ■ уравнением (8), зависимость недожога топлива от коэффициента избытка воздуха Яз = Яз(а) была получена в работе и имеет следующий вид:

Яз = ехр(-ехр(-3,045 + 5,815.а- 2,295-а2 + 0,308.сх3)). (9) Для построения данной зависимости были проведены термодинамические расчеты сжигания метан -воздушной смеси в широком диапазоне изменения а. Для каждого а рассчитывался тепловой эффект реакции 0 и величина недожога по известным соотношениям. Используя метод наименьших квадратов была найдена регрессионная зависимость (9).

Уравнение теплосодержания для 1-го участка, учитывающее тепло химических реакций и потери тепла за счет излучения и конвекции, имеет вид

1} = 1ал.г0пот.} (10)

С!пот.] — Qизл.j Qкoнв.j ^ (И)

где - адиабатическая энтальпия го слоя, кдж/кг,

(Зиэл = 4,1868'С$'Еф:Т6ок]'(Тф/100)4/(Сг'(1+аЪо)), (12) тепло, отведенное излучением, кдж/кг,

Оконв = а.1Т5О^'(ТфГТ0)/(Ог'( 1 +аЪ0)), (13)

тепло, отведенное конвекцией, кдж/кг,

Используя формулы, обеспечивающие расчет всех теплотехнических характеристик факела, был разработан алгоритм и программа послойного расчета открытых факелов.

Последовательность расчетов для каждого ]-го участка следующая: исходный состав газа и его характеристики заносятся в файлы; рассчитывается длина факела, выгорание топлива, коэффициент избытка воздуха и геометрические характеристики каждого слоя; последовательно выбирается номер слоя и для него рассчитывается брутго-состав (число грамм-молей каждого химического элемента топлива и окислителя) и полное теплосодержание слоя для адиабатических условий; по термодинамической программе рассчитывался полный состав продуктов сгорания и теплофизические свойства с учетом потерь тепла в окружающее пространство; на каждом шаге итераций уточнялась величина энтальпии слоя; расчет состава и теплофизических свойств в слое вновь повторялся для уточненной энтальпии; тепловое равновесие считается достигнутым, если разница по температуре между двумя последующими расчетами не превышает ~1град; на этом расчет заканчивается.

Программа послойного расчета факелов содержит два цикла итераций: внешний цикл итераций обеспечивает установление теплового равновесия участка с окружающей средой; внутренний цикл итераций обеспечивает расчет равно-

весного состава продуктов сгорания для каждого текущего набора термодинамических параметров.

По программе были выполнены расчеты профилей температур и составов продуктов сгорания для всех наиболее крупных месторождений России, которые явились основой при составлении отраслевой методики по сжиганию сбросных газов на факельных установках.

Рассчитаны средневзвешенные концентрации для факела в целом, которые сопоставлены с известными экспериментальными данными и количественно совпадают, что подтверждает корректность математической модели расчета турбулентного диффузионно-кинетического пламени.

Сопоставление экспериментальных и расчетных данных распределения в продуктах сгорания СОг, СО и 02, температуры и коэффициента избытка воздуха по длине горящей струи генераторного и пропан- бутанового газа, представленное в работе, показали их количественное совпадение, что является подтверждением корректности предлагаемого метода расчета турбулентного диффузионно-кинетического пламени.

В теплотехнических установках длина факела отлична от свободного из-за крутки потока, предварительного смешения окислителя и горючего, соотношения количества движения газового и воздушного потоков на выходе из горелки, стесненности факела и охлаждения его стенками.

Значительная часть природного газа сжигается в виде ограниченных факелов, образуемых газогорелочными устройствами различного назначения. Схема организации рационального сжигания этих факелов в промышленных печах, котлах и камерах- сгорания может быть смоделирована расчетами характеристик этих факелов, учитывающих конструктивные особенности разрабатываемых устройств. Создание горелок общего и специального назначения является актуальной задачей. К первому типу относятся горелки для печей, котлов. Ко второму типу можно отнести газогорелочные устройства для камер сгорания газоперекачивающих агрегатов, где очень высокие требования к экологическим показателям.

В третьей главе представлен послойный метод расчета ограниченных факелов, образуемых промышленными горелками.

Разработка и отладка нового газогорелочного устройства с заданными характеристиками требует больших материальных и временных затрат. Разработанный

автором инженерный метод расчета ограниченных факелов предназначен для моделирования и создания новых горелочных устройств.

Математическая модель ограниченных факелов опирается на математическую модель открытых факелов с рядом дополнений и уточнений.

Для инжекционных, дутьевых и других типов горелок длина ограниченного факела определяется выражением

Ьф° = Ьф.^и^Сс п)^3(к1ф).£,(кст)^5(к1)> (14)

где коэффициенты ...£5 - учитывают отличие свободного факела от ограниченного. Первые три коэффициента ^(кД £г(к„), fз(k)[p) - характеризуют соотношение количества движения газового и воздушного потоков на выходе из горелки, влияние степени предварительного перемешивания газового и воздушного потоков, крутку газовых и воздушных потоков и отражают конструктивные особенности горелки. Коэффициенты Г4(к„) и Г5(к() - учитывают стесненность факела и охлаждение его стенками. В работе представлены выражения для всех параметров кш к„, ккр, кст, к, и соответствующих им функциональных коэффициентов. Выражения для коэффициентов кщ, к„, к«р, к^, к[ для конкретных конструкций горелок претерпевают существенные изменения, что продемонстрировано на конкретных примерах в диссертации.

Сформулированный метод позволил создать алгоритм расчета ограниченных факелов для промышленных горелок.

В качестве примера горелки общего назначения была принята горелка на естественной тяге. При расчете длины факела, образуемого данной горелкой, учитывались крутка потока, стесненность факела и охлаждение его стенками. В горелке крутка потока обеспечивается завихрителем лопаточного типа и соответствующий коэффициент определяется соотношением:

кк„ = 2я*11г*Оз^|3/(г.2л.(Он-Оо)), (15)

где = т/0,125 «(О* +0„) - плечо равнодействующей тангенциальных скоростей потока, Бэ = -£>*) - эквивалентный диаметр, Бн, Б0 - наружный и внутренний диаметр цилиндрического кольцевого канала, |3 - угол наклона лопатки к оси горелки, е = (л(Ов+В0)/22л - 6) - расстояние между серединами лопаток во входном сечении регистра, 8 - толщина лопатки, гл - число лопаток. Для параметров Б,, = 0,736м, О0 = 0,636м, 8 = 0,0015м, 7.,= 8, Р = 20°, к^, = 1,36, £,(к„,) = 1/(1 + 0,8.^ = 0,48.

Стесненность факела определяется отношением характерного размера топочного пространства (Нк) и горелки ^ = Н,Д)? =15,1, где Нк = 2,832м - диаметр камеры сгорания, 08 - О0/ (1 +<*•£„) - 0,187м - характерный диаметр горелки. При кст> 7, £»(кст) =1,23.

Учет влияния температуры ограждающих стенок на длину факела обеспечивается коэффициентом к, = Т^/Тс, где Тст - характерная температура стенки топочного пространства (970"К), Tf - адиабатическая температура факела (2100"К), ти-гда к, = 0,462; при к, > 0,46, £(к.) = 1.

Расчет факела осуществляется по слоям. Для этого по заданной величине коэффициента избытка воздуха в слое - «а» и стехиометрическому объемному расходу воздуха - «У0» рассчитывается молярный состав и начальная энтальпия слоя. Рассчитывается равновесный состав продуктов сгорания в слое и теплофи-зические свойства смеси, критерии Рг, Ле и Ни. Определяется величина теплопо-терь от факела в окружающее пространство за счет конвекции и теплопроводности. Итерационные расчеты для слоя повторяются до достижения требуемой точности.

Выполнены расчеты полей температур и концентраций для всех компонентов. Сопоставление расчетов с экспериментальными данными оказалось удовлетворительным (сходимость составила 93%).

Целью разработки газогорелочного устройства вихревого типа для камер сгорания газотурбинных установок газоперекачивающих агрегатов является нахождение оптимальной конструкции, которая обеспечивает минимальное содержание концентраций токсичных веществ, прежде всего МОх, в продуктах сгорания. В рассматриваемой конструкции используются, так называемые, «сухие» методы снижения Ж)х - рециркуляция и многостадийное сжигание.

При моделировании камера горения вихревой горелки ГВК по длине условно делится на три зоны: зона I ввода газа и воздуха (по 5% от общего расхода) для поджигания электрической искрой, крутка отсутствует; зона II распределенного ввода газа и воздуха (по 45% от общего расхода) в коническую часть камеры горения горелки, где газ и воздух закручиваются вдоль оси; зона III распределенного ввода газа и воздуха (по 50% от общего расхода) в цилиндрическую часть камеры горения горелки, где осуществляется крутка лопаточным завихри-телем.

Процесс развития факела включает суперпозицию отдельных факелов и взаимодействие всех зон между собой. Длина факела по средней линии определяется в соответствии с формуле (14).

Зона I разбивается на ряд участков, на каждом из которых осуществляется «смешение» элементов участка, соответствующих каждому факелу, по формуле:

а1„ = У„.'...я'/Ув'. ГШ

» "] Лш* I < ' Ч " " '

Í-1 1-1

где q*3j - химическая неполнота сгорания на j-м участке I зоны; B'¡ - расход газа в i-м факеле зоны I.

В зоне II каждый факел, образующийся в результате горения отдельно взятой закрученной струи, рассматривается независимо от других закрученных струй, образованных последовательно расположенными отверстиями перфорации вдоль конической части горелки ГВК. В этой зоне иначе рассчитывается соотношение количества движения воздуха и газа. При расчете смешения газовых и воздушных потоков учитывается «хвост» зоны I. Крутка потока обеспечивается двумя полуконусами, которые играют роль простого тангенциального завихрителя с двусторонним подводом воздуха. Определяется длина «элементарных» диффузионных факелов, развивающихся за каждым отверстием в газо-раздаюших трубках вдоль винтовых линий, образованных круткой потока. Согласно Сигалу И.Я. и Гуревичу H.A., длина траектории (развертки) факела в случае конической камеры горения определяется по формуле: SK = (D/4)ctgßcpctg(ct1I/2).

[A*Ja2+B2 -л/l+B2 +В21п(А + л!л1+В2)/(1-+л!1 + В1)], (17) где А = 1 + 2tg(oc/2>Z/JOTr; В = tgßcp.sec(ax/2); L2ÜXpÍD; D - входной диаметр зоны II камеры горения; а, - угол раскрытия конической камеры горения; L3aifp - длина участка факела по оси горелки, на котором сохраняется крутка потока.

Входящая в формулу (17) осевая длина факела может рассматриваться как текущая переменная. Это позволяет, задаваясь значением продольной составляющей по оси факела L3aKp, определять длину траектории SK каждой струи по винтовым линиям. Применительно к развитию единичного факела в условиях закрученного воздушного потока длина траектории каждой

газовой струи является длиной факела для этой струи. Это допущение выражается простым тождеством:

ЭкзЬг, (18)

Представленные формулы позволяют, зная длину факела одиночной струи - Ьг, приравняв ее длине траектории горящей струи - Б к, по формуле (17) определять т. е. длину факела по оси горелки. Полученные закономерности между длиной одиночной горящей струи и сс проекцией на ось были использованы в дальнейшем при разработке алгоритма и программы расчета выгорания факелов внутри вихревой горелки, являющейся камерой горения.

Для послойного расчета выгорания топлива, эта зона по длине разбивается на ряд участков, на каждом из которых осуществляется «смешение» элементов участка:

чизг ГЁ4 + (19)

1-1 1=1 1-1 1=1

Обозначения в этой формуле те же, что и в (16).

Зона Ш имеет некоторые особенности: другой тип завихрителя, иначе рассчитывается соотношение количества движения воздуха и газа; в формулах для расчета смешения учитываются газовые потоки зон I и II. Крутка потока обеспечивается тангенциально-лопаточным завихрителем типа ТЛ, форма лопаток - трапецеидальная, со скосом, обращенным к центру горелки. Форма камеры горения близка к цилиндрической. Длина траектории факела определится по формуле:

5и = ЬмЧ,«со5есрср,

где величину Ь^ можно также рассматривать как текущую.

Траектория струи цилиндрического завихрителя равна длине факела одиночной струи Яц = Зная длину траектории факела 5и можно определить Ьзшф - длину факела по оси горелки.

= Ь/соБесфер), (20)

Эта зона по длине разбивается на ряд участков, в каждом из которых «смешиваются» элементы участка, соответствующие факелам от зоны I, II и Ш:

+ £«," + ]. (21)

¡я\ /»1 1=1 /*) М

По известным я'з^ с учетом теплового режима каждого участка

определяются концентрации компонентов продуктов сгорания.

Проведенные расчеты профилей концентраций и температур внутри горелк и вне ее показали, что внутри горелки температурные профили имеют экстр! мальный характер. На температурных профилях присутствуют два минимума, к< торым соответствует дополнительная распределенная подача топлива по длин горелки и, соответственно, в этих зонах уменьшается количество оксидов азота продуктах сгорания.

Для экспериментальных исследований была изготовлена и испытана горелк ГВК для камер сгорания газотурбинных установок ГПА. Испытания, проведег ные на холодном воздухе в диапазоне расходов газа от 29 до 121,4 м3/ч, при и; менении отношений расходов газа в первой и второй зонах к общему расходу газ в диапазоне 0,171-7-0,592 и при изменении суммарного коэффициента избытк воздуха в пределах ] ,03+1,74, показали устойчивую работу горелки (режимы, пр которых наблюдалось начало отрыва и гудение, были локализованы в узких об ластях); концентрация Ж)х (в пересчете на N02), приведенная к 02 = 15 %, н превышала 38 мг/м3, концентрация СО в тех же условиях не превышала 71 мг/и3 диапазоне расходов газа 50 + 100 % от номинального.

Экспериментальные исследования и расчетные данные показали, что пр; увеличении подачи газа в первые две зоны концентрации токсичных компоненто N0, и СО на выходе из горелки возрастают; сопоставление экспериментальна измеренных концентраций с расчетными указывают на их количественное совпа дение, что подтверждает справедливость разработанной математической модел] вихревой горелки и пути совершенствования ее конструкции.

Разработанная математическая модель вихревой горелки позволила создат новую конструкцию подобной горелки с пониженным содержанием оксидов азо та в продуктах сгорания.

Возвращаясь к вопросу о длине факела, как одной из главных ее характеристик, следует отметить, что длина открытых факелов под действием ветра уменьшается, т.к. увеличивается скорость захвата воздуха вдоль пламени за счеа дополнительной турбулентности газового потока. Под длиной пламени в условиях воздействия ветра при отклонении пламени от вертикальной оси понимаете* расстояние от среза трубы до «конца» пламени - Ь„.

Другой особенностью таких факелов является их оторванность от газовой горелки и в литературе они называются «приподнятые» факела, существование которых экспериментально доказано при высоких скоростях истечения газа. Величина отрыва пламени от горелки зависит от его диаметра, числа Маха и обусловлено гидродинамической неустойчивостью струи.

Эти факела оказывают как экологическое, так и тепловое воздействие на окружающие предметы. Знание размера зоны теплового отчуждения, пребывание в которой чревато для здоровья людей, актуально как в заводских, так и в полевых условиях. Ликвидация данных факелов в ряде случаев не возможна, т.к. их наличие обеспечивает безопасную эксплуатацию предприятий по переработке природного газа и жидких углеводородов. Техника безопасности требует наличия дежурного факела, в котором сгорает углеводородное сырье при экстремальном повышении давления в технологических трубопроводах. С другой стороны,тепло этих факелов, как правило, не востребовано и убрать их удается только при наличии рядом с ним крупного потребителя тепла и реальной экономической целесообразности.

Четвертая глава посвящена моделированию факелов сбросных газов.

Факельная установка представляют собой устройство с высотой трубы до 100 м, обеспечивающая сжигание сбросных газов. В настоящей работе впервые предложен метод расчета открытых факелов, подверженных ветровой нагрузке, который содержит расчет длины факела, угла наклона под действием ветра, величину отрыва факела от газовой трубы и других геометрических параметров, знание которых необходимо для расчета факельных установок.

Зная длину факела в спокойной атмосфере I., (8), можно рассчитать длин} факела, подверженного ветровой нагрузке (Ьл). Принимается, что форма факела эквивалентна усеченному конусу. Рассчитывается отношение скорости ветра к скорости газа П = и«/иг и эквивалентный диаметр горелки 05 = р. ! рн.

Длина факела определяется одним из выражений: = Ьр(0,49+ 0,51/ехр(0,4.и№)),

ИЛИ

и = 05.(6+2,35/0+20.0).

Эквивалентный радиус газовой трубы равен 13.1 = 0,5.0;,

Число Ричардсона Кл0=Мв/ф^и,2))"3.

Если 0 < О < 0,05, угол наклона факела определяется выражением:

а = 8000,Q/Rio+(Y-l,57Ml-exp(-25,6.Q)). Если 0,05 < Q < 0,5, а = 94 - 1,6/fi-35.fi, или

а = 134/Ri0+ (1726/Ri0> ^/Q - 0,026 +(у-1,57)<1 -exp(-25,6.Q)). Рассчитывается коэффициент наклона пламени под действием ветра -К0= 0,015 + 0,185.ехр(-20.П).

Л тт- O.V/1Г

А2 = sin(a),

Величина отрыва факела от газовой трубы b = Lw»Ai/A2,

Длина факела, равная длине усеченного конуса,рассчитывается по формуле -

H|= t/l2w - b2 • Aj -b.cos(a).

С = 0,8+ 1000/exp( 100.fi),

Модифицированное число Ричардсона

Ris=Ds.(g/(Ds2.Ur2))1/3.

А3= l/exp(70.Ris.C.Í2),

А4= 1,5 + 13,5/ехр(6.П),

А5 = (1-(-1/д7А/15)).А3.

Нижний диаметр факела равен:

D( = Ds.(49-0,22/fi- 380.fi + 950.fi2),

или

D, = A4.DS.(1-A5).

Верхний диаметр факела определяется соотношением:

D2 = Ds.(80-0,57/Q - 570.Q+1470.02),

или

D2 = Lw.(0,31+0,18.ехр(-1,5.0)).(1-0,46.ехр(-25.0)). tg(k) = (D2-D,)/(2.H|)

Площадь боковой поверхности усеченного конуса, эквивалентного боковой поверхности факела:

Fb =0,785.(D,Z + D22)+1,57,(D, + D2)4ÍHJ +[(D2-D,)/2]3 Используя изложенный алгоритм, была разработана программа расчета геометрических характеристик открытых факелов, подверженных ветровой нагруз-

ке, наличие которой позволяет перейти к расчету теплового воздействия факела на окружающие предметы.

Метод расчета состоит из последовательных этапов: расчет геометрических размеров факела; рассчитываются температурные и концентрационные поля выгорания топлива; радиационные потоки, облучающие окружающие предметы.

Анализ методов расчета теплового воздействия факела показал, что все они дают результаты, отличные от экспериментальных как в корне факела, так и на расстоянии от него. Используя разработанный в диссертации послойный метод расчета факела, были созданы два усовершенствованных метода расчета теплового воздействия факела: метод точечного источника и линейно-точечный метод излучения с учетом выгорания топлива по длине факела.

Метод точечного источника API радиационного воздействия является одним из наиболее распространенных. Тепловой поток, воспринимаемый единичной площадкой на расстоянии «S» от источника, равен: q = Q.e.cosp/4^.S2,

где: Q - величина общего тепловыделения, р - угол между нормалью единичной площадки и линией, соединяющей ее с источником излучения; е - коэффициент излучения.

Выполненные в последнее время исследования коэффициента излучения высокоскоростного факела при его различной ориентации по отношению к вектору скорости ветра однозначно показали, что величина коэффициента излучения определяется аэродинамикой смешения воздуха с топливом и для диффузионных факелов зависит, в первую очередь, от скорости истечения газа в атмосферу и аппроксимированы функцией: £ = 0,11 + 0,21 exp(-0,00323Ur). Вертикальная координата источника равна z = Но + b + 0,5»Lw.cos(a).

При расположении облучаемой площадки по ветру горизонтальная (х) координата равна

х = х - 0,5.Lw.sin(a),

при расположении против ветра

х = х + 0,5.Lw.sin(a),

Расстояние от источника до облучаемой площадки S = Vz2 + х2 ,

Косинус угла между нормалью единичной площадки и линией, соединяющей ее с источником излучения, равен cos(ß) = z/S.

Модель линейно-точечного излучателя предусматривает, что пламя большой длины (Lw) представляет собой совокупность последовательно расположенных вдоль траектории оси пламени точечных источников, каждый из которых излучает тепло независимо друг от друга во все направления пространства. Факел по длине разбивается на 'N' равных участков, длиной dLw = Lw/N.

В ошимис oi цущестьу-ющей модели линейно-точечного излучателя, в данной работе впервые получено выражение для расчета теплового потока, падающего на единичную площадку от факела с учетом выгорания топлива по длине факела.

q = Q.e.v.q>/4Tt(N + 1),

где ф - коэффициент облучения единичной площадки факелом, равный

где Цз; - недожог топлива в ¡-ом сечении, коэффициент поглощения излучения атмосферой (в основном парами воды) V = 1 - 0,12*1§8, косинус угла между единичной площадкой и линией, соединяющей ее с ¡-ым слоем соб^) = 2/5,, Вертикальная координата ¡-го слоя равна

= Но +■ Ъ + (I - 0,5).йЬж.соБ(а), Горизонтальная координата при расположении единичной площадки по ветру равна

Х; = Х- (I - 0,5). ёи.вт(а).

При расположении против ветра

Х;=Х + (I - 0,5). (1Ьш.51п(а).

Расстояние от ¡- го слоя до единичной площадки

Используя представленные формулы, были разработаны алгоритмы и программа, с помощью которых выполнены расчеты для двух факелов.

Рассматривается облучение этими факелами единичной площадки, расположенной по ветру и против ветра. Сравнение расчетов по методу API (Qapi), линейно-точечной модели с учетом выгорания (Qfl.t.) с экспериментальными данными (Q3kc) позволило сделать вывод, что в непосредственной близости от корня факела метод API дает существенно завышенные значения интенсивности

N

Si=Vz?+Xf .

элучения по сравнению с экспериментальными значениями, в то время как инейно-точечная модель с учетом выгорания обеспечивает практически овладение с экспериментальными результатами. При удалении от факела ба метода расчета дают близкие к экспериментам результаты, что позволяет екомендовать разработанную линейно-точечную модель с учетом выгора-ия для практических расчетов.

Наряду с этим были выполнены расчеты по влиянию скорости ветра на нтенси±)нос1ь облучаемых предметов. Оки показали, что при увеличении корости ветра возрастает интенсивность облучения и максимум интенсив-ости облучения смещается по ветру.

Возможность точного определения радиационного потока позволяет оп-еделить «критическое» расстояние, на границе которого удельный тепловой юток на поверхности грунта составляет 32 квт/м2. Указанная величина теп-ового потока является нижним пределом поражения людей (I % пораже-[ия).

Для факела мощностью 0 = 2578 Мвт, расположенного на поверхности емли, выше указанный тепловой поток 32 квт/м2 по линейно-точечной моде-га достигается на расстоянии 49 м от корня факела, а по методу точечного гсточника - на расстоянии 56 м. Для данного примера истинное «критиче-:кое» расстояние на 7м меньше, определенного методом точечного источника. Точное знание «критического» расстояния позволяет экономить матери-шьные средства по отводу земли в непосредственной близости от факела.

Сжигание жидких углеводородов на наземных факельных установках

Разработанная методика расчета открытых и ограниченных факелов, как подверженных, так и не подверженных ветровой нагрузке, оказалась весьма эффективной, в частности, оказалось возможным ее применение при расчете горения жидких углеводородов.

Сжигание жидких углеводородов является объективной необходимостью при пожарах или несанкционированном разливе этих углеводородов на поверхности земли. Особенности выгорания факелов жидких углеводородов и их тепловое воздействие на окружающее пространство явилось предметом изучения в данной работе. Отличительной особенностью выгорания жидких

углеводородов является их недожог, в среднем равный 20 %, когда отдельные составляющие горючей жидкости покидают факел не успев сгореть.

Форма факела близка к цилиндрической, а высота его определяется эмпирической зависимостью

Ьф/0„=а-(т/р. £-£>х)\ или с учетом влияния ветра на скорость сгорания и длину факела: ь ¡Вх = о, -{т/р, - &-Вж)" -и;-, где: и,=(1Г0/>;т^-ВхТ^Г),

ш - массовая скорость выгорания с поверхности (кг/м2*с); рв - плотность воздуха; 0ЗК - эквивалентный диаметр очага горения; - скорость ветра, р„ - плотность паров топлива при температуре поверхности раздела фаз (для кипящих сжиженных газов - температура кипения при атмосферном давлении).

Эмпирические коэффициенты в данных формулах а = 42; Ь = 0,61; а[=55; Ь[ = 0,67; С[= -0,21 получены по результатам экспериментов, выполненных для широкого диапазона изменения параметров 10"3 < Ь/Оэк < 10; 10'6 < гп!{р„ ^•£>„)< 10"2 применительно к самым различным горючим жидкостям и сжиженным газам.

Изменение формы кривой выгорания топлива, обусловленное химической неполнотой сгорания, было реализовано путём представления зависимости выгорания топлива в виде суммы двух функций:

У = У1 + У;,

где у, - функция выгорания для турбулентного диффузионного факела по типу:

у, = Чз = ехр(-7,41 г2'73), где Ъ = (х + Ь ЯД)/Ь ф. д. у2 - вспомогательная функция:

у2 = 0,2 г / (0,1 + г).

Угол отклонения пламени от вертикальной оси под действием ветра рассчитывается по соотношению

1 .чслиЦ, -< 1

С°*1) = 1::«\еслии,> Г

Скорость выгорания жидкостей определяют экспериментально. Для экспертной оценки скорости сгорания (кг/м2'сек) пользуются эмпирической формулой, полученной в предположении пропорциональности доли тепла, поступающего от факела к жидкости, общему тепловыделению в факеле,:

т=с-уг - ,

"I

где с - коэффициент пропорциональности; у| - плотность насыщенной жидкости; <3„р, С| - низшая теплота сгорания и теплота фазового перехода единицы массы жидкости.

При изучении закономерностей пожарных ситуаций сжиженных газов и углеводородных топлив было обнаружено, что при горении топлива в котлованах без ограничивающих стенок (очаг горения на уровне поверхности земли) наблюдается «волочение» или «переливание» пламени в основании очага горения под действием ветра за край котлована, при котором оно как бы стелется по поверхности земли на довольно значительное расстояние. Известные литературные данные по этому эффекту обобщены эмпирическим уравнением:

1 г/ •

Для углеводородных топлив - к]= 1,0; к2 = 0,069; к:, = 0.48. Для сжиженного природного газа - к[= 1,5; к2= 0,069; к3 = 0,0.

Комбинация методики расчета геометрических параметров факела жидких углеводородов и линейно-точечной модели облучения с учетом выгорания топлива позволила создать алгоритм и компьютерную программу расчета облучения окружающих предметов факелом жидких углеводородов. С помощью этой программы выполнены расчеты, показавшие, что мощность теплового потока от факела жидких углеводородов выше, чем от сжиженного природного газа. Сопоставление полученных расчетов с известными литературными данными показало их удовлетворительное совпадение, что дает основание рекомендовать разработанную методику расчета облучения окружающего пространства факелом жидких > глеводородов для практических расчетов «критического» расстояния.

Используя разработанную программу для скоростей ветра, равных 2, 5 и 10 м/с бы пи рассчитаны значения «критического» расстояния, оказавшиеся равными

78, 70 и 67 м. Для первой скорости ветра зона отчуждения представляет собо! круг, при второй и третьей скорости ветра зона отчуждения представляет собо1 эллипс, вытянутый по ветру. При скорости ветра 5 м/с радиус по ветру равен 5: м, против ветра -18м; при скорости ветра 10 м/с радиус по ветру равен 64,5 м против ветра - 2,5 м.

Применение зонального метода расчета факелов оказалось весьма продуктивным при разработке новых технологий и техники.

Одной из наиболее прогрессивных технологий на Западе в настоящее время является использование технического кислорода с целью интенсификации тепловых процессов в высокотемпературных агрегатах. Экономической предпосылкой для этого является снижение себестоимости получения технического кислорода по сравнению со стоимостью природного газа, что явилось следствием создания комбинированных методов получения кислорода, включающих мембранную и криогенную технологии. Непосредственное применение технического кислорода в качестве окислителя по сравнению с воздухом без модернизации теплового агрегата и усовершенствования технологии сжигания не дает положительного эффекта. Одной из прогрессивной технологий, обеспечивающей снижение себестоимости единицы продукции является его предварительное реформирование на составляющие. Образующаяся при этом сажа обеспечивает повышение светимости газового факела и увеличивает радиационный тепловой поток по сравнению с прозрачным факелом. Снижение температуры факела, сопровождающее крекинг природного газа, уменьшает в продуктах сгорания содержание оксидов азота, являющихся основным токсичным компонентом. Подобная технология снижает удельный расход топлива на единицу выпускаемой продукции, в частности, при выплавке стекла и позволила создать новое газокислородное устройство, содержащее камеру предварительного горения и обеспечивающее получение факела с выше отмеченными характеристиками. Наряду с изучением радиационной теплопередачи и выходом оксидов азота, для успешной работы данного устройства необходимо изучение кинетики образования сажи, включая определение доли природного газа, подаваемого в камеру предварительного сжигания, и времени пребывания газа в этой камере.

В пятой главе выполнено моделирование светящегося пламени применительно к высокотемпературным тепловым агрегатам.

Исследована взаимосвязь между выходом окиси азота и теплообменом в рабочем пространстве теплового агрегата. Выход ЫОх при сжигании топлива с за-

цанным коэффициентом расхода воздуха определяется температурой и временем пребывания продуктов сгорания в рабочем пространстве печи.

В работе создан метод расчета, включающий нуль мерную и одномерную модель радиационной теплопередачи изотермического светящегося факела между двумя серыми бесконечными поверхностями и двух стадийную модель выгорания топлива.

Суммарный тепловой поток к тепловоспринимающей поверхности равен: Яг = Яизл. + Якоиа.. ккал/м2*ч где циж и Яконв. - соответственно, радиационная и конвективная составляющая теплового потока.

Выход МОх при сжигании топлива с заданным коэффициентом расхода воздуха определяется температурой Т и временем пребывания Ь продуктов сгорания в рабочем пространстве печи.

Рассматривается случай медленного движения продуктов через печь, когда время пребывания горючей смеси в тепловом агрегате сопоставимо с временем достижения химической реакции образования >Юх до равновесия г-п^щ и конвективной составляющей можно пренебречь. При этом суммарный тепловой поток равен радиационному.

Радиационная теплопередача является превалирующей, в частности, в стекловаренных печах. Для этих агрегатов проблема интенсификации теплообмена наряду со снижением эмиссии токсичных компонентов с продуктами сгорания является актуальной задачей.

Теоретическое обоснование эффективности применения самокарбюрации (крекинга) природного газа для стекловаренных печей, позволяющая увеличить радиационную теплопередачу с одновременным снижением оксидов азота впервые было выполнено в работах автора с помощью моделирования теплообмена в высокотемпературной печи. Метод расчета содержит нуль мерную и одномерную модель радиационной теплопередачи изотермического светящегося факела между двумя серыми бесконечными поверхностями и двух стадийную модель выгорания топлива.

Суммарный радиационный тепловой поток к тепловоспринимающей поверхности для произвольного сечения топочной камеры и равномерного профиля температур газового слоя определяется по формуле:

0™= е3(е2.024<1-Е2).е1.дКЧ1-е,)(1-б2^<Ш1-А), (22)

где А = (.1-£1)(1-£з)(1-е2):, = РЛ\4 (ккал/м'.ч), И = 4,96.10"н (ккaл/^C.ч.гpa^ К4). Индексы 1, 2 и 3 относятся, соответственно, к кладке, потоку продукте I сгорания и тепловоспринимающей поверхности.

Двух стадийная модель выгорания топлива предусматривает наличие стадии термического разложения на компоненты и стадии горения.

Рассматривается стехиометрическое сжигание метана с кислородом:

СЬ-Ц + 20г= С02 + 2Н20,

и воздухом:

СН4 + 202 + 6,62^ = С02 + 2Н20 +3,3 Ш2.

Энтальпия исходной смеси равна сумме энтальпий составляющих:

1„«(Т„) =

1-1

где: П1, ¡¡° - число молей (моль/кг), начальная энтальпия каждого компонента в исходной смеси (кал/кг).

При моделировании термического разложения природного газа на компоненты реакцию химического реагирования можно записать следующим образом:

а.СН4 + (1 -а).Ск + (1 -а).Н2 + 202 = С02 + 2Н20,

где (1-а) - доля метана, разложенного на составляющие: углерод (Ск) и водород (Н2).

Каждой доли газа, идущего на разложение, соответствует своя энтальпия, которая уменьшается по мере увеличения доли разлагаемого газа, что приводит к уменьшению температуры продуктов сгорания при увеличении светимости факела за счет возрастания концентрации сажи в факеле.

Используя разработанную модель были выполнены расчеты радиационной теплопередачи при различных начальных условиях, которые показали, что при наличии в факеле сажистых частиц, полученных в результате термического крекинга части газа в форкамере, суммарный радиационный поток к тепловоспринимающей поверхности имеет максимум, который лежит в диапазоне сравнительно невысоких концентраций Ск этих частиц. В пределах этого диапазона Ск тепловой поток от светящегося факела превышает тепловой поток от несветящегося. Это обстоятельство позволяет увеличением светимости факела интенсифицировать теплообмен в рабочем пространстве теплового агрегата и одновременно существенно снизить содержание N0*8 уходящих продуктах сгорания. Причиной снижения выхода N0^является уменьшение температуры факела Т2 с возрастанием величины СК) определяемое из термодинамического расчета.

Сажа образуется при температуре 1000-7-1500 °К и первой стадией является образование ядер сажи, которые затем коагулируют в сажу. Ядра сажи представляют собой пирены - С3Н3+.

Анализ суммарного среднеинтегрального теплового потока показывает, что увеличение светимости факела в печах с радиационным теплообменом за счет выделения сажистых частиц из части газа, идущего на горение, может явиться весьма эффективным средством снижения выхода ЫОх в продуктах сгорания при одновременной интенсификации процесса теплообмена в печи. Особенно значительная интенсификация теплообмена и снижение выхода ЫОх будут в печах с относительно низкими температурами свода и нагреваемого материала (нагревательные и термические печи, плавильные печи для легкоплавких материалов и т. п.)

При появлении конвективной составляющей теплового потока количество ЫОх в уходящих газах будет уменьшаться по двум причинам: вследствие уменьшения времени пребывания и из-за уменьшения доли радиационной составляющей в суммарном тепловом потоке.

Максимум теплопередачи соответствует 2-г 10 % топлива, разлагаемого на компоненты, от всего количества, сжигаемого в печи.

Оптимальная величина разлагаемого газа, соответствующая максимуму радиационного потока, зависит от степени обогащения воздушного дутья кислородом. В результате достигается высокая теплопередача к поду, понижается температура пламени и температура отходящих газов, уменьшается количество образующегося МОх более чем на 60 %. Пониженная температура пламени и пониженный расход природного газа приводят к уменьшению удельного содержания МОх в продуктах сгорания и на единицу выпускаемой продукции.

Если для газо-воздушного отопления эффект крекинга газа был реализован у нас в стране и за рубежом, то применение этого явления для газокислородных систем пока находится в начальной стадии.

Для обоснования газокислородного отопления в работе выполнено одномерное математическое моделирование газо-воздушных (с регенератором) и газокислородных систем, используя разработанный (Глава 3) зональный метод расчета ограниченных факелов. Результаты этого моделирования позволяют для одиночного ограниченного факела определить выгорание топлива, распределение средней температуры факела с учетом теплопотерь и распределение содержания ЫОх в продуктах сгорания по длине факела. В результате получено, что

газокислородная смесь выгорает быстрее по длине факела чем газо-воздушна; что связано с более высокой скоростью горения первой смеси; температурная за висимость для газокислородной смеси выше газо-воздушной смеси и приближе на к устью горелки; содержание оксидов азота для газокислородной смеси ниж чем для газо-воздушной смеси.

Крекинг газа для газокислородного пламени должен осуществляться быст рее чем для газо-воздушного, чтобы эффект самокарбюрации проявился. Требу ется небольшое время (от Ю'г до 1 сек при 1300 °К и от 10"4 до 10"2 сек при 1601 °К) для появления зародышей сажи и самой сажи.

Следует отметить еще некоторые рекомендации для газокислородного ото пления: настильность пламени, покрывающего большую часть поверхности стекла, увеличивает термическую стойкость печи. Короткое пламя является нежела тельным, т.к. оно создает большие пики температуры на поверхности стекла, чтс может привести к нарушению технологического режима. С этой точки зренш диффузионное газо-воздушное пламя является более предпочтительным, чем га зокислородное. Однако учитывая все иные преимущества газокислородного отопления, проблему формирования равномерно распределенного по поверхность стекла факела следует решать совершенствованием системы отопления.

Выполненный в работе обзор существующих газо-воздушных и газокислородных систем отопления позволяет сделать вывод о перспективности газокислородных систем отопления, учитывая наметившуюся тенденцию снижения стоимости получения технического кислорода.

Только газокислородные системы отопления в состоянии решить проблем) снижения содержания оксидов азота с продуктами сгорания высокотемпературных тепловых агрегатов, к которым относятся стекловаренные печи.

При разработке газогорелочных устройств на чистом кислороде или кислородно-азотной фракции необходимо обратить особое внимание на шумовые характеристики и взрывоопасность топливно-кислородной смеси. Для уменьшения или снижения детонационного горения и ликвидации проскоков и срывов пламени очень важно обеспечить стабилизацию факела, улучшить процессы перемешивания кислорода с топливом.

В РФ для газо-воздушного отопления стекловаренных печей разработана и внедрена горелка ГПГ - горелка с предварительным горением газа, где светимость факела достигается за счет предварительного термического разложения части газа с недостатком окислителя, приводящим к образованию частиц сажи и

^следующем сжигании этой сажи в пламени, что повышает светимость факела и •о теплопередачу.

Данное горелочное устройство явилось основой для разработки газокисло-здной горелки с предварительным горением газа. Газогорелочное устройство ^считано на работу с чистым кислородом или с кислородно-азотной фракцией.

Применение газокислородных горелок в стекловаренных печах позволяет шномить до 30 % топлива по сравнению с газо-воздушным отоплением, сни-ать содержание NOx в отходящих газах, увеличивать радиационную теплопе-гдачу, снижать расход топлива на единицу продукции.

Горелка 1 Iii 1 была испытана в промышленных условиях на стекловаренной ечи при обогащении воздушного дутья кислородом до 60 % и продемонстриро-ала устойчивую, надежную работу.

Одним из прогрессивных методов интенсификации теплообмена в нагрева-гльных, обжиговых и других промышленных печах является применение скоро-гного метода нагрева, обеспечивающего увеличенную радиационно-онвективную теплопередачу к нагреваемому объекту.

В шестой главе представлен анализ радиационно-конвективной теплопере-ачи в агрегатах, оснащенных скоростными горелками.

В работе анализируется влияние степени выгорания топлива, давления в ка-iepe, а также других параметров на величину радиационно-конвективного теп-ового потока к тепловоспринимающей поверхности, расположенной за преде-ами топочной камеры. Выполнены расчеты предельных характеристик топоч-[ых камер скоростных горелок: скорости истечения, равновесных температуры и остава продуктов сгорания в камере и на срезе сопла, теплонапряженности, гео-штрических размеров камеры. Равновесные характеристики продуктов сгорания температура и состав) в камере сгорания и на срезе сопла рассчитывались с по-гощью термодинамической программы.

Расчет проводился для стационарного и адиабатического процесса горения, осматривалась нуль- мерная модель процесса, соответствующая случаю полно-'о перемешивания свежей смеси с продуктами сгорания. При течении через сото предполагается, что расширение продуктов сгорания до давления на срезе, завного 1 атм, происходит изоэнтропно. На срезе сопла рассчитывались как равновесные, так и замороженные характеристики продуктов сгорания. Замороженный состав продуктов сгорания на срезе сопла соответствует равновесному составу внутри камеры. ¿

Расчет радиационно-конвективного теплообмена от высокоскоростного высокотемпературного потока продуктов сгорания проводился для двух моделе В первом случае плоская тепловоспринимающая поверхность располагала! внутри замкнутого печного объема, а во втором случае - вне ее на открытом во духе.

При наличии перепада давлений внутри камеры и на срезе сопла уменын ние энтальпии газа при движении по соплу равно приращению его кинетическс энергии. В предположении, что скорость газового потока на входе намно1 меньше скорости истечения из сопла, получено выражение для скорости истеч< ния продуктов сгорания

и ^г-к-Л-Тгв-Цф-Ъ-м),

где: Ь = (Рс/Рк)(Ы)/к = 1/РК0,184, (выполненные автором работы расчеты пок; зали, что для продуктов сгорания метан-воздушной смеси (к-1)/к = 0,184); ТК температура в камере сгорания, °К; Рк, Рс - давление в камере и на срезе сопл; атм; к - показатель адиабаты; Я - газовая постоянная; ¡л - молекулярный ве1 кг/моль.

Число Маха равно

Температура в камере и на срезе сопла равна

Тк = Тм - (Т„ - Т0 )-Яз;

Т2 = (Тм - Т0 Мз + Ь.(Чз-То + (1- Чз)*Т„,,

где Тм - максимальная температура в камере сгорания, достигаемая при по; ном сгорании исходной горючей смеси, °К (ц3 = 0); Т0 - начальная температу р;

Конвективный тепловой поток равен

Як=2040.В.Тк°'4.(1-Ь)а4.(ТгТ3), (23)

где В - коэффициент, учитывающий режим сверхзвукового течения потока оказывающий существенное влияние на теплообмен. Согласно экспериментам ным литературным данным, полученным в диапазоне чисел Маха от 0 до 1,62 кс эффициент В убывает от 0,03 до 0,021, т.е. в полтора раза. В данной работе покг зано, что для метан -воздушной смеси при изменении давления в камере от 1,1 д 5 атм число Маха возрастает от 0,16 до 1,74, что свидетельствует о необходимс сти учета влияния сверхзвукового течения на конвективный теплообмен в рамка рассматриваемой задачи. Экспериментальные данные зависимости коэффициеь

а В от числа Маха аппроксимировались полиномом второй степени по методу [аименьших квадратов:

В = 0,03021 -0,003 09.М-0,00156.М2 ±0,0004,

где точность ± 0,0004, оцененная по теории малых выборок Стьюдента, Фишера, получена с вероятностью 0,87 и равна доверительному интервалу, в [ределах которого находится истинное значение измеряемой величины.

Радиационный тепловой поток к тепповосппинимякштрй гтпррпхности для [роизвольного сечения замкнутой камеры и равномерного в сечении профиля емператур рассчитывался по формуле (22).

Из формулы (23) получено выражение для Язмах, при котором конвективный епловой поток достигает максимума:

Язгг.ал = 0,4.т3 - (1,4Ь-1)Тт/(1,4(ТМ - То)(1-Ь).

При условии, что 0 < я3тах < 1, получается следующее условие для темпера-уры тепловоспринимающей поверхности:

2,5»(1,4.Ь-1)*ТМ < Т3 < 2,5.( 1,4.Ь-1 )«ТМ+3,5*( 1 -Ь)»(ТМ-Т0).

В результате выполненных расчетов показано наличие экстремальных зна-¡ений конвективного теплового потока при изменении степени недожога от 0 до ,0 при давлениях в камере сгорания выше 1,7 атм.

Максимальное значение конвективного теплового потока не зависит от давания. Рост давления приводит к смещению максимального значения теплового ютока в область больших значений недожога топлива.

Аналогичным образом изменяется суммарный радиационно-конвективный епловой поток.

В работе проанализирован выход окислов азота и углерода в зависимости от словий истечения продуктов сгорания из сопла скоростной горелки. Рассмотре-[ы два случая: Футерованное адиабатическое сопло с плавно расширяющейся [астью (сопло Лаваля или Вентури); Сопло-очко (без расширяющейся части), охуждаемое водой или воздухом.

Проведены расчеты для двух предельных случаев: истечение из сопла >авновесных концентраций продуктов сгорания (футерованное адиабатическое :опло); истечение замороженного в сопле потока продуктов сгорания (охлаж-(аемое сопло).

При увеличении давления, в камере растет разница между замороженным и >авновесным количеством компонентов, количество первых в несколько раз пре-

вышает количество вторых. Реальным конструкциям скоростных горелок буд< отвечать содержание токсичных компонентов в продуктах сгорания, среднее м< жду расчетными кривыми.

Используя разработанную методику расчета создана высокоскоростная гс релка для обогрева нагревательных, обжиговых и других промышленных пече! работающих при максимальной температуре 1350 °С. Горелка состоит из осно! ной и запальной горелок и камеры горения. В основной горелке обеспечиваете предварительное частичное смешение. Горючий газ и первичный воздух смени ваются в закручивающей кольцевой камере с образованием однородной смей Вторичный воздух подается через воздушную трубу непосредственно к соплу гс редки. Смесь газа и воздуха проходит через горелочный кирпич, на котором сжч гается наибольшая часть газа. Благодаря ступенчатому сжиганию топлива и вь сокой скорости продуктов сгорания горелка обеспечивает экономию топлива 20 %, а также имеет более низкий выброс МОх в количестве менее 90 мг/м3 (те\ пература в печи 975 °С, тепловая мощность 350 квт). Дополнительное снижени оксидов азота в продуктах сгорания в 1,5 раза может быть достигнуто за счет ре жимов включения - выключения. Стоимость новой горелки была уменьшена з счет применения в минимальном объеме материалов, предназначенных для рабе ты при высоких температурах.

Заключение

В результате выполненной работы можно сделать следующие выводы:

1. Разработана универсальная термодинамическая программа, в которой ре; лизован теплообмен с окружающей средой. Наличие данной программы обесп( чивает существенную экономию материальных средств при оценках возможн« стей технологических процессов.

2. Создан оригинальный метод послойного расчета открытого и ограничен ного турбулентного диффузионно-кинетического пламени, используя которы выполнены расчеты выгорания открытого факела для всех крупных газовых и гг зоконденсатных месторождений России. Зональный метод расчета факелов бы использован при создании отраслевой методики расчета факельных установок может быть использован при проектировании подобных устройств.

3. Разработан оригинальный метод расчета горелок общего и специальног назначения, позволивший создать оптимальную конструкцию вихревой горелк для камер сгорания ГПА с пониженным содержанием оксидов азота (25-32 мг/м

ри 15 % 02). Данный метод рекомендуется для расчета вихревых горелок раз-ичной мощности.

4. Создана математическая модель газового факелов, подверженного ветро-ой нагрузке, для определения длины факела и его теплового воздействия на ок-ужающее пространство с учетом выгорания топлива. Разработанный метод по-воляет определить пространственную зону теплового отчуждения вокруг факела пределах которой человек может быть подвергнут сильному термическому воз-

;ействию, связанному с перегревом и последующими биохимическими изменении верхних слоев кожного покрова.

5. Сформулированы следующие технические требования к факельным уста-ювкам:

- при скоростях топливного газа менее 0,2М на факельной установке должно ¡ыть установлено устройство подачи водяного пара, что исключит наличие в [родуктах сгорания несгоревших углеводородов, включая сажу.

- для безопасного сжигания сбросных газов на факельных установках при :коростях газа от 0,2 до 0,8М факельная горелка должна включать стабилизаци->нные устройства типа сопла Коандо, что исключает срыв факела, обеспечивает экономию топливного газа ~ 60 % и уменьшает содержание токсичных композитов с продуктами сгорания. Количество выбросов токсичных веществ (ЪЮх, 30, Б02 и др.) и плата за эти выбросы от постоянно сжигаемого продувочного •аза уменьшается в 1,6 раза.

6. Создана оригинальная математическая модель, алгоритм и программа засчета геометрических размеров факелов жидких углеводородов, сжигаемых на зткрытом воздухе, и расчета облучения окружающих предметов такими факела-пи, используя который для различных значений скоростей ветра были точно рас-;читаны значения «критического» расстояния, являющегося зоной отчуждения.

7. Разработана математическая модель «самокарбюрации» факела, реали-¡уемая в камере предварительного горения при 2-10 % природного газа и сопро-зождаемая увеличением радиационного теплового потока по сравнению с прозрачным факелом. Уменьшение температуры факела снижает концентрацию оксидов азота в продуктах сгорания. Используя данную модель созданы новые конструкции газогорелочных устройств (ГПГ, Ш11), последняя из которых обсспе-

Ка

чивает экономию топлива 20 %, снижает содержание оксидов азота на 60 % по

сравнению с газо-воздушным отоплением с регенератором, увеличивает удель ную производительность теплового агрегата не менее чем на 30% за счет увели чения радиационной составляющей теплового потока, уменьшает площадь, за нимаемую тепловым агрегатом в 2-3 раза.

8. Выполнен анализ радиационно-конвективной теплопередачи в агрегата> оснащенных скоростными горелками. Показано наличие экстремальных значе ний суммарного радиационно-конвективного теплового потока при изменени степени недожога и определенных давлениях в камере сгорания. Проанализирс ван выход равновесных и замороженных компонентов продуктов сгорания и скоростной горелки с различными условиями истечения. Разработанный мето, позволил создать ряд новых конструкций скоростных горелок с заданными свой ствами. В частности, удалось снизить в продуктах сгорания содержание оксидо азота менее 90 мг/м3. Затраты на разработку подобных горелок были уменьшен! более чем на 30 %.

Основные результаты диссертации опубликованы в 39 работе, в том числе:

1. Пацков Е.А., Розенфельд Э.И. Основы расчета горелок с высокоскоростным поте ком продуктов сгорания И Газовая промышленность. - 1972. - № 8. - С. 30-34.

2. Пацков Е.А., Плужников А.И., Федоров H.A. Термодинамический анализ горени метана // Газовая промышленность. - 1972. - № 12. - С. 42-46.

3. Внутрикамерное сжигание природного газа в кислороде и воздухе / Н.В. Лавро) Ё.А. Пацков, А.И. Плужников, H.A. Федоров. - М.: ВНИИЭгазпром, 1972. - 38 с.

4. Пацков Е.А., Розенфельд Э.И., Федоров H.A. Снижение образования окислов азот в котлах эяек1ростанций и промышленных газовых топках // Теплоэнергетика. - 1974. - * 8.-С. 55-60.

5. Пацков Е.А., Розенфельд Э.И., Федоров В.В. К расчету влияния светимости газовс го факела на теплообмен в печи // Газовая промышленность. - 1973. - № 9.

6. Пацков Е.А., Розенфельд Э.И. Основы расчета скоростных горелок для мало оки( лительного нагрева стальных изделий // Материалы совещания по безокислительному мало окислительному нагреву стальных заготовок. - М.: НИАТ, 1974. - С. 71-77.

7. Patskov Е.А., Plugnikov A.I., Fedorov N.A. Thermodinamical analyz combustion natuii gas // Gas industrial (венг.) - 1973. - №2 -p. 63-84.

8. Пацков E.A., Розенфельд Э.И., Федоров B.B. Снижение образования окислов азсп при сжигании газа в топках высокой теплонапряженности: Труды ВНИИПромгаз. - M 1974.-вып. 7.-0,8 п.л.

9. Е.А. Patckov, A.I. Pluzsnikov, N.A. Fedorov. A Foldgaz zart rendszerben torteno elegeti senek termodinamikal elemzese II Energiagasdalkodas (венгр.). - 1973. - № 2. - p.63-84.

10. Пацков Е.А.., Розенфельд Э.И., Федоров H.A. Методы борьбы с загрязнением а мосферы продуктами сжигания газа на электростанциях // Научно-технический семинг «Пути повышения эффективности сжигания мазута и газа на электростанциях». - Конаког ГРЭС. - 1973 (тезисы).

11. Пацков Е.А.., Розенфельд Э.И., Федоров H.A. Интенсификация теплообмена nj высокотемпературном сжигании газа и защита воздушного бассейна // Сборник «Теория практика сжигания газа». - Ленинград: «Недра». - 1975. - С. 213-221.

12. Пацков Е.А., Яковлева Г.С., Курбангалина Р.Х., Стесик JI.H. Детонация жидкой тастоводородной кислоты и ее водных растворов // ПМТФ. - 1970. — №4.- С. 160-165.

13. Пацков Б.А., Рогенфельд Э.И., Федоров H.A. Радиационный теплообмен в гепло-х агрегатах при высокотемпературном сжигании природного газа И Труда ВНИИПром-.- Использование газа.- вып. 8-М.: «Недра».- 1977.-е. 14-18.

14. Пацков Е.А., Федоров H.A. Термодинамические свойства продуктов сгорания при-iHoro газа П Труда ВНИИПромгаз.- Использование газа.- вып. 10- М.: «Недра»,-?8,- С. 42-50.

15. Пацков Е.А., Коробов Н.М., А.Е. Бобков., С.П. Голгер. Оптимизация процесса омингования цинкосодержащих шлаков природным газом методом математического ■тр^шпояяния // ЙНИИЯгяirrpnM- Реферативный сборник.- Использование газа в н/х,-1979,- вып. 12.- С. 17-23.

16. Применение электрогазовых горелок для безокислительного нагрева металла / L Федоров, Б.Г. Дьячков, И.Я. Полонский, Е.А. Пацков. М.: ВНИИЭгазпром. - Серия: юльзование газа в н/х,- 1980,- 30 с.

17. Б.Г. Дьячков, И.Я. Полонский, Е.А. Пацков. Расчет вояьтамперных характеристик ктрогазовых горелок // Физика горения и взрыва.- Новосибирск,- № 2.- 1981.- С.148-

18. Уткина Л.Д., Пацков ЕА., Сондарева А.Н. Оптимизация на ЭВМ структуры газо-ребления в промышленных районах страны И ВНИИЭгазпром,- Реферативный сбор:.- серия: Использование газа в н/х -1982.- вып. 9.- С.1-3.

19. Синицын Б.А., Звягинцев К.Н., Пацков Е.А. Расчет оптимальных режимов отопле-

зоны обжига высокотемпературных туннельных печей // Сборник конференции «Об-

■ керамики».- Карловы Вары ЧССР.- 1976.- С. 111 -123.

20. Расчет параметров автогенной плавки сульфидных медно-никелевых концентратов ЭВМ. Пацков Е.А., Иванова Ю.П., Албул В.П., Плужников А.И., Морозов Н.П. Всесо-[ая научная конференция проблемы энергетики и теплотехнологии - ГКНТ,- МВССО.-И.- ВНИПИЭпергопром - М.: 1983,-т.2,- С.106-107.

21. Дьячков Б.Г., Сорокин В.И., Пацков Е.А. Электрогазовая горелка в процессе пря-о восстановления железа // Всесоюзная научная конференция проблемы энергетики и нотехнологии- ГКНТ,- МВССО.- МЭИ.- ВНИПИЭнергопром.- М.: 1983.- т.1,- С. 6922. Дьячков Б.Г., Западаев Г.А., Пацков Е.А. Ионизация и захват электронов в продук-

сгорания природного газа // Материалы VI семинара по электрофизике горения.-

¡раганда,- 1983-С. 38-41.

23. Крейнин Е.В., Кафырин ЮЛ., Пацков ЕА. Квазиламинарная модель диффузион-5 ограниченного факела. // Материалы VIII Всесоюзного симпозиума по горению и лву - г. Ташкент,-1986.

24. Программа «Расчет прогрева подины вагонетки туннельной печи и определение грь тепла на аккумуляцию ладкой и теплопроводностью в окружающую среду». Ахундова А.Н., Пацков Е.А., Синицын ЕА..- ОФАПГазпром,- 1986.- 24 с.

25. Принципы создания фактографической базы данных для теплотехнического обо-эвания. Пацков Е.А., Рогинский О.Г., Григорьева Н.С., Куликов B.C., Щербатюк А.П. аслевой сборник научных трудов «Проблемы совершенствования отраслевой системы *».- МГП ВНИИЭгазпром,- 1988 г. с.

26. Автоматизированная фактографическая информационно-поисковая система по те-гехническому оборудованию для МОСНТИ «Информгаз». Пацков Е.А., Рогинский О.Г,, горьева Н.С., Куликов B.C., Щербатюк А.П. Сборник Международной отраслевой сис-ы НТИ по нефти и газу «Информнефтегаз».-1988 г.- Фрайберг.

27. Промышленные газогорелочные устройства: банк данных. Пацков Е.А., Р< ский О.Г., Гордеев Г.С., Куликов B.C., Краузе Н.П., Ермакова М.И // Газовая промыи ность.-1992,- № 7,- С. 25-26.

28. Пацков Е.А., Плужников А.И. Метод расчета газогорелочных устройств в тс тепловых агрегатов. // Газовая промышленность - 1993,- № 8.- С. 30-32.

29. Roginsky O.G., Patckov Е.А. On account of specific waste of polluting substanc burning of hydrocarbon gases on the torch installations. //International Seminar «Modeling, vanced process Technology. Pvppctant Control System of Heat ar.d Mass transfer Phcnsm 1996,- Екатеринбург.- Уральский государственный технический университет,- С. 16 (j рат).

30. Рогинский О.Г., Пацков Е.А. Расчет выбросов загрязняющих веществ на фа) ныхустановках. //Газовая промышленность.-№ 1.- 1997 - С. 24-26.

31. Пацков Е.А., Гордеев Г.С. Банк данных тепдоиспользующего высокоэффектиЕ оборудования //Газовая промышленность1,- 1997.- С.70-71.

32. Рогинский О.Г., Пацков Е.А. Расчет выбросов при горении жидких углеводор на наземных факельных установках // Газовая промышленность-№ 6.- 1997.- С. 28-29

33. Пацков Е.А. Термодинамический метод расчета равновесных химически pi рующих систем //Газовая промышленность.- № 9.- 1997.- С. 56-57.

34. Пацков Е.А. Компьютерная программа для создания позонного метода расчет; келов. //Газовая промышленность.-№ 7,-1998,- С. 59-62.

35. Рациональное использование газа в сельском хозяйстве и коммун ально-быт секторе: Справочное пособие /О.Н. Брюханов. Е.А. Пацков, А.И. Плужников, НА. Cij ва. Под ред. А.И. Плужникова. - СПб.: ОАО «Издательство «Недра»,- 1997. - 576 е.: ил.

36. В.П. Албул, Е.А. Пацков. -Газокислородные системы отопления. //Газовая мышяенностъ -№ 6,- 1999-С. 4-6.

37. Е.А. Пацков. Математическое моделирование газового факела. //Газовая npo¡v ленность.- Ns 6,- 1999.-С. 68-70.

38. С.Ф. Евланов, Е.А. Пацков. О применении природного газа для обезврежив высокотоксичных хлорорганических веществ //Газовая промышленность - 1999.- № 12

39. Пацков Е. А. Математическое моделирование факелов промышленных гор« ОАО «Газпром».- ДОАО «Промгаз».- Ижевский Государственный Технический Униве тет.- Сборник тезисов докладов конференции «Современные газоиспользующее обор вание и технологии в решении энергосберегающих и экологических проблем в газовой мышленности»,-г. Ижевск-15-17 декабря 1999г.~М. 1999.-С. 109-110.

Псч. л. Д J*

Тираж ¡OQ Заказ ^QQ

Типография МЭИ, Красноказарменная, 13.

Введение.

Глава 1. Методы расчета параметров химического равновесия много компонентных, гетерогенных термодинамических систем

1.1. Комбинированный метод расчета параметров равновесия многокомпонентных термодинамических систем.

1.1.1. Система уравнений.

1.1.2. Алгоритм и программа расчетов.

1.1.3. Расчет термодинамических свойств реагирующей смеси.

1.1.4. Точность расчета равновесного состава.

1.1.5. Результаты расчетов.

1.1.6. Анализ термодинамических характеристик продуктов сгорания.

1.2. Универсальный термодинамический метод расчета параметров химического равновесия многокомпонентных, гетерогенных систем.

1.3. Алгоритм и программа расчета равновесных параметров термодинамических систем.

1.3.1. Алгоритм расчета.

1.3.2. Описание программы и краткая инструкция.

1.4. Примеры расчетов и сопоставление с экспериментальными данными.

В ближайшие годы в России может сложиться крайне напряженная ситуация с обеспечением страны топливом и энергией. Резко упала добыча нефти в связи с истощением ее запасов, проводилась ошибочная политика по свертыванию угледобычи, закрываются шахты даже в тех регионах, где запасы каменного угля огромны и добыча его может продолжаться в течение многих десятков и даже сотен лет. Газовая промышленность, на которую ориентировался весь топливно-энергетический комплекс, также будет не в состоянии покрыть ожидаемый дефицит углеводородного топлива.

Удельный вес природного газа в топливно-энергетическом балансе страны в настоящее время превысил 50% при снижении доли нефти до 31%, угля до 13%), гидро- и атомной электроэнергетики до 6%. Ориентация только на один вид энергоносителя - природный газ, недопустима, т.к. это создает угрозу энергетической безопасности России.

Газосбережение является одним из основных путей преодоления дефицита топливно-энергетических ресурсов, наряду с изменением структуры топливно-энергетического баланса и источником газификации коммунально-бытового сектора экономики.

Экономия топливно-энергетических ресурсов определяется в первую очередь снижением удельных расходов ТЭР на единицу продукции. Несмотря на спад производства в нашей стране, который привел к повышению удельных расходов топлива на единицу продукции, потенциальная экономия природного газа за счет снижения удельных расходов топлива до уровня уже достигнутого в развитых странах, может о составить более 22,6 млрд. м (Таблица 1).

ПОТЕНЦИАЛЬНАЯ ЭКОНОМИЯ ПРИРОДНОГО ГАЗА ЗА СЧЕТ СНИЖЕНИЯ УДЕЛЬНЫХ РАСХОДОВ ТОПЛИВА ДО УРОВНЯ В

РАЗВИТЫХ СТРАНАХ

Таблица 1

Сектор РФ, млрд.м3 %

Энергетика 2,6 11,5

Промышленность и другие отрасли 14,6 64,6

Коммунально-бытовой сектор 5,4 23,9

Всего 22,6 100,00

Этого объема газа хватило бы для газификации всего коммунально-бытового сектора в соответствии с Программой газификации России.

Расчеты показали, что на реализацию мероприятий по экономии потенциально возможных объемов газа (22,6 млрд. м ) потребуется на 30-50 млрд. руб. меньше капитальных вложений, чем на обеспечение их добычи и транспорта.

Для достижения удельных расходов топлива, приближающихся к мировым показателям, необходима коренная модернизация газоиспользующих агрегатов: котлов, промышленных печей, отопительных систем; разработка и выпуск современных газосберегающих горелочных устройств; приостановление перевода угольных ТЭС на природный газ; внедрение новых приборов учета расхода газа; совершенствование технологических процессов и агрегатов.

В стране нужна новая энергетическая стратегия. Необходимо ликвидировать сложившуюся диспропорцию между удельным весом различных энергоносителей: газ, уголь, нефть, гидро- и атомная энергетика. Природный газ надо использовать квалифицированно - в промышленности на технологию, в химическом производстве, в коммунально-бытовом секторе и т.д.

Гарантированное обеспечение народного хозяйства энергоресурсами может быть решено за счет: экономии энергоресурсов; реструктуризации топливно-энергетического баланса в сторону угля; подачи газа наиболее экономически эффективным производствам; разработке нормативных и регламентирующих документов по эффективному использованию газа.

Совершенствование процессов сжигания топлива и создание современных газогорелочных устройств невозможно без тщательного изучения всех закономерностей открытого и ограниченного факела, сопровождаемого физико-химическими явлениями горения, теплопередачи от факела в окружающее пространство, процессами термодинамики и его аэродинамикой.

Рассматриваются турбулентные, диффузионно-кинетические факела, горящие как на открытом воздухе, так и в камерах сгорания различного назначения. В этих факелах процесс горения определяется диффузией окислителя и горючего в зону, где осуществляется воспламенение и горение этих компонентов. Горение высокоскоростных струй имеет свои особенности, в частности, данные факела оторваны от газовой трубы.

Распределение интегрального химического для таких факелов определяется по методике ВНИПИгаздобыча, однозначно связывающее величину недожога топлива с продольной координатой.

Конвективная теплоотдача определяется градиентом температур, критериями Нуссельта и Грассгофа (для свободного факела); для ограниченных факелов - критериями Прандтля, Рейнольдса, Нуссельта. Расчет указанных критериев предусматривает определение теплофизических свойств реагирующей смеси (теплоемкости, теплопроводности, вязкости).

Излучение факела определяется его температурой и степенью черноты, зависящей от состава продуктов сгорания, величины оптического луча и гидродинамики струи. Осевая составляющая радиационного потока исключается из рассмотрения из-за ее незначительности.

Математическое моделирование открытых и ограниченных промышленных факелов и создание инженерных методов их расчета является одним из инструментов решения выше указанных задач и весьма актуальна в настоящее время, т.к. наличие универсальных и достаточно гибких компьютерных программ позволит существенно экономить средства на разработку нового газоиспользующего оборудования.

Существующие проблемы экологического и теплового воздействия факела на окружающее пространство не могут быть решены только техническими средствами, а требуют детального изучения теплофизического и химического механизмов его образования. При решении указанной проблемы одним из важных этапов является определение теплофизических параметров факела, в частности, определение полного состава образующихся продуктов сгорания, длины факела, выгорания топлива, температуры, теплотехнических и теплофизических свойств.

Создание инженерных методов расчета факелов, моделирующих высокотемпературные процессы горения, теплообмена существенным образом повысит уровень создаваемых новых газогорелочных устройств с заданными характеристиками, сократит затраты и сроки на их разработку.

В работе была создана универсальная термодинамическая программа, реализующая теплообмен с окружающей средой. Использование данной программы, моделирующей высокотемпературные процессы химического реагирования гетерогенных систем, обеспечивает экономию материальных средств при оценках возможностей технологических процессов.

Создан оригинальный метод послойного расчета открытого и ограниченного турбулентного диффузионно-кинетического пламени, используя который выполнены расчеты выгорания открытого факела для всех крупных газовых и газоконденсатных месторождений России, послужившие основой при создании отраслевой методики расчета факельных установок.

Разработан метод расчета горелок общего и специального назначения, позволивший создать оптимальную конструкцию вихревой горелки для камер сгорания ГПА с пониженным содержанием оксидов азота (25-32 мг/м3 при 15 % Ог). Данный метод рекомендуется для расчета вихревых горелок различной мощности.

Создана математическая модель газового факелов, подверженного ветровой нагрузке, для определения длины факела и его теплового воздействия на окружающее пространство с учетом выгорания топлива. Разработанный метод позволяет определить пространственную зону теплового отчуждения вокруг факела в пределах которой человек может быть подвергнут сильному термическому воздействию, связанному с перегревом и последующим биохимическими изменениями верхних слоев кожного покрова.

Данный метод расчета может быть использован при проектировании и усовершенствовании факельных установок. В частности, сформулированы следующие технологические рекомендации для работы факельных горелок:

- при скоростях топливного газа менее 0,2М на факельной установке должна быть обеспечена подача горячего водяного пара, что исключит наличие в продуктах сгорания несгоревших углеводородов, включая сажу.

- для безопасного сжигания сбросных газов на факельных установках при скоростях газа от 0,2 до 0,8М горелка должна содержать стабилизационное устройства типа сопла Коандо или Вентури, наличие которого исключает срыв факела, обеспечивает экономию топливного газа на 60 % и в 1,6 раза уменьшает содержание токсичных компонентов с продуктами сгорания и плату за эти выбросы от постоянно сжигаемого продувочного газа.

Создана оригинальная математическая модель, алгоритм и программа расчета геометрических размеров факелов жидких углеводородов, сжигаемых на открытом воздухе, и расчета облучения окружающих предметов такими факелами, используя который для различных значений скоростей ветра были рассчитаны значения «критического» расстояния, являющегося зоной отчуждения, необходимые для безопасной работы обслуживающего персонала.

Разработана математическая модель «самокарбюрации» факела, реализуемая в камере предварительного горения при 2-10 % природного газа и сопровождаемая увеличением радиационного теплового потока по сравнению с прозрачным факелом. Уменьшение температуры факела снижает концен

12 трацию оксидов азота в продуктах сгорания. Используя данную модель созданы новые конструкции газогорелочных устройств (ГПГ, ГПГ1), последняя из которых работает на газокислородном топливе. Применение новой технологии отопления высокотемпературных печей, основанной на газокислородном отоплении, обеспечивает экономию природного газа на 20 %, снижает содержание оксидов азота на 60 % по сравнению с газо-воздушным отоплением с регенератором, увеличивает удельную производительность теплового агрегата не менее чем на 30 % за счет роста радиационной составляющей теплового потока, позволяет уменьшить площадь, занимаемую тепловым агрегатом в 2-3 раза.

Выполнен анализ радиационно-конвективной теплопередачи в агрегатах, оснащенных скоростными горелками. Показано наличие экстремальных значений суммарного радиационно-конвективного теплового потока при изменении степени недожога и определенных давлениях в камере сгорания. Проанализирован выход равновесных и замороженных компонентов продуктов сгорания из скоростной горелки с различными условиями истечения. Разработанный метод позволил создать новую скоростную горелку, обеспечивающую экономию топлива на 20 %. Удалось снизить содержание оксидов азота в продуктах сгорания до 90 мг/м3. Моделирование снизило затраты на разработку подобной горелки более чем на 30 %.

ОБЩЕЕ ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненной работы можно сделать следующие выводы:

1. Разработана универсальная термодинамическая программа, в которой реализован теплообмен с окружающей средой. Наличие данной программы, моделирующей высокотемпературные процессы химического реагирования гетерогенных систем, обеспечивает существенную экономию средств при оценках технических возможностей различных технологических процессов.

2. Создан оригинальный метод послойного расчета открытого и ограниченного турбулентного диффузионно-кинетического пламени, используя который выполнены расчеты выгорания открытого факела для всех крупных газовых и газоконденсатных месторождений России. Результаты расчетов и указанный метод расчета были использованы при создании отраслевой методики расчета факельных установок, которая используется при проектировании факельных устройств, включая факельные горелки.

3. Создана математическая модель газового факелов, подверженного ветровой нагрузке, для определения длины факела и его теплового воздействия на окружающее пространство с учетом выгорания топлива. Разработанный метод позволяет определить пространственную зону теплового отчуждения вокруг факела, в пределах которой объект может быть подвергнут сильному термическому воздействию.

4. Сформулированы следующие технические требования к факельным установкам:

- при скоростях топливного газа менее 0,2М на факельной установке должно быть установлено устройство подачи горячего водяного пара, что исключает появление в продуктах сгорания несгоревших углеводородов, включая сажу;

- для безопасного сжигания сбросных газов на факельных установках при скоростях газа от 0,2 до 0,8М факельная горелка должна содержать стабилизационное устройство типа сопла Коандо или Вентури, что исключает срыв факела, обеспечивает экономию топливного газа на 60 %, уменьшает содержание токсичных компонентов с продуктами и плату за выбросы от постоянно сжигаемого продувочного газа в 1,6 раза.

5. Создана оригинальная математическая модель, алгоритм и программа расчета геометрических размеров факела жидких углеводородов и расчета облучения таким факелом окружающих предметов, что позволяет определить зону теплового отчуждения вокруг факела при различной скорости ветра.

6. Моделирование горелок общего и специального назначения позволило создать оптимальную конструкцию вихревой горелки для камер сгорания ГПА с пониженным содержанием оксидов азота (25-32 мг/м3 при 15 % Ог).

7. Разработана математическая модель светящегося факела, увеличение светимости которого достигается за счет термического разложения части природного газа (2-10 %) в камере предварительного горения и сопровождаемая увеличением радиационного теплового потока. Термический крекинг газа уменьшает температуру и снижает концентрацию оксидов азота в продуктах сгорания. Данная модель способствовала созданию новых конструкций газого-релочных устройств (ГПГ, ГПГ1), последняя из которых, использующая газокислородное топливо, обеспечивает экономию природного газа на 20 %, снижает содержание оксидов азота по сравнению с газо-воздушным агрегатом с регенератором на 60 %, увеличивает его удельную производительность на 30 %, позволяет уменьшить площадь печи в 2-3 раза.

8. Выполнен анализ радиационно-конвективной теплопередачи в агрегатах, оснащенных скоростными горелками. Метод расчета позволил создать новую конструкцию скоростной горелки, обеспечивающую экономию топлива на 20 % по сравнению с горелкой ГНП, снизить содержание оксидов азота в продуктах сгорания 90 мг/м3) за счет многостадийного сжигания топлива.

1. Термодинамические и теплофизические свойства продуктов сгорания, / В.Е. Алемасов, А.Ф. Дрегалин, А.П. Тишин, В.А. Худяков. М.: ВИНИТИ, АН СССР, т. 1, 1971.-266 с.

2. И.Б. Рождественский, В.П. Шевелев, К.К. Олевинский. Расчет состава и термодинамических функций произвольных реагирующих газовых систем. Сб. "Свойства газов при высоких температурах". Наука, М., 1967.

3. Г.Б. Синярев, Н.А. Ватолин, Б.Г. Трусов, Т.К. Моисеев. Применение ЭВМ для термодинамических расчетов металлургических процессов. М.: Наука, 1982. - 263с.

4. Пацков Е.А. Термодинамический метод расчета равновесных химически реагирующих систем // Газовая промышленность, 1997г, № 9, с. 56-^57.

5. Н.А. Ватолин, Г.К Моисеев, Б.Г. Трусов Термодинамическое моделирование в высокотемпературных неорганических системах. М.: Металлургия, 1994. - 352с.

6. Пацков Е.А. Компьютерная программа для создания позонного метода расчета факелов // Газовая промышленность, 1998г, № 7, с. 59-К31.

7. Седелкин В.М., Шибаева Л.И. //Инженерная методика расчета длины факела и выгорания газообразного топлива применительно к горелкам общего назначения, г. Саратов: ВНИПИГаздобыча, 1981. - 24с.

8. Термодинамические свойства индивидуальных веществ. Справочное издание: в 4-х т./ Л.В. Гурвич, И.В. Вейц, В.А. Медведев и др. М.: Наука, 1982.

9. JANAF Thermochemical tables: 2-nd edition. NSRDS-NBS 37. -Waschington: US Gov. Print. Office, 1971. 1141p.

10. Schick H.L. Thermodinamics of certain refractory compounds, v. 1-2. N.-Y. - London Acad. Press, 1966. V. 1. - 632 p.; v. 2. - 775 p.

11. Ваничев А.П. Термодинамический расчет горения и истечения в области высоких температур, М., БНТ, 1947.

12. Глушко В.П. Жидкое топливо для реактивных двигателей. М. ВВА им. Н.Е. Жуковского, 1936.

13. Зельдович Я.Б., Полярный А.И. Расчеты тепловых процессов при высокой температуре. М., БНТ, 1947.

14. В.Е.Алемасов, А.Ф.Дрегалин, А.П.Тишин / Теория ракетных двигателей, М., Изд-во «Машиностроение», 1969.

15. Болгарский А.В. / Расчет процессов в камере сгорания и сопле жидкостного ракетного двигателя. М., Оборонгиз, 1957.

16. Зельдович Я.Б., Ривин М.А., Франк-Каменецкий Д.А. / Импульс реактивной силы пороховых ракет. М., Оборонгиз, 1963.

17. Сарнер С. Химия ракетных топлив. М., Изд-во «Мир», 1969.

18. Соркин Р.Е. Газотермодинамика ракетных двигателей на твердом топливе. М., Изд-во «Наука», 1967.

19. Равич М.Б. Эффективность использования топлива, Изд-во «Наука», М, 1977.-343 с.

20. Расчеты горения топлива. Нормали. М., Стальпроект, 1963.

21. Карп И.Н., Сорока Б.С., Дашевский Л.Н., Семернина С.Д. Продукты сгорания природного газа при высоких температурах (состав и термодинамические свойства). Киев. Изд-во «Техника», 1968.

22. Ривкин С.Л. Термодинамические свойства воздуха и продуктов сгорания топлив. М., Госэнергоиздат, 1962.

23. Дубовкин Н.Р. Справочник по углеводородным топливам и их продуктам сгорания. М., Госэнергоиздат, 1962.

24. Лапшов В.Н., Борцов В.И., Сапрыкин Г.С. Таблицы термодинамических свойств продуктов сгорания саратовского природного газа при высоких температурах. Саратов, Саратовский университет, 1964.

25. Гаркуша Л.К., Щеголев Г.М. Энтропийные диаграммы продуктов сгорания (до 4000°К). Киев, изд-во «Наукова думка», 1968.

26. Ваничев А.П. Термодинамический расчет горения и истечения в области высоких температур. М., БНТ, 1947.

27. Гурвич A.M., Шаулов Ю.Х. Термодинамические исследования методом взрыва и расчеты процессов горения. М., Изд-во МГУ, 1955.

28. Внутрикамерное сжигание природного газа в кислороде и воздухе / Н.В. Лавров, Е.А. Пацков, Е.А. Плужников, Н.А. Федоров. М.: 1972г. - 38с.

29. Пригожин И., Дефей Р. Химическая термодинамика. Наука, Новосибирск, 1966. - 510 с.

30. Певзнер М.И., Иссерлин А.С., Ежов Е.И., Рыжов О.А. Получение высокотемпературного факела с контролируемой газовой фазой // Теплоэнергетика, 1978 г, № 9, с. 38-40.

31. Бернадинер М.Н., Шурыгин А.П. Огневая переработка и обезвреживание промышленных отходов. М.: Химия, 1990, 302с.

32. Евланов С.Ф., Зайцев С.И. Рос.хим.ж. (Ж.Рос. химического общества им Д.И.Менделеева), 1995, t.XXXIX, № 4, с.24-26.

33. Евланов С.Ф. ЖПХ, 1990, т.63, N 9, с.2088-2090.

34. Б. Льюис, Г. Эльбе Горение, пламя и взрывы в газах. Второе издание под ред. Щелкина К.И., Изд-во «Мир», М. 1968, с. 592.

35. Акопова Г.С., Стрекалова Л.В., Шарихина Л. В., Прокофьева А. М./ Методика расчета параметров выбросов и валовых выбросов вредных веществ от факельных установок сжигания углеводородных смесей, РАО «Газпром», ВНИИгаз, ИРЦ «Газпром». М. 1996 г., с. 47.

36. А.В. Арсеев. Сжигание природного газа, Металлургиздат, М. 1963, с.407.

37. Л.А. Вулис, Ш.А. Ершин, Л.П. Ярин. Основы теории газового факела, «Энергия», ЛО, 1968, с.204.

38. Лисиенко В.Г. Аэродинамические характеристики факела в условиях действия подъемных сил. ИВУЗ "Черная металлургия", 1969, N4, с.143-149

39. Арсеева Н.В., Арсеев А.В., Китаев Б.И. Исследование закономерностей строения горящей свободной струи газа. В сб. «Теория и практика сжигания газа», Л., «Недра», 1967, вып. III, с.84-ь103.

40. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. М., Физматгиз, 1960, 716с.

41. Рогинский О. Г., Пацков Е. А. Расчет выбросов загрязняющих веществ на факельных установках // Газовая промышленность. 1997. - N 1. - С. 24-26.

42. Лисиенко В.Г., Китаев Б.И., Кокарев Н.И. Усовершенствование методов сжигания природного газа в сталеплавильных печах. М., "Металлургия", 1977, 280с.

43. Аверин С.И., Семикин И.Д. Расчет длины турбулентного газового факела. «Известия Вузов, Черная металлургия», 1965, № 4, с. 202-211.

44. Аверин С.И., Семикин И.Д. Влияние различных факторов на длину турбулентного газового факела. «Известия Вузов, Черная металлургия», 1965, № Ю, с. 146-152.

45. Беренбойм С.Л., Ривин Э.М. Методы расчета вредных выбросов в атмосферу из нефтехимического оборудования. М., ЦНИИТнефтехим, "Нефтеперерабатывающая и нефтехимическая промышленность", Серия: Охрана окружающей среды. Обзорная информация, Вып.1, 1991, 80с.

46. Методика расчета вредных выбросов в атмосферу из нефтехимического оборудования (РМ62-91-90). Гипрокаучук, Воронежский филиал. Воронеж, 1991, 78с.

47. Худяков Г. Н. О температурном поле жидкости, горящей со свободной поверхности, и о факеле над ней. Известия АН СССР, ОТН, №7, 1951, с. 1015 -1024.

48. Блинов В. И., Худяков Г. Н. Диффузионное горение жидкости. М., АН СССР, 1961,208 с.

49. Волков О. М. Пожарная безопасность резервуаров с нефтепродуктами. М., «Недра», 1984, 152 с.

50. Рогинский О.Г., Пацков Е.А. Расчет выбросов при горении жидких углеводородов на наземных факельных установках // Газовая промышленность, N 6, 1997г, с. 28-29.

51. NAO Inc., General Catalog.

52. Основы практической теории горения: Учебное пособие для вузов/ В.В. Померанцев, К.М. Арефьев, Д.Б. Ахмедов и др.; Под ред. В.В. Померанцева. 2-е изд. переработанное и дополненное Л.: Энергоатомиздат. Ленингр. Отделение, 1986.-312 е.: ил.

53. И. Я. Сигал, Защита воздушного бассейна при сжигании топлива. 2-е изд., переработанное и дополненное - Л.: Недра, 1988. - 312с.: ил.

54. Ахмедов Р. Б. Дутьевые газогорелочные устройства. М., Недра. 1977.

55. ГОСТ 29134-91. Горелки газовые промышленные. Методы испытаний = Industrial gas burners. Test methods. Введен 01.01.93 - M.: Изд-во стандартов, 1992 - 22с.: ил. УДК 662. 951. 2. 001. 4:006. 354. Группа Е29(47) СССР.

56. Стрижевский И.И., ЭльНатанов А.И. // Факельные установки, М.: Химия, 1979,- 184 е., с ил.

57. Hawthorne W. R., Wedell D.S., Hottel Н.С. // 3-rd Symposium on Combustion and Flame and Explosion Phenomena, Baltimore, 1949, 266-288.

58. Wohl K., Gazley C., Kapp N. // 3-rd Symposium on Combustion and Flame and Explosion Phenomena, Baltimore, 1949, p.288.

59. Wohl K., Kapp N.M., Gazley C. // Meteor Report UAC-26, September, 1948.

60. Wohl K., Kapp N. M., Gazley C. // 3-rd Symposium on Combustion and Flame and Explosion Phenomena, Baltimore, 1949, p. 3.

61. Scholefield D.A., Garside J.E. // 3rd Symposium on Combustion and Flame and Explosion Phenomena, Baltimore, 1949, p.102.

62. W. Forstall. Momentum and Mass Transfer in a Submerged water Jet. // Jour. Of Applied Mechanics AS ofMEAM. 1954.

63. H. Hottel, Burning in Laminar and Turbulent Fuel Jets // Fourth Symposium Int. On Combustion. Massachusetts Inst. Of Technology, Sep., 1952.

64. G. Kent. Practical Desing of Flare Stacks // Hydrocarbon Processing. 1964, 43, 8, p. 121-125.

65. W. Crocker. Assessment of mathematical models for fire and explosion hazards of LPG. // J. Of Hazardous Materials. 1988, 29, p.109-135.

66. Щевяков Г.Г., Комов В.Ф. Влияние негорючих примесей на длину присоплового осесимметричного турбулентного диффузионного факела пламени // Физика горения и взрыва, 1977, № 5, с. 667-670.

67. API RP-521 American Petroleum Institute, Division of Refining. 1969.

68. R. Mc. Murray. Flare radiation estimated. // Hydrocarbon Processing, 1985, May, 89-91.

69. D. Cook. Flaring of natural gas from inclined vent stacks. // Inst. Chem. Eng. Symp. Ser., 1987, 102, p.289-300.

70. T. Brzustowski. Turbulent Combustion (Prog. Astro and Alro) AIAA, 1978, 58.407.

71. D.M. De Faveri. Estimate flare radiation intensity. // Hydrocarbon Processing, 1985, May, p.89-91.

72. H. Becker, D.Liang. Visible Length of vertical free turbulent diffusion flames. // Combustion and Flame., 1978, 32, p. 115-137.

73. G. Kalghatgi. The visible shape and size of a Turbulent Hydrocarbon Jet Diffusion Flame in a Cross-wind // Combustion and Flame, 1983, 52, 91-106.

74. Ершин Ш.А., Ярин Л.П. Исследование диффузионных пламен. В сб.: «Прикладная теплофикация», Алма-Ата, изд-во АН КазССР, 1964, вып.1, с. 101139.

75. G. Chamberlin. Developments in design methods for predicting thermal radiation from flares. // Chem. Eng. Res. Des., 1987, 65, pp. 299-309.

76. Зельдович Я.Б. К теории горения не перемешанных газов. Ж.Т.Ф., 1949, т.19, вып. 10, с.1199-1121.

77. Mudan К. Thermal radiation hazard from hydrocarbon pool fires // Property Energy and Combustion Science, 1984, 10, 1, p.59-80.

78. И. Я. Сигал, A. M. Марковский, H. А. Гуревич, С. С. Нижник. Образование окислов азота в топках котельных агрегатов. "Теплоэнергетика", 1971,4, с. 57-г 60.

79. И. Я. Сигал. Горение газа в котлах и атмосфера городов. "Газовая промышленность", 1969, № 2, с. 30-35.

80. R. Е. Jeorge, R. L. Chass. "Journ. of the Air poll. Control ASS", 1967, vol 17,1 6.

81. Я. Б. Зельдович, П. Я. Садовников, Д. А. Франк-Каменецкий. Окисление азота при горении. Изд. АН СССР, М.-Л., 1947.

82. Ю. П. Райзер. Образование окислов азота в ударной волне при сильном взрыве воздуха. МФХ, т. XXXIII, № 3, 1959, 700-709.

83. J. Longwell, М. Weiss. "Jnd. Eng. Chem", 47, 1955, 1634.

84. Ellison. "Process optimization in control of air pollution". "Pap. Amer. Mech. Eng.", 1970, NWA/APC-2.

85. Southern California Edison limits Nox with firring modification, dispatching technique. "Eles. World", 1970, 174, 1 9.

86. Weidemann Horst, Fahring Peter, Andermann Werner. Brenner zur Beseitigung nitroser Gase aus Industrie abgasen. Пат. ГДР, кл. 24 е., 10(F 23d), № 76567, заявл. 18. 12. 68., опубл. 5. 10. 70.

87. James D. W. Coping with Nox: growing problem. "Eles World", 1971 175, № 3, 44-47.

88. А. Г. Тумановский, В. А. Христич, A. M. Шевленко. Влияние типа горелочного устройства на образование окислов азота в камерах сгорания ГТУ при сжигании природного газа "Теплоэнергетика", 1970, № 5, 35-38.

89. A. W. Bell, Valo N. de Bayard, В. F. Breen. Combustion control for elimination of nitric oxide emissions from fossil field power plant. "13th Sump. Int. Combustion Salt Lake City, Utah, 1970, Abstr. Pap", Pittsburgh, Pd, 60-62.

90. В. А. Кривандин. Светящееся пламя природного газа. М., «Металлургия», 1973, с. 136.

91. Е. А. Пацков, Э. И. Розенфельд, В. В. Федоров. К расчету влияния светимости газового факела на теплообмен в печи.//"Газовая промышленность", 1973, №9

92. Пацков Е.А., Розенфельд Э.И., Федоров Н.А. "Снижение образования оксидов азота в котлах электростанций и промышленных газовых топках.// Теплоэнергетика, 1974, №8, с.55-60.

93. О. Л. Магдасалиев. Экспериментальное исследование теплообмена при охлаждении высокотемпературного потока в трубе. Сб. Тепло- и массобмен в одно- и двухфазных средах. Изд. "Наука", М., 1971, 135-140.

94. А.С. № 859762 Победин Ю.В., Теляков В.В., Герасимов К. И.

95. Пацков Е.А., Плужников А.И. Метод расчета газогорелочных устройств в топках тепловых агрегатов. // Газовая промышленность, 1993 г., №8 с. 30-32.

96. Пацков Е.А., Розенфельд Э.И. Основы расчета горелок с высокоскоростным потоком продуктов сгорания. // Газовая промышленность, 1972 г., №8 с. 30-34.

97. Лиз. Конвективный теплообмен при наличии подвода вещества и химических реакций. Сб. Газодинамика и теплообмен при наличии химических реакций, пер. с англ. Изд-во иностр. лит-ры, М., 1962.

98. Т. А. Агекян. Основы теории ошибок для астрономов и физиков. Изд. «Наука», М., 1972.

99. Щуровский В.А., Акопова Г.С., Синицын Ю.Н., Корнеев В.И., Гладкая Н.Г. Снижение выбросов загрязняющих веществ с отходящими газами газотурбинных ГПА. М.: ВНИИЭгазпром, 1991, 61с.

100. Сигал И .Я. //Газовая промышленность, 1969, №2, с.30-3 5.

101. Арсеев А.В., Арсеева Н.В. Загрязнение атмосферы окислами азота продуктов сгорания топлива. Научно-технический обзор. Серия: Использование газа в народном хозяйстве, ВНИИЭгазпром, М., 1974.

102. Тумановский А.Г., Христич В. А., Шевченко A.M. "Теплоэнергетика", 1970, N 5, с.35-38.

103. Кондратьев В.Н. Константы скоростей газофазных реакций (Справочник), М., Изд-во "Наука", 1970.

104. Пацков Е.А., Плужников А.И., Федоров Н.А. Термодинамический анализ горения метана. Газовая промышленность, 12, 1972, с.42-46.

105. Е. С. Щетинков. Физика горения газов. Изд. "Наука, М., 1965.

106. Новиков Л. М., Звягинцев К. Н., Фалин А. А., Щепнова Е. С. Оптимизация двухстадийного сжигания топлива в скоростных горелках. «Газовая Промышленность» №11, 1983, с. 38-39.

107. Автогенные процессы в цветной металлургии /Мечев В.В., Быстров В.П., Тарасов и др. М. Металлургия, 1991 - 413с.

108. FK(9,100),NC(20),G(2),FR(100,9),NFR(100),

109. ESMB(100,3),RS(100),RP(8),Q(80) DOUBLE PRECISION A,T

110. CALL PP100P (P1 ,P2,L1 ,L2,M,EL,NO,KODI,NVAR) IF (M.eq.777) goto 99

111. NQUE=0 rewind 17 rewind 12call PP100C (M,K,NO,KODI,MSK,FK,NC,FR,NFR,ESMB,NVAR)if (M.eq.777) go to 991. NVAR=NVAR+11. PARS=P2(1)

112. PARS=PARS+P2(2) IF(P2(2).LT.0.0) GO TO 6 IF(PARS.GT.P2(3)) GO TO 7 GO TO 2

113. IF(PARS.LT.P2(3)) GO TO 7 GO TO 2

114. PARS=P2(1) IF(ABS(P1(4)-.77777).LT.1E-4.AND.ABS(P1(3)77777).GT.1E-4) GO TO 9 DO 8 1=1,9

115. P1(I)=P1(I+1) P1(10)=.777771. (ABS(P1(1)-.77777).LT.1E-4) go to 97 GO TO 2

116. P1(1)=P1(1)+P1(2) IF(P1(2).LT.0.0) GOTO 10 IF(P1(1).GT.P1(3)) GO TO 97 GO TO 2

117. IF(P1(1).GE.P1(3)) GOTO 2 97 WRITE(5,101)

118. READ(*,100) Q 97 continue read(4,100) Q1.(Q(1).NE.'H,.AND.Q(1).EQ.,h') GO TO 27 IF(Q(2).NE.'E ,AND.Q(2).NE.'e') GO TO 27

119. WRITE(5,103) DO 25 1=1,74 READ(4,100) Q IF(I.LT.69) GO TO 25 WRITE(5,100) (Q(J),J=1,79)

120. CONTINUE REWIND 4 GO TO 9727 DO 11 1=1,101.(Q(l).EQ.'Y'.OR.Q(l).EQ.y) GOTO 110 IF(Q(l).EQ.'fl,.OR.Q(l).EQ.,fl') GOTO 110 IF(Q(l).EQ.'B'.OR.Q(l).EQ.'6') GO TO 11011 CONTINUE STOPcontinue100 FORMAT(80A1)

121. FORMAT(' Конец исходных данных. Будете про',должать работу ? ')

122. FORMAT('- На любой вопрос можно ответить словом'

123. НЕ1РУ5Х,'и Вам будет оказана консультация'////) 103 FORMAT (24(/))1. END

124. SUBROUTINE РР100Р (P1,P2,L1,L2,M,EL\NO,KODI,NVAR) DIMENSION np(6),EL(10),NO(10),P1 (10),P2(10),CN(82),

125. NS(94),AME(94),COEF(5) DIMENSION KN(30),KS(400),Q(80) CHARACTER CR1 (4)1. EQUIVALENCE (CR1(1),CR4)

126. DATA COEF/0.101325,273.15,0.001,4.184.0.101972/

127. DATA NP/31,25,37,34,24,36/

128. WRITE(5,108) READ(*,103) Q70 continue read(4,103) Q DO 701 1=1,80 CR4=Q(I) J=ICHAR (CR1(1))1. (J.GE.97.AND.J.LE.122) J=J-32 CR1(1)=CHAR(J) Q(I)=CR4 il=0

129. DO 700 J=1,82 IF (Q(I).EQ.CN(J)) ll=J700 CONTINUE1. (ll.GT.64) 11=11-19701 Q(I)=CN(II)1. (Q(1).EQ.CN(24).AND.Q(2).EQ.CN(21)) GO TO 134 J=0

130. READ(*,103) Q 90 READ(1,103) Q WRITE(*,112) Q1. (Q(1).EQ.CN(24).AND.Q(2).EQ.CN(21GO TO 135 J=0

131. DO 76 1=1,80 IF (Q(I).EQ.CN(45)) J=J+176 CONTINUE1. (J.GT.1) GO TO 75 DO 77 1=1,78 JJ=79-I

132. Q(JJ+2)=Q(JJ) IF(J.EQ.1) J3=J2 Q(1)=CN(J3) Q(2)=CN(45) GO TO 8478 KEY=11. (J3.EQ.J2) GO TO 79 J3=J2 GO TO 75 79 WRITE (5,110)79 continue80 READ (*,103) Q

133. READ (2,103) Q WRITE(*,112) Q1. (Q(1).EQ.CN(24).AND.Q(2).EQ.CN(21)) GO TO 1361. KEY=31. DO 81 1=1,801. J=81-l1. (Q(J).NE.CN(11)) GO TO 8281 CONTINUE GO TO 80

134. IF (Q(J).EQ.CN(12).OR.Q(J).EQ.CN(13)) GOTO 87 J1=0

135. DO 83 1=1,10 IF (Q(J).EQ.CN(I)) J1=183 CONTINUE1. (Q(J).EQ.CN(14)) J1=1 IF (J1.EQ.1) Q(J+1)=CN(13) GO TO 8784 DO 85 1=1,80 J=81-l1. (Q(J).NE.CN(11)) GO TO 8685 CONTINUE GO TO 90

136. OR.KS(l+2).EQ.35)) S=COEF(5)1. (I3.EQ.52.0R.I3.EQ.18) S=COEF(2) IF (I3.EQ.59) S=COEF(3) IF ((I3.EQ.53.0R.I3.EQ.26).AND.(KS(I+2).EQ.53

137. M=M+1 N0(M)=I1 SS=1.0 N1=3 GOTO 17

138. IF (N1.NE.2) GO TO 28 P2(N2)=W1. GO TO 2928 EL(M)=W29 CONTINUE GO TO 3050 WRITE (5,100) GO TO 6051 WRITE (5,101) • GO TO 6052 WRITE (5,102) GO TO 6053 WRITE (5,104) GO TO 6054 WRITE (5,105) GO TO 60

139. WAM=0. DO 121 J=1,M LL=NO(J)

140. WAM=WAM+EL(J)*AME(LL) WAM=1000.0/WAM1. DO 122 J=1,M

141. FORMAT(1 OX,'Ошибка в данных: непредусмотренный символ.')

142. FORMAT(1 Ох,'Ошибка в данных: непредусмотренный ',т.д. параметр.')

143. FORMAT(10Х,'Ошибочный символ химического элемента.')103 FORMAT(80A1)

144. FORMAT(1 ОХ/Отсутствуют исходные данные.')

145. FORMAT(10х,'Ошибка в данных: непредусмотренная ',размерность.')106 FORMAT(23(/))

146. FORMATC-- Назовите два параметра равновесия ',1. P,T,V,S,I,U):')109 FORMAT(' -- ',А1,'=')

147. FORMAT(2x,'Мольное содержание элементов:')

148. FORMATC -- Нужно учитывать ионы ? ')

149. FORMATC Для продолжения нажмите (У,Д)')

150. FORMAT(2Х,78А1) 120 FORMAT(F10.4)1. END

151. SUBROUTINE РР100С (M,N,NO,KODI,MSK,F,NC,FR,NFR,ESMB,NVAR)

152. DOUBLE PRECISION SK1,SK2,SK3,SK4,SNN

153. DIMENSION MSK(1100),F(900),NC(20),FR(100,9),ESMB(100,3),

154. Q(80),KS(100),SNN(100,2),NFR(100),CN(51),NS(94),

155. N1(5),SYM(3),N2(5),FF(10),NO(M),Q4(20),SNAME(4,3) CHARACTER SYM1(12),SB1(4),QLL(80)

156. EQUIVALENCE (SYM(1),SYM1(1)),(SBQ,SB1(1)),(Q4(1),QLL(1)) =======================================================:=========CС

157. Ввод коэффициентов полиномов, аппроксимирующих С термодинамические свойства индивидуальных веществ СС

158. Входные параметры: M,NO,KODI,NVAK С

159. М количество химических элементов; С

160. NO массив номеров химических элементов Спо периодической таблице; С

161. KODI константа, устанавливающая необходи- Смость рассмотрения ионов; С

162. NVAR номер варианта расчета. С

163. Выходные параметры: N,MSK,F,NC,FR,NFR,ESMB С

164. N количество компонентов равновесия; С

165. MSK массив стехиометрических коэффициентов; С F - массив коэффициентов, аппроксимирующих С полиномов; С

166. NC массив программных констант; Сс FR массив дополнительных коэффициентов, Саппроксимирующих полиномов; С

167. NFR массив номеров индивидуальных веществ, С к которым относятся соответсвующие Сдополнительные полиномы; С

168. ESMB массив имен индивидуальных веществ; С=================С

169. DATA CN /'О',Т,'273','4','576',778','9',-/A'.'B'.'C'/D',

170. E'/F'/G'/H'/l'/J'/K'/L'/M'/N',1. OVPVQVRVS'.T/U'.VVWVX',

171. Т.Т/Г.Т^'/Ж'.'Э'/Л'.^.'Г/З'/

172. MSK(l)=0 IF (NVAR.EQ.1) OPEN (UN^S.FILE^COMP.FOR1) IF (NVAR.GT.1) REWIND 3 WRITE (5,232) ,1. NR1=0 11. N=0 ION=0

173. DO 99 1=1,100 99 NFR(l)=0 MA=11 K=0

174. READ (3,113,END=501) Q DO 5 1=1,801. (Q(I).EQ.CN(11)) GO TO 5 IF (Q(I).EQ.CN(13)) GO TO 6 DO 3 J=1,511. (Q(I).EQ.CN(J)) GO TO 43 CONTINUE GO TO 2014 K=K+1 KS(K)=J-15 CONTINUE GO TO 26 DO 7 1=1,161. (KS(I).EQ.11) GO TO 87 CONTINUE GO TO 202

175. N1(M1)=N1(M1)*50+KS(J) GO TO 2320 IF (N2(M1)) 21,21,2221 N2(M1)=KS(J) GO TO 23

176. N2(M1 )=N2(M 1 )*10+KS(J) M1=M1+123 CONTINUE1. (N2(M1).EQ.O.AND.N1(M1).NE.O) N2(M1)=1

177. CONTINUE MSK(MA)=0 MSK(MA+M+1)=0

178. IF (KS(IS-1).EQ.15) W=-W FF(I10)=W1.(KI.EQ.K) GOTO 3736 CONTINUE

179. IF (I10.NE.10) GO TO 204 FF(6)=FF(6)-FF(10)*1.0E-4 SK3=N1(1)

180. SK1=SK1+SK3*100000000.0 SK3=N2(1)

181. SK2=SK2+SK3*100000000.0 IF (N.EQ.0) GO TO 41 DO 38 1=1,N

182. SK3=DABS(SK1-SNN(I,1)) SK4=DABS(SK2-SNN(I,2)) IF(SK3.LT.0.5.AND.SK4.LT.0.5) GO TO 3938 CONTINUE GO TO 41

183. NR1=NR1+1 NFR(NR1)=I DO 40 1=1,940 FR(NR1,I)=FF(I) GOTO 1

184. N=N+1 SNN(N,1)=SK1 SNN(N,2)=SK2 J=(N-1)*91. DO 42 1=1,9

185. SNAME(J,1)=SYM(1) SNAME(J,2)=SYM(2) SNAME(J,3)=SYM(3) J25=J1. (J.LT.4) GO TO 1 33 continue

186. WRITE (5,231) N-3,(SNAME(1,KA),KA=1,3),N-2,

187. SNAME(2,KA),KA=1,3),N-1,(SNAME(3,KA),KA=1,3),

188. N,(SNAME(4,KA),KA=1,3) GO TO 1

189. IF (J25.EQ.4) GO TO 301 IF (J25.EQ.1) WRITE(5,231) N-J25+1,(St,AME(1,KA),KA=1,3) IF (J25.EQ.2) WRITE(5,231) N-J25+1,(SNAME(1,KA),KA=1,3),

190. N-J25+2,(SNAME(2,KA),KA=1,3) IF (J25.EQ.3) WRITE(5,231) N-J25+1,(SNAME(1,KA),KA=1,3),

191. N-J25+2,(SNAME(2,KA),KA=1,3),N-J25+3,(SNAME(3,KA),1. KA=1,3) GO TO 30101 WRITE (5,221) Q

192. GO TO 300 °02 WRITE (5,222) Q GO TO 30003 WRITE (5,223) Q GO TO 30004 WRITE (5,224) Q300 M=777301 NC(10)=777 NC(12)=KOOI1.(KODI.EQ.O.OR.ION.EQ.I) GO TO 3031. M1=M+21. K1=M+11. DO 302 1=1,N1. J=(I-1)*M11. J1=(I-1)*K11. DO 302 11=1, K1

193. MSK(I1+J1)=MSK(IH-J) NC(12)=0

194. IF (M.EQ.777) GO TO 304 WRITE (5,232)

195. DO 140 IS=NAA,99 DO 137 M1=1,6

196. ESMB(IS,M1)=ESMB(IS+1,M1) J=(IS-1)*91. J1=IS*91. DO 138 M1=1,9

197. F(M1+J)=F(M1+J1) J1=M+KODI+1 J=(IS-1)*J11. DO 139 M1 = 1,J1139 MSK(J+M1)=MSK(J+J1+M1)140 CONTINUE DO 141 IS=1,1001. (NFR(IS).EQ.NAA) NFR(IS)=1000 IF (NFR(IS).GT.NAA) NFR(I)=NFR(IS)-1141 CONTINUE

198. CONTINUE DO 143 1=1,80 J=81-l1. (Q(J).NE.CN(11)) GO TO 144143 CONTINUE GO TO 304

199. WRITE (5,234) DO 146 1=1,69 READ (4,230) Q1. (I.LT.62) GOTO 146 WRITE (5,230) (Q(J),J=1,79)

200. CONTINUE REWIND 4 GOTO 134

201. IF(Q(J).EQ.CN(12)) GOTO 134 304 N=N-NA1. WRITE (5,232)1. RETURN 13 FORMAT (80A1)

202. FORMAT (5X,'Непредусмотренный символ : 71x,80A1)

203. FORMAT (5X,'Недопустимая длина хим.формулы :71х,80А1)

204. FORMAT (5Х,'Несуществующий символ хим.элемента :'/1х,80А1)

205. FORMAT (5Х,'Ошибочный полином :'/1х,80А1)

206. FORMAT (' Число компонентов превышает 100')

207. FORMAT (' Число "резервных" полиномов больше 100') 29 FORMAT (' Какие вещества нужно исключить ',из рассмотрения (по номерам) ?'/' ')

208. FORMAT (' Представлен полный перечень возможных веществ.'

209. Для продолжения нажмите <Enter>')30 FORMAT (80А1)

210. FORMAT (1X,4(I3,\ ',ЗА4,2Х))

211. FORMAT (ЗХ/) 34 FORMAT (23(/))1. END

212. SUBROUTINE PP100U (KOD,P1,P2,M,K,EL,RP,RS,MSK,FK,NC,G,1. FR,NFR,ESMB)

213. DOUBLE PRECISION A,RZ,T,STR,X,EX,R0,S,H,CP,

214. W,U,R1 ,EK,V,Y,EPS,EPS1 ,W,VW,SS,VXI

215. DIMENSION NC(20),G(2),FR(100,9),NFR(100),ESMB(100,3),RP(8),

216. RS(100),FK(9,100),MSK(1100),A(30,31),T(30),RZ(30),

217. STR(31),X(100),EX(100),S(100),H(100),CP(100),

218. W(30),VW(100),ELR(11),NJI(27)

219. DIMENSION EL(M),SS(9),R1(6),PP(2),RPK(6),STIME(2) CHARACTER НРОЦ32) ================================== -=============================CС

220. Организация итерационного процесса определения Схарактеристик равновесия, фазового и химического Ссостава термодинамической системы С

221. Входные параметры: KOD,P1,P2,M,K,EL,MSK,FK,FR,NFR,ESMB С KOD константа, определяющая условия расчета; С Р1,Р2 - значения т.д. параметров; С

222. М количество химических элементов; С

223. К количество компонентов равновесия; С

224. ESMB массив имен индивидуальных веществ С

225. Выходные параметры: RP,RS,NC,G С

226. RP значения равновесных параметров; С

227. RS значения концентраций компонентов равновесия С NC - массив программных констант; С

228. G заданные термодинамические параметры С ================================================================С

229. DATA R0/1.98719D0/,R1/1.0D0,1000.D0,0.D0,1D+4,1 D+4,1D+4/,

230. CONTINUE NC(6)=KODI L1=M+NC(5)+6 L3=M1.=71.=7+M1. ME=M-KODI2 L2=L1+1 KOD=31. (L1.GT.30) GO TO 61 KOD=41. (K.GT.100) GO TO 611.=L5-11.=L4-41.=L4-11. (NC(1).GT.1) GO TO 61. DO 3 1=1,К1. X(l)=1.5

231. EX(I)=4.48169 DO 4 l=L4,L14 RZ(I)=-15. DO 5 1=1,65 RZ(I)=R1(I)

232. DO 7 1=3,4 J=NC(I) RZ(J)=PP(l-2)1. (J.EQ.1) RZ(1 )=RZ(1 )*9.869231. (J.EQ.3) RZ(3)=DLOG(0.8205662D-4*RZ(2)/RZ(3))1. (J.GE.4) RZ(J)=RZ(J)*239.0057 CONTINUE1Т=0 ITER=0

233. CALL PP100S (K,S,H,CP,RZ,NC,FR,NFR,FK,TMIN ,ТМАХ)

234. EPS=0. DO 15 1=1,1.1 DO 15 J=1,L2

235. A(l,J)=0. DO 16 J=1,2 l=NC(J+2) A(J,L2)=PP(J)1. (I.GE.4) A(J, L2)=PP(J)*239.005 IF (I.EQ.1) A(J,L2)=PP(J)*9.86923 IF (I.EQ.3) A(J,L2)=DLOG(0.8205662D-4*RZ(2)/PP(J))-1.0 IF (I.EQ.3) A(J,2)=-1.0/RZ(2)16 A(J,I)=1.0

236. A(3,1 )=-DEXP(-RZ(3)) DO 17 1=1 ,ME17 A(I+3,L2)=ELR(I)1. (NC(2).EQ.1) GO TO 191. DO 18 1=4,61.=l+L318 A(I1,I)=-1.0 IK=L5

237. XI—1D+6 DO 41 1=1,К J1=(M+1)*I-M+1 J3=J1-1 J2=J3+M1. DO 20 J=J1,J2

238. NJI(J-J3)=MSK(J) J1=MSK(J1-1)1. (J1.NE.3) GO TO 23 W=H(I)*0.5032231 D0/RZ(2) STR(1 )=W*EX(I)/RZ(2) STR(2)=-EX(I)

239. STR(3)=(S(I)*0.5032231 D0-W-W+1.0-X(l))*EX(l) W=EX(l)*0.5032231 DO DO 21 J=1 ,L3

240. A(N,L2)=(RZ(IK)-1.)*Y*EK+A(N,L2) GO TO 2624 A(N,2)=STR(1)*Y+A(N,2)

241. A(N,3)=STR(2)*Y+A(N,3) A(N,L2)=A(N,L2)-STR(3)*Y DO 25 J=L4,L625 A(N,J)=STR(J-L7)*Y+A(N,J)26 CONTINUE1. (NC(2).EQ.1) GO TO 33 N=L3+41. (J1.EQ.3) GO TO 27 W=CP(I)*3.0

242. A( N, 2 )=W*E K/RZ(2)+A( N, 2) A(N,IK)=S(I)*EK

243. A(N,L2)=((RZ(IK)-1.0)*S(I)+W)*EK+A(N,L2) GO TO 29

244. A(N,L2)=((RZ(IK)-1.0)*U+W*RZ(2))*EK+A(N,L2) GO TO 32

245. A(N,2)=CP(I)*EX(I)+STR(1 )*U+A(N,2) A(N,3)=STR(2)*U+A(N,3) A(N,L2)=CP(I)*EX(I)*RZ(2)-STR(3)*U+A(N,L2) DO 31 J=L4,L6

246. A(N,J)=STR(J-L7)*U+A(N,J) U=H(I)-R0*RZ(2)32 CONTINUE

247. IF (J1.EQ.3) GO TO 38 IF (IT.GE.1) GO TO 36

248. W=H(I)/RZ(2) A(IK,2)=W/RZ(2) A(IK,IK)=-.001 A(IK,L2)=W+W-S(I)34 DO 35 J=1,M

249. A(IK,J+L4-1)=NJI(J) GO TO 40

250. IF (RZ(IK).LT.-IO.) GO TO 330 A(IK,2)=H(I)/RZ(2)**2 A(IK,L2)=H(I)*2.0/RZ(2)-S(I) GO TO 34

251. IF (NC(6).EQ.0) GO TO 40 IF (NJI(L3).EQ.O) GO TO 40 N=ME+4 Y=NJI(L3)

252. U=DEXP(X(I)+VXI)*Y W=H(l)*0.5032231 D0/RZ(2) A(N,2)=W*U/RZ(2)+A(N,2)1. A(N,3)=A(N,3)-U

253. A(N,L2)=(W+W-1.0+X(l)-S(l)*0.5032231 D0)*U+A(N,L2) W=U*0.5032231 DO DO 39 J=L4,L6

254. A(N,J)=NJI(J-L7-3)*W+A(N,J) IF (X(I).GT.XI) XI=X(I)

255. IF (J1.EQ.1.0R.J1.EQ.2) IK=IK+141 CONTINUE VXI=-XI N=L11. (IT.EQ.O) N=L6 CALL PP100G (L1,N,T,A) IK=L51. (IT.EQ.O) GO TO 45 IF (EPS1.GT.1D-4) GO TO 43 JV=JV+1 DO 42 1=1,L1

256. W(I)=W(I)+T(I) DO 420 1=1,К

257. VW(I)=VW(I)+EX(I) GO TO 4543 JV=01. DO 44 1=1,L144 W(l)=0. DO 440 1=1,К440 VW(l)=0.

258. DO 51 1=1,К J1=(M+1)*I~M+1 J3=J1-1 J2=J3+M1. DO 46 J=J1,J2

259. NJI(J-J3)=MSK(J) J1=MSK(J1-1)1. (J1.NE.3) GO TO 50 U=H(l)*0.5032231 D0/RZ(2) W=U/RZ(2)*T(2)-T(3)+S(I)*0.5032231D0-U-U DO 47 J=1,M

260. W=NJI(J)*0.5032231 D0*T(J+L8)+W IF (W.LT.X(I)) GO TO 481. U=1.01. (X(l).LT.-7.0) U=5.0 IF (W-X(I).LT.U) GO TO 49 W=X(I)+U GO TO 49

261. IF(X(I)-W.LT.3.0) GO TO 49 W=X(l)-3.0 \

262. IF (W.GT.10.0) W=10.0 IF (W.LT.-50.0) W=-50.0 U=W-X(I)1. (IT.EQ.1) EX(I)=(W+1.0-X(l))*DEXP(X(l))1.(IT.EQ.O) EX(I)=DEXP(W)1. X(I)=W1. (DABS(W).LT.0.5.0R.W.LT.-20.0) GO TO 51 U=DABS(U/W)1. (U.GT.EPS) EPS=U GO TO 51

263. X(I)=RZ(IK) EX(I)=DEXP(RZ(IK)) IK=IK+151 CONTINUE1. (NC(3).LE.3.AND.NC(4).LE.3) GOTO 52 IF (T(2).GT.TMAX) T(2)=TMAX+0.001 IF (T(2).LT.TMIN) T(2)=TMIN-0.001

264. CALL PP100E (EPS,L5,RZ,STR,T,A,NC)

265. ITER=ITER+1 W=-DLOG(EPS)*2.17145+5.0 J=W1. (J.LE.1) J=1 IF (J.GT.30) J=31 DO 161 1=1,3061 HPOL(l)=7 DO 162 1=1,31,5

266. HPOL(l)='+' HPOL(32)=RPK(1) HPOL(J+1)='>' HPOL(J)='=' l=ITER/10 J2=ITER-I*10

267. WRITE (5,101) HPOL,l,J2 EPS1=EPS1. (ITER.NE.100) GOTO 62 KOD=661 l=NC(3) W=RPK(I) l=NC(4) U=RPK(I)

268. WRITE (6,100) W,P1 ,U,P2,KOD GOTO 673

269. IF (EPS.GT.1D-4) GOTO 68 IF (IT.GT.0) GOTO 631.=11. EPS1 = 1.0 GOTO 68

270. IF (EPS.GT.1D-5.AND.JV.NE.10) GOTO 68 IF (EPS.LE.1D-5) GOTO 661. (EPS.LT.0.5D-4) GOTO 641. KOD=21. NC(11)=JV

271. DO 65 1=1,L1 RZ(I)=W(I)/JV5 T(I)=RZ(I)

272. DO 650 1=1, К 50 EX(I)=VW(I)/JV i6 IF (NC(7).NE.1) GOTO 6701. (KOD.NE.2) KOD=1 70 RP(7)=0. RP(8)=0. DO 671 1=1,К

273. RP(8)=RP(8)+EX(I) RP(7)=RP(7)+CP(l)*EX(l)/239.005 IF (EX(l).LT.1D-20) EX(l)=0.0 71 RS(I)=EX(I) RP(1)=T(1)/9.86923 RP(2)=T(2)

274. RP(3)=0.8205662D-4*T(2)/DEXP(T(3))1. G(1)=P11. G(2)=P21. (NC(2).EQ.2) GOTO 674 DO 672 1=4,7672 RP(l)=0.0673 M=M-KODI RETURN674 DO 675 1=4,6

275. RP(l)=T(l)/239.005 GOTO 67368 KOD=01. (NC(3).EQ.2.0R.NC(4).EQ.2) GOTO 14 GOTO 8

276. FORMAT(///5X,1H(,A4,E12.5,A4,E12.5,3H ),3X,'Аварий', * 'ноезавершение, код-,И///)

277. FORMAT('+ ',32А1,1Н(,211,1Н)) END

278. SUBROUTINE PP100G (N,NCH,T,A) double precision T,A,S,W,Z DIMENSION T(30),A(30,31)

279. IF (K.EQ.K2) GOTO 7 DO 6 1=1,N S=A(I,K) A(I,K)=A(I,K2)

280. A(I,K2)=S K3=M(K) M(K)=M(K2) M(K2)=K3

281. DO 8 l=KK,N Z=A(I,K)/A(K,K) DO 8 J=K,N1

282. A(j,J)=A(l,J)-Z*A(K,J) DO 11 J=1,N NN=J-1l=N1-J S=0.1. (N.EQ.I) GOTO 10 DO 9 K=1,NN K1=N1-K9 S=A(K1 ,N1)*A(I,K1)+S10 K3=M(I)1. (DABS(A(l,l)).LT.1.0D-30) GOTO 11

283. A(I,N1)=(A(I,N1)-S)/A(I,I)1. T(K3)=A(I,N1)11 CONTINUE RETURN END

284. SUBROUTINE PP100E (EPS,L5,RZ,STR,T,A,NC) DOUBLE PRECISION TASTR,EPS,RZ,W,U

285. DIMENSION T(30),A(930),NC(20),RZ(30),STR(31) *************************

286. ВЫЧИСЛЕНИЕ СТРОКИ КОЭФФИЦИЕНТОВ1. STR(1)=RZ(1)*0.21. STR(2)=200.01. STR(3)=0.51. W=DABS(RZ(3))1. (W.GT.1.0) STR(3)=W*0.51. STR(4)=RZ(4)*0.51. STR(5)=1D+91. STR(6)=1D+-952 DO 56 J=1,61. (DABS(T(J)-RZ(J))-STR(J)) 53,53,5453 W=T(J) GOTO 55

287. IF (T(J).LT.RZ(J)) STR(J)=-STR(J) W=RZ(J)+STR(J)

288. IF (RZ(I)-T(I).LT.3.0) GOTO 58 W=RZ(l)-3.0

289. IF (W.GT.5.0) W=5.0 IF (W.LT.-50.) W=-50. IF (T(I).GT.5.0) T(l)=5.0 U=W-RZ(I)1. RZ(I)=W1. (DABS(W).LT.0.5) GOTO 59 U=DABS(U/W)*0.1 IF (U.GT.EPS) EPS=U59 CONTINUE60 RETURN END

290. SUBROUTINE PP100S (K,S,H,CP,RZ,NC,FR,NFR,FK,TMIN,TMAX) DOUBLE PRECISION T,A,RZ,S,H,CP,RO,U,SS,W,V,Y,1. S1 ,H1 ,CP1 ,A1 ,A2,CP2

291. DIMENSION NC(20),FR(100,9),NFR(100>,FK(9,100),

292. S(100),H(100),CP(100),RZ(100),SS(9) **************************************************

293. Вычисление термодинамических свойствиндивидуальных веществ (компонентов) **************************************************

294. W=DABS(SS(1 )-RZ(2)) V=DABS(SS(2)-RZ(2))1. (V.LT.W) W=V V=DABS(FR(J,1)-RZ(2)) Y=DABS(FR(J,2)-RZ(2)) IF (Y.LT.V) V=Y IF (W.LT.V) GOTO 135 DO 134 J1 = 1,9134 SS(J1)=FR(J,J1)135 CONTINUE

295. IF (RZ(2).LE.SS(2)) GOTO 11 W=SS(2)*1D-41. NC(7)=1

296. IF (RZ(2).GE.SS(1)) GOTO 12 W=SS(1)*1D-41. NC(7)=1

297. S(I)=SS(3)+SS(4)*(1.0+DLOG(W))-SS(5)*W**(-2)+4.0*SS(9)*W+3.0*SS(8))*W+2.0*SS(7))*W H(I)=((((3.0*SS(9)*W+2.0*SS(8))*W+SS(7))*W+

298. SS(4))*W-SS(6)-2.0*SS(5)A/V)*1D+4 CP(I)=SS(4)+2.0*(((2.0*SS(9)*W+SS(8))*3.0*VV+

299. DABS(RZ(2)-FR(J, 1 )).GT. 1.0) GOTO 123 J2=21. DO 122 J1 = 1,9122 SS(J1)=FR(J,J1) GOTO 12123 CONTINUE GOTO 13124 A2=SS(2)-1.01. ((RZ(2)-A2).LT.0.0) GOTO 1251. A1=SS(2)+1.01. GOTO 126125 A1=SS(1)-1.0 A2=SS(1)+1.0

300. Y=(RZ(2)-A 1 )/(A2-A 1) CP2=DABS(H(I)-H1)*0.51. (CP2.GT.CP1) CP1=CP2

301. S(I)=(S(I)-S1)*Y+S1 H(I)=(H(I)-H1)*Y+H1 CP(I)=CP1 J2=1

302. GOTO 13 127 H(I)=H(I)+CP(I)*(RZ(2)-W*1 D+4)

303. S(l)=S(l)+CP(l)*DLOG(RZ(2)*1D-4/W) 13 CONTINUE RETURN END

304. SUBROUTINE PP1 OOF(K,RP,RS,NO,EL,M,NC,G,ESMB,NQUE,NQUE1 ,dt) DIMENSION NC(20),G(2),ESMB(100,3),RP(8),RS(100),

305. Q(13),QQ(4),QD(4),CN(50),R(10,5),NO(M),EL(M),

306. NS(94),QREP(80),SY(3),RSP(3),BB1(50) CHARACTER ES(12,3),SYM(12) CHARACTERS2 CC,CC1(50) EQUIVALENCE (SY(1),SYM(1))

307. DOUBLE PRECISION DQ,A,D,FB,AMu,ALi,A1 ,Qp3,Qp4,Qpot ============================================================0С

308. Вывод результатов расчетов СС

309. Входные параметры: K,RP,RS,NO,EL,M,NC,G,ESMB С К количество компонентов равновесия; С

310. RP значения равновесных параметров; С

311. RS значения концентраций компонентов равновесия С N0 - массив номеров химических элементов по Спериодической таблице С

312. EL массив значений мольного содержания Сэлементов моль/кг. С

313. М количество химических элементов; С

314. NC массив программных констант; С

315. G заданные термодинамические параметры; С

316. ESMB массив имен индивидуальных веществ; С

317. Выходные параметры: NQUE,NQUE1 С

318. NQUE.NQUE1 константы, устанавливающие вывод С результатов на печатающее устройство С ============================================================0

319. DATA Q/' Р'ЛМПА',' V ТК','4Н У[7куб.',

320. M/Kr'/StKA'.^K'/r.KJ'/ltKfl'.WKr'/UtKfl1/ DATA CN /'0717273747576777879',7,7;7-7+7-7A7B7C7D',

321. E'.'F'/G'/H'.T/J'/K'/L'.'M'.'N',07P7Q7R7S7T7U7V7W7X',

322. Y,'Z','','.','-,'Ж','Д',' 7 7 '/

323. NQUE1=0 999 NQUE=1 DO 7 1=3,4 DO 1 J=1,31 QQ(J)=Q(3) QQ(4)=G(l-2)1. (NC(I).NE.1) GOTO 2 QQ(2)=Q(1) QQ(3)=Q(2) GOTO 5

324. IF (NC(I).EQ.2) QQ(3)=Q(4) IF (NC(I).NE.3) GOTO 3 QQ(1)=Q(5) QQ(2)=Q(6) QQ(3)=Q(7)1. GOTO 5

325. IF (NC(I).NE.4) GOTO 4 QQ(1)=Q(8) QQ(2)=Q(9) QQ(3)=Q(10)

326. IF (NC(I).LE.4) GOTO 5 QQ(2)=Q(11) QQ(3)=Q(12)1. (NC(I).EQ.6) QQ(2)=Q(13)

327. IF (I.EQ.4) GOTO 7 DO 6 J=1,46 QD(J)=QQ(J)

328. CONTINUE DO 8 1=1,10 DO 8 J=1,5

329. WRITE (5,103) ((R(I,J),J=1,5),EL(I),I=1,J1) IF (NQUE1.EQ.1) WRITE (6,103) ((R(I,J),J=1,5),EL(I),I=1,J1) IF (M.LE.J1) GOTO 10 J1=M1. (M.GT.8) J1 =8

330. WRITE (5,104) ((R(I,J),J=1,5),EL(I),I=5,J1)1. (NQUE1.EQ.1) WRITE (6,104) ((R(I,J),J=1,5),EL(I),I=5,J1)1. (M.LE.J1) GOTO 10

331. DO 19 1=1,К SY(1)=ESMB(I,1) SY(2)=ESMB(I,2) SY(3)=ESMB(I,3)

332. IF(SYM(12).NE.") GOTO 17 DO 16 J=12,2,-1

333. SYM(J)=SYM(J-1) SYM(1)='' GOTO 1517 KP=KP+1 DO 18 J=1,12

334. ES(J,KP)=SYM(J) RSP(KP)=RS(I)1. (KP.LT.3) GOTO 19

335. WRITE(5,110) ((ES(J,J1),J=1,12),RSP(J 1),J1=1,3) IF (NQUE1.EQ.1) WRITE(6,110) ((ES(J,J1),J=1,12),RSP(J1),J1 = 1,3) WRITE(7,117) ((ES(J,J1 ),J=1,12),J1 = 1,3) WRITE(8,118) (RSP(J1),J1=1,3) KP=0

336. CONTINUE REWIND 7 REWIND 8 REWIND 9

337. READ(9,118) T,V,CP,AM DO 300 j=1,k-1 READ(7,120) CC READ(8,118) BB1.(CC.EQ.' K*C') WRITE (9,118) BB IF(CC.EQ.' H20') WRITE (9,118) BB

338. CONTINUE REWIND 7 REWIND 8 REWIND 9

339. READ(9,118) Tfi,Vk,Cp,AM,AMc,H20 OPEN (UNIT=10,FILE='RESUL') WRITE (10,102) QD,QQ WRITE (10,103) ((R(I,J),J=1,5),EL(I),I=1,J1) WRITE (10,106)

340. WRITE (10,107) (RP(I),I=1,3),RP(5),RP(6),RP(8),RP(4),RP(7) WRITE (10,108)

341. WRITE (5,103) ((R(I,J),J=1,5),EL(I),I=1,J1; WRITE (5,106)

342. WRITE (5,107) (RP(I),I=1,3),RP(5),RP(6),RP(8),RP(4),RP(7)1. WRITE (5,108)1. JJ=1

343. DO 301 J=1,K-1 READ (7,120) CC READ (8,118) BB IF(BB.GT.1E-6) THEN JJ=JJ+1 CC1(JJ)=CC

344. BB1 (JJ)=100*BB/(AM-H20) BBB=100*BB/(AM-H20) < IF(CC.NE.' H20') WRITE(10,121) CC.BBB ELSE GOTO 301 ENDIF

345. CONTINUE REWIND 7 REWIND 8

346. DO 302 J=1,K-1 READ(7,120) CC READ(8,118) BB1.(CC.EQ.' NIO'.OR.CC.EQ.1 N102'.0R.CC.EQ. #' N20'.0R.CC.EQ.' CIO'.OR.CC.EQ. #' H20') THEN WRITE (9,118) BB ELSE GOTO 302 ENDIF302 CONTINUE

347. Расчет энтальпии (Icm) i-ro участка для ограниченного факела OPEN(UNIT=14,FILE='ENTRYLT') READ(14,200) Bg,Tg,Tb,Pbar,Dg READ(14,119) IM

348. READ(14,200) aLf,Qn,Gg,Rg,aLo,Rb

349. OPEN(UNIT=12lFILE=,bxodslg') READ(12,119) I READ(12,122) DX,DQ,a,D,FB OPEN(UNIT=18,FILE-bixodfak') REWIND 1 read(12,119) 11 read(12,122) T,CP1,A1,aad

350. DATA Cs/4.96/,Cb/0.239/,Cg/0.52/,T1/1 ООО/,Е1/0.35/1. TO=Tfi/10001. AMM=1000/AM1.(a.GE.1.0.AND.a.LE.100.0) THEN

351. AMu=(1.664+0.913*TO-0.2*TC)**2)*SQRT(AMM*Tfi)/10**8

352. Ali=Cp*(0.041+0.175*TO-0.015*TO**2)1. ENDIF1.(a.GE.0.1 .AND.a.LT. 1.0) THEN

353. Eg=1-exp(-pok) Ef=((1-E1)**2)*(1-Eg)**2 Ec=(1-Eg)*E 1 +(1 -E1 )*( 1 -Eg)**2 Q1=(T1/100)**4 Q2=(T2/100)**4 Qg=(Tfi/100)**4

354. Qs=E1*(Eg*Qg-(1-Ec)*Q1)/(1-Ef) R1=Rb/Rg

355. QpO=Qn*dq/(Rg*(1 +a*aLo*R1))

356. Qp 1 =(1 +a1 *aLo*R1 )*Cp1*t/(1 +a*aLo*R1)1. Qp2=Cp*Tfi

357. Qp3=4.1868*Cs*fb*Qs/(Gg*(1+a*aLo*R1)) ddT=Tfi-T1

358. Qp4=ANu*Ali*fb*ddT/(d*Gg*(1+a*aLo*R1)) Alev=QpO+Qp1 Prav=Qp2+Qp3+Qp4dd=abs((Alev-Prav)/Alev) Qpot=0.5*Qp2+Qp3+Qp4+0.9*Qp0 Qpot=0.5*Qp2+Qp3+Qp4 READ(1,122) P,ai ai1=aad-Qpot ai1=(ai+ai1)/2 rewind 1

359. READ(9,118) Tfi,Vk,Cp,AM,AMc,H20 READ(9,118) Cn1o,Cn1o2,Cn2o,c1o,h2o Vc=(Vk/AM)*(AM-h2o) print *,AM,Vc

360. Cco=102.6*C10*(Tfi/Vc)*(0.323*a-0.032) Cno2=Cn1o2+1,533*Cn1o+1.045*Cn2o

361. Cnox=168.52*Cno2*(Tfi/Vc)*(0.323*a-0.032)

362. WRITE(10,150) Cnox.Cco Cnox=(46007*Cno2/Vc)*1.11 *(a-0.1) Cnox1=2.054*Cnox WRITE(10,151) Cnox,Cnox1 W=aLo*Rb/Rg1. CM=(1 +A*W)/1000

363. WRITE (5,110) ((ES(J,J1),J=1,12),RSP(J1),J1 = 1,KP) IF (NQUE1.EQ.1) WRITE(6,110) ((ES(J,J1),J=1,12),RSP(J1),J1=1,KP) 20 IF (NC(7).EQ.1) WRITE(5,111)1. (NC(11).NE.O) WRITE(5,112) NC(11) WRITE (5,113)1. (NQUE1.EQ.1) WRITE (6,114) RETURN

364. WRITE (5,115) DO 14 1=1,78 READ (4,101) QREP IF (I.LT.74) GOTO 14

365. WRITE (5,116) (QREP(J),J=1,79)14 CONTINUE REWIND 4 GOTO 11

366. FORMAT(/' Нужно записывать полный состав ?')101 FORMAT (80А1)

367. FORMAT (1X,76(1 H-)/10X,'Заданные значения \4х,ЗА4,'.=',

368. G12.5/10Х,'т.д. параметров : ,,4X,3A4,'.=',G12.5)

369. FORMAT (' Исходный состав рабочего тела ',моль/кг):'/5Х,4(5А1 ,F9.5,3X))

370. FORMAT (5X,4(5A1,F9.5,3X))

371. FORMAT (1X,76(1 H-)/19X,'Параметры равновесного ',состояния занесены в файл')

372. FORMAT (1Х,76(1 Н-)//19Х,'Параметры равновесного ',состояния:'/)

373. FORMAT (6X,'P(Mna)=',G12.5,7X,T(K)=',G12.5,

374. V(Ky6.M/Kr)=',G12.5/2X,' Н(кДж/кг)=',С12.5,иСкДж/кгКС^.б.гх,' М(моль/кг)=',С12.5/11Х,,8(кДж/кг.К))=',С12.5,Зх,'Ср(кДж/(кг.К))=',1. G12.5)

375. FORMAT (19Х,'Содержание компонентов (моль/кг):')

376. FORMAT (19Х,'Содержание компонентов (%,обьемн.(сух)):')

377. FORMAT (/19Х,'Содержание компонентов (моль/кг):'/)

378. FORMAT (1X,3(12A1,1X,G11.5,2X))

379. FORMAT (' ** Внимание! ** Выполняласьэкстраполяция термодинамических свойств.')

380. FORMAT (' ** Внимание! ** Решение результат',осреднения по ',12,' последним итерациям',")113 FORMAT (1Х,76(1 Н-))114 FORMAT (/1Х,76(1 Н-)/)115 FORMAT (23(/>)116 FORMAT (1Х.79А1)117 FORMAT (12А1)118 FORMAT(e11.5)119 F0RMAT(I3)120 FORMAT(A12)

381. FORMAT (3(A12,1X,E11.5,1X))122 FORMAT(f10.4)

382. FORMAT(2x,'Характеристики',i3,'-ro участка факела:1)

383. FORMAT(1x,'alfa<f6.3,1x,'Gg(Kr/4ac)=',f12.4,1x, #'Ср(кДж/кг*К)=',Т8.4,1 x,'Tfi=',f10.4)

384. FORMAT(1x,'Mu(Kr*c/M**2)=',e10.4,1x,'!.t(Kfl>K/(M*4ac*K)=',e10.4)

385. FORMAT(1x,'Pr=',e10.4,1x,'Re-.elOAIx/Ni^'.elO^)

386. FORMAT(2x,'Температура факела', 1x,i3,'-слоя Tfi-1(K)=',f6.1)

387. FORMAT(2x,e10.4,1x,e10.4,1x,f8.4,1x,f8.4,1x,f6.3,2x,i3)

388. FORMAT(2x,'(Tfi-Tfip)=',f6.1)

389. FO RMAT( 1 x, 'Tf-Tfp=',f 10.3,1 x,'Пересчет для 1ст(кДж/кг)=',П0.3)

390. FORMAT(1x,'Tf-Tfp=',f10.3,1x,'Конец расчета для i=',i3;-ro слоя') 136 FORMAT(1x,'Qn=',f10.4,1 x,'dq=',f10.4,1x,'R1 =',f10.4,1 x,'Rg=',f10.4)

391. FORMAT(1x,'31=^10.4,1x,'Cp1=',f10.4,1x,Tfi-1=',f10.4)134 format(1x,,Cg=',f6.4,1x,'Tg=',f6.2,1x,'Cb-,f6.4)135 format(1x,'Cs=',f6.2,1x,'fb=',f8.4,1x,'Qs=',e10.4)

392. FORMAT(1x,'ANu=',e10.4,1x,'ALi=',e10.4,1x,lTfi-Tb=',f10.4,1x, #'d=',f10.4)145 format(1x,'Alev1-,e10.4,1x,'Alev2=',e10.4)146 format(1x,'Prav1 =',e10.4,1 x,'Prav2=',e10.4,1 x/Prav3=',e10.4)

393. FORMAT(1X,,Qp1=',e10.4,1x,'Qp2=',e1u.4,1x,'Qp3=',e10.4J1x, #'Qp4=',e10.4)

394. FORMAT(1 x,'NOx(Mr/M3,15%02)=',e10.4,1 х,'СО(мг/мЗ, 15%02)=',e10.4)

395. FORMAT(1X,'NOx(Mr/M3,a=1,0)=',e10.4,1x,'NOx(ppm,a=1,0)=',e10.4) 200 FORMAT(F12.4)133 STOP END