Помощь в написании студенческих работ
Антистрессовый сервис

Оптимизация геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения топлива и воздуха малоэмиссионной камеры сгорания конвертированного авиационного двигателя

Диссертация: Оптимизация геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения топлива и воздуха малоэмиссионной камеры сгорания конвертированного авиационного двигателя
ДиссертацияПомощь в написанииУзнать стоимостьмоей работы

Однако ввиду больших расходов газа стационарные газотурбинные установки (ГТУ) являются мощными локальными источниками вредных веществ (ВВ), представляющими значительную опасность для прилегающих жилых массивов. Основные экономические и экологические требования к перспективным энергетическим ГТУ приведены в работе. В соответствии с этими требованиями перспективная энергоустановка мощностью более 5… Читать ещё >

Оптимизация геометрических и газодинамических параметров устройства двухступенчатого смешения топлива и воздуха малоэмиссионной камеры сгорания конвертированного авиационного двигателя (реферат, курсовая, диплом, контрольная)

Содержание

  • ГЛАВА 1.
  • ОБЗОР СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ
    • 1. 1. Краткий обзор направлений создания малоэмиссионных камер сгорания конвертированных авиационных двигателей, эксплуатируемых в наземных условиях, и стационарных ГТУ
    • 1. 2. Обзор известных способов пневматического распыливания жидкости
      • 1. 2. 1. Устройства пневматического распыливания жидкости
      • 1. 2. 2. Газодинамические характеристики пневматических форсунок

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

      1.4. Задачи исследования.

      ГЛАВА 2.

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

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

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

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

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

      ГЛАВА 3.

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

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

      3.1.1. Краткое описание экспериментальной установки и ее принципа работы.

      3.1.2. Система измерений параметров потока.

      3.2. Методика обработки экспериментальных данных.

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

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

      3.2.3. Определение пористости проницаемой пластины.

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

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

      3.2.6. Определение среднего эквивалентного диаметра пор проницаемой пластины.

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

      ГЛАВА 4.

      ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК УСТРОЙСТВА ДВУХСТУПЕНЧАТОГО СМЕШЕНИЯ ЖИДКОСТИ И ГАЗА С ПРИМЕНЕНИЕМ ПРОНИЦАЕМОГО ЭЛЕМЕНТА.

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

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

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

      4.3.1. Определение скорости смеси и начального диаметра капель.

      4.3.2. Определение скорости и плотности газа.

      4.3.3. Определение коэффициента расхода проницаемого элемента.

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

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

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

      4.5.2. Анализ полученных результатов,.

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

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

— высокий технический уровень проектирования;

— большая удельная мощность в одном агрегате;

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

— короткое время запуска и выхода установок на номинальный режим;

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

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

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

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

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

— стабилизацией горения бедной TBC с помощью диффузионного факела;

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

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

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

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

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

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

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

Реакции неполного окисления метана протекают в две стадии.

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

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

Реакции кислородной конверсии метана экзотермические.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Распыливание жидкости широко применяется на практике.

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

При пневматическом распыливании жидкости могут ставиться различные задачи:

— увеличить смачиваемую поверхность;

— получить качественную (однородную) смесь жидкости и газа.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Кроме того, необходимо изучить газодинамические параметры устройства:

— соотношение расходов жидкости и газа;

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

ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ.

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

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

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

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

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

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

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

Показать весь текст

Список литературы

  1. Л.С., Банков A.B., Ведешкин Г. К. и др. Возможности улучшения экологических показателей ГТУ путем предварительной конверсии углеводородного топлива // Конверсия в машиностроении. 2002, № 5. С. 84 88.
  2. Г. Г. Газотурбинные и парогазовые установки за рубежом // Теплоэнергетика. 1999, № 1.С. 71 -80.
  3. Биб К.У., Кэрнс К. Д. и др. Разработка технологии каталитического горения для малоэмиссионных промышленных газовых турбин // Труды междунар. конгресса по ГТД. Кобе (Япония), ноябрь 1999. Доклад TS-58. ЦИАМ. Техн. перевод № 15 064. 2000.
  4. Водород. Свойства, получение, хранение, транспортирование, применение // Справ. Под ред. Д. Ю. Гамбурга, Н. Ф. Дубовкина. М.: Химия, 1989. 672 с.
  5. А.М., Бондарева Т. И., Бсренгартен М. Г. Общая химическая технология // Учеб. для техн. вузов. 2-е изд. испр. и доп. М.: Высш. шк., 1990. 520 с.
  6. И.И. Способы и устройства очистки газов энергоустановок // Учебн. пособие для вузов. М.: «Информ-Знание», 2001. 352 с.
  7. И.И. Численные методы решений экологических задач // М.: «Информ-Знание», 2002. 368 с.
  8. И.И., Емин О. Н., Кутыш Д. И. Новые нетрадиционные подходы к решению экологических проблем двигателей летательных аппаратов, эксплуатируемых в наземных условиях //Конверсия в машиностроении. 2001, № 4. С. 75 85.
  9. И.И. Способ смешивания жидкости и газа // Патент РФ № 2 104 764, 1998, БИ. № 5.
  10. Электростанция в каждом дворе. // Оборудование, 2001, № 8(56).
  11. Г. Г. Газотурбинные и парогазовые установки за рубежом // Теплоэнергетика, 1999, № 1. С. 71 80.
  12. Состояние и перспективы развития электроэнергетики в странах мира. // ОИР, 2002, № 3.
  13. Б. Куров. В XXI век на экологически чистом автомобиле. НАМИ, 2002.
  14. Доклад «Энергия для завтрашнего мира. Время действовать» (МИРЭС, 2000).
  15. В., Солонин В., Дульнев А. Перспективы развития газотурбинных двигателей // Газотурбинные технологии, 2000, № 2. С. 4 8.
  16. В.Г., Марчуков Е. Ю., Федоров С. А. и др. Опыт создания и доводки малоэмиссионной камеры сгорания ГТУ АЛ-31СТ // Изв. вузов. Сер. «Авиационная техника», 1998, № 3. С. 39 42.
  17. Е., Орлов В., Павлов В. Разработка малоэмиссионных камер сгорания для ГТУ авиационного типа // Газотурбинные технологии, 2001, № 6. С. 6 11.
  18. Биб К.У., Кэрнс К. Д. и др. Разработка технологии каталитического горения для малоэмиссионных промышленных газовых турбин // Труды междунар. конгресса по ГТД. Кобе (Япония), ноябрь 1999. Доклад TS-58. ЦИАМ. Техн. перевод № 15 064. 2000.
  19. Л.С., Банков A.B., Ведешкин Г. К. и др. Возможности улучшения экологических показателей ГТУ путем предварительной конверсии углеводородного топлива // Конверсия в машиностроении, 2002, № 5, С. 84 88.
  20. И.И., Кутыш Д. И. К вопросу предварительной подготовки топливовоздушной смеси при конверсии углеводородного топлива для малоэмиссионной ГТУ // Конверсия в машиностроении, 2003, № 6. С. 55 67.
  21. Р. Концепция создания низкоэмиссионной камеры сгорания. Газотурбинные технологии, 2000, № 4. С. 16 19.
  22. Р. Горелочное устройство. Патент РФ № 2 137 042.
  23. В.А., Тумановский А. Г. Газотурбинные двигатели и защита окружающей среды. Киев. Техника. 1983.
  24. М.Н., Тумановский А. Г. Перспективы создания высокотемпературных малотоксичных камер сгорания стационарных ГТУ // Газотурбинные технологии, 2002, № 6. С. 38−40.
  25. В.Р. Газотурбинные установки и проблема вредных выбросов в атмосферу И Теплоэнергетика, 2003, № 8. С. 73−78.
  26. А.Г., Сударев A.B., Захаров Ю. И. и др. Сжигание жидкого топлива во встречно-закрученных струях кольцевой камеры сгорания // Теплоэнергетика, 1986, № 3.
  27. Д.Г., Галустов B.C. Основы техники распыливания жидкости. -М.: Химия, 1984. 256 с.
  28. Фридман И.А.и др. A.c. 614 821, 1978, БИ№ 26, с. 28.
  29. C.B., Пешков М. И., Маликов В. Ф. Способ смешения жидкости и газа. Пат. РФ № 2 193 915. В01 F3/04. 10.12.2002.
  30. Smidt Р. Zerteilen von Flussigkeiten in gleich grobe Tropfen. Cheme Ingenieur Techniks, 1967, heft 5/6, p. 375−376.
  31. Gosele W. Flussigkeitszerteilung durch Rotieren-de porose Korpee. Cheine Ingenieur Techniks, 1968, heft ½, p. 37−43.
  32. B.H. Гидродинамика потоков в пористых вращающихся распылителях жидкости. Канд. дисс. Казань, КГТУ, 1997. 205 с.
  33. Ф.М. Устройство для насыщения жидкостей газами. Пат. РФ № 2 178 728. В01 F3/04. 27.01.2002 г.
  34. Испарительное устройство. Пат. РФ № 2 006 645, ИР № 3. 1997. С. 13.
  35. A.A. Разработка и исследование пористых вращающихся распылителей жидкостей. Канд. дисс. Казань, КХТИ, 1983. 216 с.
  36. В.Г., Бирюков В.И. A.c. 897 306. 1982, БИ № 2, с. 68.
  37. И.И. Способ смешивания жидкости и газа // Патент РФ № 2 104 764, 1998, БИ. № 5.
  38. JI.B., Морошкин М. Я. Форсунки для распыливания тяжелых топлив. М.: Машиностроение, 1973. 200 с.
  39. Weiss M., Worsham С.- Chem. Eng. Sei., 1960, vol. 12, p. 24−26.
  40. И.Н. Обобщение результатов измерений мелкости распыливания топлива механической и воздушно-механической форсунками центробежного типа.- Тр. КАИ им. А. Н. Туполева. Казань, 1969, вып. 2.
  41. A.B., Макаров В. В. Теплоэнергетика, 1979, № 6, С. 25 — 31.
  42. JI.A. и др. Распыливание жидкости форсунками. M.: Госэнергоиздат, 1962.264 с.
  43. .Ф., Шваб В.А. В кн.: Исследование процессов горения топлива. М. — Л., Госэнергоиздат, 1958. 118 с.
  44. В.А. и др. Распыливание жидкостей. М.: Машиностроение, 1967. 208 с.
  45. И.И., Емин О. Н., Кутыш Д. И. Новые нетрадиционнее подходы к решению экологических проблем двигателей летательных аппаратов, эксплуатируемых в наземных условиях //Конверсия в машиностроении, 2001, № 4. С. 75 85.
  46. A.A. Разработка и исследование пористых вращающихся распылителей жидкостей. 05.17.08. Казань, 1983. -216 с.
  47. В.К., Халатов A.A. Теплообмен, массообмен и гидродинамика закрученных потоков в осесимметричных каналах.- М.: Машиностроение, 1982. 200 с.
  48. И.И., Кутыш Д. И. К вопросу предварительной подготовки топливовоз-душной смеси при конверсии углеводородного топлива для малоэмиссионной ГТУ // Конверсия в машиностроении, 2003, № 6. С. 55 67.
  49. Г. Н., Гиршович Т. А., Крашенинников С. Ю. и др. Теория турбулентных струй // М.: Наука, 1984. 716 с.
  50. E.H. Рабочие процессы в охлаждаемых турбинах газотурбинных двигателей с перфорированными лопатками // М.: Машиностроение, 1987. 160 с.
  51. В.И., Голубев В. А., Макаров И. С. Расчет систем струй в сносящем потоке // Тр. МАИ. Вып. 248. М.: Изд-во МАИ, 1972. С. 112 125.
  52. И.И. Расчет траектории плоской струи в сносящем потоке, ограниченном круговым каналом // Темат. сб. научн. трудов «Методы математической физики и задачи механики сплошных сред» / МАИ. М., 1988. С. 33 — 40.
  53. И.И. Численные методы решений экологических задач // М.: «Информ-Знание», 2002. 368 с.
  54. Э. Справочник по обыкновенным дифференциальным уравнениям // М.: Наука, 1976. 576 с:
  55. Коллатц JL Численные методы решения дифференциальных уравнений // М.: ИЛ, 1953.
  56. Г. С. Расчет струи в сносящем потоке // Изв. вузов, Авиационная техника, 1966, № 2. С. 100 104.
  57. Дж.У., Голдстейн Р.Дж. Взаимодействие подогретых струй со сносящим потоком // Теплопередача. Т. 93, № 4 / Пер. с. англ. М.: Мир, 1971. С. 41 50.
  58. Справочник по теплообменникам: в 2-х т. Т.1 / Пер. с англ. под ред. B.C. Петухова,
  59. В.К. Шикова. М. Энергоиздат, 1987. 560 с.
  60. ЮЛ., Полнев В. М. Теплообмен в пористых структурах: современное состояние и основные направления исследований // Теплоэнергетика, 1996, № 1. С. 62 70.
  61. Ю.А., Корнеев Ю. А. О переносе тепла и массы в дисперсной среде // ПМТФ, 1974, № 4. С. 79 87.
  62. Ю.А., Корнеев Ю. А., Щелнкова И. Н. О переносе тепла и массы в дисперсном потоке // ИФЖ, 1976, Т. 30, № 6. С. 979 985.
  63. Физика внутреннего теплообмена в неоднородных пористых средах / Поляев В. М., Галицейский Б. М., Можаев А. П., Ложкин А. Л. // Тр. I Российской национальной конференции по теплообмену, М., 1994, Т. VII. С. 167 172.
  64. И.И., Рыбаков В. В., Кутыш А. И. О реальной возможности создания экологически чистых дизельных двигателей с помощью фильтров нового поколения // Конверсия в машиностроении, 2002, № 2. С. 71 79.
  65. И.И., Кутыш А. И. Новые металлокерамические фильтры для очистки газов дизельных двигателей и их гидравлические характеристики // Конверсия в машиностроении, 2002, № 4. С. 32 37.
  66. П.П. Расходомеры и счетчики количества: Справочник. 4-е изд., пере-раб. и доп. Л.: Машиностроение. 1989. 701 с.
  67. Ergun, S., and Orning, А.А. Fluid Flow through Randomly Packed Columns and Fluid-ised Beds // Ind. End. Chem. 1949, vol. 41. P. 179.
  68. Kays, W.M., and London, A.L., Compact Heat Exchangers, McGraw Hill, New York, 1964.
  69. А.Д., Краснов Н. С. Гидравлические сопротивления сеток с квадратными ячейками // Водоснабжение и сантехника, 1967, № 9.
  70. Zaj ас L. J. Droplet breakup in accelerating gas flows. NASA CR-134 478, 1973.
  71. Falk A.Y. Coaxial spray atomiznlion in accelerating gas stream. NASA CR-134 825, 1975.
  72. Zajac L.J. Droplet breakup in gas flows. NASA CR-134 479, 1973.
  73. Rabin E., Schallenmuller A.R., Lowhead R.B. Displacement and scattering of propellant droplets AFOSR TR-60−75, 1960.
  74. Dickerson R.A., Coultas T.A. Breakup of droplets in an accelerating gas flow. AIAA Paper, 1966, N611.
  75. M.C. Исследования дробления капель в газовом потоке. Докл. АН СССР. 1949, т. XVIII, № 2, с. 237 — 240.
  76. Hanson A.R., Domich E.G., Adams H.S. Shock tube investigations of the breakup of drops by air blasts. Phys. of Fluids, 1963, vol. 6, N 8, p. 1070 — 1080.
  77. Haas F.S. Stability of droplets suddenly exposed to a high velocity gas stream. AIChE J., 1964, vol. 10, N 6, p. 920 — 924.
  78. Luna R.E., KJikov W.A. On aerodynamic breakup of fluid drops. SC-RR-66, 1966.
  79. Hinze J.O. Critical speeds and sizes of liquid globules. J. of Appl. Phys., 1949, vol. 1, p. 273 — 288.
  80. Lane W.R. Scatter of drops in streams of air. Ind. and Eng. Chemistry, 1951, vol. 43, N 4, p. 1312- 1317.
  81. Hassler G. Untersuchung zur Zersforung von Wassertropfen durch aerodynamische Krafte. -Forsch. Ing. Wes., 1972, vol. 38, N 6, p. 183 192.
  82. Morrel G. Critical conditions for drop and jet scattering, NASA TND-677, 1961.
  83. .Е., Губин C.A., Паламарчук Б. И., Когарко С. М. Особенности разрушения жидких капель при высоком давлении газа. ПМТФ, 1975, № 4, С. 61 — 66.
  84. А.А., Гельфанд Б. Е., Губин С. А. и др. Усиление слабых ударных волн в горящей двухфазной системе жидкость газ. — ПТМФ, 1970, № 1, С. 168 — 173.
  85. .Е., Губин С. А., Когарко С. М. Разновидности дробления капель в ударных волнах и их характеристики. ИФЖ. 1974, т. 27, N 1, С. 120 — 126.
  86. Waldman G.D., Reinecke W.G. Experiments on water drop breakup behind Mach 3 to 12 shocks Avco Corp. AVATD 0172−69-RR, 1969.
  87. Waldman G.D., Reinecke W.G. Shock layer scattering of cloud drops in reentry flight. -AIAA-paper, 1975, N 152.
  88. Engel O.C. Studies of Droplet breakup. J. Res. of NBS, 1958, vol. 60, N 3, p. 245 — 280.
  89. Williams F.A. Atomization processes and ignition criteria for supersonic combustion Astr. Acta, 1970, vol. 15, N 5 — 6, p. 547 — 557.
  90. Ю.А., Тишин А. П. Экспериментальное исследование дробления капель при низких значениях чисел Рейпольдса. МЖГ, 1971, № 2, С. 182 — 186.
  91. В.П. Экспериментальное исследование дробления капель жидкости в условиях постоянного нарастания внешних сил. МЖГ, 1975, № 3, С. 174 — 178.
  92. Harper E.Y., Chang I.D., Grube G.W. A unified theory of raindrop breakup. Proc, 8-th Int. Shock Tube Sympos., 1971, p. 63/1 — 63/13.
  93. Simpkins P.G. On the distortion and breakup of suddenly accelerated droplets, AIAA-paper, 1971, N325.
  94. Simpkins P.G., Bales E.L. Water drop response to sudden accelerations. J. Fluid Mech., 1972, 55, pt. 4, p. 629 — 639.
  95. Korner W. Das Verhalten von Flussigkeittropfen in Gasstrahlen hoher Geschwindigkeiten, -Acta Mechanics, 1972, vol. 13, N 200, p. 87 115.
  96. Lamb H. Hydrodynamics, Dover Publications. N. Y., 1932.
  97. В.Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: Физматгиз, 1956.
  98. М.С., Липатов А. С. Деформация и дробление капель в потоке газа, -ИФЖ, 1970, 25, № 5. с. 838 844.
  99. Ranger А.А. Shock wave propagation through a two-phase medium. Astr. Acta, 1972, vol. 17, N 4 — 5, p. 675−683.
  100. Jaarsma F., Derksen W. Shock tube techniques for fuel droplet combustion studies. NLR Rep. MP-252, 1967.
  101. Ю.И. Центробежные форсунки. Л.: Машиностроение, 1976. 168 с.
  102. Ю.Д., Ягодкин В. И., Бородин В. А. О дроблении сферической капли в газовом потоке. ПМТФ, 1962, № 1.
  103. Isshiki N. Theoretical and exprimenlal study of atomization of liquid drop at high speed gas stream. Rept. Trans. Techn. Research. Inst., 1959, No. 35.
  104. Hamilec A.E., Johnson A.J. Viscous flow around fluid spheres at intermediate Reynolds number (I). Canadian J. Chem. Engng, 1962, vol. 40, No. 2.
  105. Ф. С. Волгин Б.П. Качественная картина движения жидкости в ускоряющемся газовом потоке. Инж.-физ. ж., 1965., т. 9, № 6, стр. 703.
  106. М.С. О дроблении капель жидкости в потоке воздуха. ДАН СССР, 62, № 3,1948.
  107. И.А., Кочин Н. Е., Розе Н. В. Теоретическая гидромеханика, ч. 1. М., ГИФМЛ, 1963.
  108. Л.А. Инженерный журнал, т. XVIII, № 2, 1949.
  109. .В., Белый С. А., Беспалов И. В., Бородачев В. Я., Волынский М.С.,
  110. А.Г. Физические основы рабочего процесса в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. М., «Машиностроение», 1964.
  111. Г. Н. Теория турбулентных струй. М., Физматгиз, 1960.
  112. В.А., Дитякин Ю. Ф., Клячко Л. А., Ягодкин В. И. Распыливание жидкостей.
  113. М., «Машиностроение», 1967. 263 с.
  114. К.А., Истратов А. Г., Либрович В. Б. Изв. АН СССР. МЖГ, № 1,1969.
  115. А.А., Гельфанд Б. Е., Натанзон М. С., Коссов О. М. О режимах дробления капель и критериях их существования //ИФЖ, 1981. Т. 40. № 1. С. 64 70.
  116. А.А., Палатник И. Б. Экспериментальное определение критического значения критерия Вебера при дроблении капель в ускоряющихся потоках газа, в квази46.
Заполнить форму текущей работой

Сессия? Спокойно!