«Основная профессиональная образовательная программа послевузовского профессионального образования (аспирантура) 05.07.05 Тепловые, электроракетные двигатели, и энергоустановки летательных аппаратов ОБРАЗОВАТЕЛЬНЫЙ ...»

0, Рис. 1.1. Сравнительные характеристики смесителей для кислородно-водородного Для ЖРД дальнейшее развитие связывают с повышением давления в камере сгорания /168 /, а для РДМТ на тех же H 2 O2 предпочтение отдается низким давления в камере сгорания (100...200кН/м), так как в этом случае используется естественный наддув баков, а в качестве ресиверов могут служить основные баки без дополнительной аппаратуры. Это компенсирует некоторое снижение удельных характеристик ( I у.п. 3800 м / с ) /67/. Однако, даже при низких давления отмечаются трудности, связанные с охлаждением. Требование большого ресурса, предъявляемого к РДМТ, а тем более промышленным генераторам, делает необходимым обеспечение не только достижения установившегося теплового режима, но и длительной работы материала конструкции на этом режиме.

Увеличение же температуры стенки существенно сокращает ресурс двигателя, что хорошо видно на примере двигателя R-4D (программа «Apollo») – рис. 1.2 /27/.

Поэтому допустимый уровень температуры конструкции при одинаковом материале в промышленных генераторах ниже, а расход охладителя должен быть выше, чем у РДМТ. Это же обстоятельство приводит даже для РДМТ, к выбору 0,3...0,32 /67/, хотя с учетом энергомассовых характеристик аппарата в целом оптимальное сдвигается в сторону больших величин. С уменьшением размерности двигателя проблема охлаждения обостряется. Меньшая эффективность регенеративного охлаждения при малых располагаемых расходах H 2 приводит к необходимости увеличения подачи водорода в пленочную завесу, что в свою очередь, приводит к дополнительным потерям. Этот факт хорошо иллюстрируется экспериментальными данными работы /167/, где снижение тяги с 2400Н до 800Н привело к уменьшению I у.п. на ~9 % даже при относительно высоких тягах (рис. 1.2). Аналогично влияет на потери и увеличение К m, так как при постоянном расходе с ростом К m располагаемый расход H 2 уменьшается, а Tк возрастает, что вызывает необходимость интенсификации пленочного охлаждения и соответственно, дополнительные потери.

Определенные возможности в этом плане представляет противоточная схема смесеобразования, примененная фирмой «Белл» в кислородно-водородном РДМТ тягой 223Н (рис. 1.3а) /100/. Она удачно сочетает требования к наличию устойчивого пристенка в камере сгорания и экономичности двигателя. В то же время ее возможности ограничиваются эффективностью регенеративного охлаждения критического сечения, так как в наиболее напряженном участке по существу никакого пристенка нет. Здесь возможны очень высокие тепловые потоки, которые снижают лишь за счет регенеративного охлаждения, что делает эту схему неприемлемой для РДМТ с малым расходом H 2.

В камерах тягой не менее 500Н, наиболее широко использующихся в системах управления, охлаждение возможно лишь за счет пристеночного слоя (иногда в совокупности с емкостным), однако существует еще возможность организации пристенка специальными форсунками. Первые двигатели этого класса имели систему смесеобразования, аналогичную жидкостным прототипам.

Рис. 1.3. Схемы смесеобразования РДМТ на газообразном топливе:

а) противоточная; б) с шатровой головкой; в) прямоструйная; г) с распределением подачи компонента по длине камеры; д) с закруткой от форсуночной головки.

Компоненты подавались в камеру сгорания через центробежные форсунки. Такая схема оказалась неприемлемой из-за недостаточно эффективного внутреннего охлаждения. Камеры могли работать либо с принудительным охлаждением водой, либо при ~0,08.

Схема камеры тягой 100Н с шатровой головкой приведена на рис. 1.3б. Пристенок организовывался набором периферийных струйных форсунок по аналогии с полноразмерными двигателями. Однако и эта схема не обеспечила охлаждения, особенно докритической части сопла. Подобные схемы широко распространены и за рубежом /42, 55/.

Общим недостатком струйных смесителей является сложность подбора диаметров форсунок в условиях слабой разработанности теории этого вопроса и чрезмерная чувствительность таких схем к отклонениям как конструктивных, так и режимных параметров.

В камерах тягой менее 10Н организация пристенка еще более усложняется, так как величина расхода H 2 и конструктивные соображения не позволяют выделить для этой цели специальные форсунки. Организация смешения компонентов и охлаждения стенок одним смесителем в условиях малых линейных размеров приводит к наличию существенных потерь в таких камерах. Так в разработанной фирмами «Марквардт» и «Эллис Чалмерс» установке, содержащей электролизер для получения газообразных H 2 O2 и двигатель с номинальной тягой 4,5Н, удельный импульс тяги составляет 3320м/с /49/. Сведения о тепловом состоянии в инструкции не приводятся.

Попытка организации рабочего процесса в двигателе номиналом 1...10Н с помощью коаксиального смесительного элемента содержится в работе /169/.

Основное внимание здесь уделялось исследованию влияния форсунок смесителя на удельные параметры и тепловой режим двигателя. Выбранная схема (рис. 1.3в) представляет собой, по существу, единичный смесительный элемент полноразмерного ЖРД (рис. 1.1), а его дополнительная профилировка приводит к скрещиванию векторов скоростей окислителя и горючего аналогично триплетной схеме. Отсутствие специальных мер по обеспечению устойчивости пристенка приводит к быстрому его разрушению при незавершенности основных процессов преобразования компонентов, что вызывает большие потери (рис. 1.4). В то же время экспериментальное подтверждение удовлетворительного теплового состояния конструкции отсутствует, приводятся лишь расчетные данные: 970К после 120с работы.

';

В середине 60х годов разрабатывались ракетные двигатели на газообразном кислородном и пропане тягой 0,25...2Н, которые испытывались также на кислороде и водороде. Особенность этих двигателей состоит в том, что смешение компонентов организуется с помощью струйных форсунок, расположенных на боковой поверхности камеры таким образом, что вблизи рабочей зоны свечи и стенок камеры образуется зона пониженной температуры (рис. 1.3г). Аналогичные схемы с дожиганием горючего во вторичной зоне в работе /101/ предлагается использовать при значительном избытке одного из компонентов.

В работе /158/ описан двигатель, форсунка-воспламенитель которого была разработана и изготовлена фирмой «Aerojet Techsystem Company» по прямоструйной схеме. Двигатель тягой 200Н работает в диапазоне 0,125...0,625 при давлении в камере 966...2829 кПа. Внутреннее охлаждение обеспечивалось подачей горючего по стенкам камеры. Рассматривался и вариант камеры сгорания с регенеративным охлаждением одноканального и проточного типа. И хотя максимальная длительность испытаний в последнем случае составила всего 50с при коэффициенте избытка окислителя 0,31 из-за высокой температуры конечной части головки камеры, тем не менее, низкий уровень температур в критическом сечении дает возможность оптимизировать регенеративное охлаждение с точки зрения температуры охладителя. Другой путь обеспечения длительной работы двигателя реализован применением рениевой камеры, которая позволила обеспечить непрерывный режим 2800с при температуре 1093...1816°С. однако сведения о величине расходного комплекса не приводятся.

Это направление развивается в работе /91/, где наряду с внутренним охлаждением используются сопла из вольфрама, тантала, ниобия 59 и БСГ-30 на основе графита, предназначенные для кратковременной работы. Для этих же целей используются тепловые мосты из высокотеплопроводных материалов, например, меди /102/ или ZrN, MaSi2, WSi2, HfN, HfSi2, и материалов с высокой теплопроводностью позволяет обеспечить длительности включения двигателя до 10000с /91/, однако при этом необходим отвод тепла от головки камеры порядка 50...100Вт, а от камеры двигателя ~250...500Вт. Основным местом разрушения при этом является минимальное сечение сопла /91/.

Рассматриваются также схемы пленочного охлаждения с помощью впрыска компонентов в трансзвуковую часть сопла или камеру сгорания через щели или пористые элементы /104/. Такие схемы целесообразны только при больших расходах компонентов, то есть при уровнях тяг выше 100Н, на непрерывных режимах работы.

Начиная с середины 60х годов, систематические исследования РДМТ на газообразных H 2 O2 проводятся в лаборатории микроэнергетики СГАУ /7, 53, 56, 73,111, 122, 137, 138, 153/. Разработанная здесь схема смесеобразования (рис. 1.3д) обеспечивает и высокие удельные параметры, и приемлемое тепловое состояние конструкции камеры номиналом 3Н. Компоненты поступают в камеру сгорания через форкамерные и основные форсунки. В форкамеру поступает небольшая часть компонентов (1...5% от общего расхода), которые воспламеняются свечой электроэррозионного типа. Для обеспечения теплового режима свечи коэффициент избытка окислителя выбирается небольшим, но достаточным для надежного воспламенения. Генерируемый свечой единичный искровой разряд возбуждает горение компонентов топлива в форкамере, существующее затем автономно на протяжении всего времени поступления топлива. Устойчиво существующий в форкамере фронт пламени, чему в значительной степени способствует низкая расходонапряженность последней, обеспечивает постоянный выброс продуктов сгорания через соединительный канал в основную камеру. Остальная часть топлива поступает в камеру сгорания через тангенциальные форсунки, закручивающие потоки компонентов в одном направлении, причем водород подается на стенки камеры для охлаждения. Общий уровень потерь на непрерывных режимах работы этих РДМТ при тяге 3Н составляет 8...9% по сравнению с 14...23% у камеры со струйным смесителем и тягой 10Н /170/ (рис. 1.4).

Изделие имеет также высокие динамические характеристики, практически недостижимые для РДМТ на жидких компонентах. Так, при длительности включения всего 0,015с экспериментально определенная величина среднеинтегрального расходного комплекса составляет 1600м/с /122, 137/.

Совокупность основных конструктивных параметров этой схемы, обеспечивающая наилучшие характеристики рабочего процесса, была найдена экспериментально /122/.

Интенсификация горения с помощью закрутки компонентов предлагается и в работе /105/. Горение горючего с воздухом осуществляется в две ступени: вначале у входного торца камеры обеспечивается избыток горючего, а затем газовая смесь дожигается на другом участке цилиндрического канала, в который через расположенные в виде кольцевого ряда отверстия подается дополнительный расход окислителя. Схема близка к схеме камеры сгорания ВРД и может быть использована только при больших коэффициентах избытка окислителя.

В работе /106/ для уменьшения отношения длины камеры сгорания к ее диаметру D применена закрутка компонентов топлива. Она позволила уменьшить отношение L/D с 2,8 до 0,125. Закрутка топлива в работах /107, 109/ наряду с интенсификацией процесса горения обеспечила надежную защиту стенки камеры и позволила ограничиться только внутренним охлаждением.

Интересная схема организации рабочего процесса в камере РДМТ описана в /108/.

Здесь приводятся некоторые варианты конструктивного исполнения камеры двигателя с различным количеством и расположением каналов, подводящих компоненты топлива. Один из вариантов показан на рис. 1.5. Задняя стенка камеры сгорания снабжена соплом 1. ось сопла совпадает с осью камеры, а площадь минимального сечения значительно меньше площади стенки. Через каналы 2 и осуществляется тангенциальный подвод компонентов топлива в камеру сгорания у задней стенки. Это обеспечивает их закрутку и активное перемешивание.

Осуществляется охлаждение трансзвуковой части путем передачи тепла от стенки к вращающейся топливной смеси.

Рис. 1.4. Сравнительная экономичность прямоструйной на тягу 10Н (1) и с закруткой от форсуночной головки на тягу 3Н схем смесеобразования.

Рис. 1.5. Схема смесеобразования газообразного топлива с закруткой от сопла: 1 – сопло;

2, 3 – тангенциальные каналы окислителя и горючего.

Камера сгорания выполнена в форме конуса с углом раствора к передней стенке.

Это позволяет закрученным по стенке компонентам топлива, перемешиваясь, двигаться к передней стенке камеры. Степень закрутки при движении снижается. В центре камеры происходит интенсивное выгорание топливной смеси.

Образующиеся продукты сгорания движутся уже в противоположном направлении к соплу 1. Закрутка потоков, несомненно, интенсифицирует процесс перемешивания компонентов топлива и обеспечивает высокую полноту сгорания.

Однако при таком способе организации внутрикамерного рабочего процесса будут сильно перегреваться боковая и особенно передняя стенки камеры сгорания, а также сопло.

Таким образом, закрутка компонентов с целью интенсификации процессов их смешения, а в ряде случаев и охлаждения стенок, успешно используется в схемах РДМТ на газообразных компонентах топлива. Однако ни в одной из перечисленных работ не приводятся методы поиска наилучших решений для схем, использующих закрутку потоков компонентов топлива, в то время как именно закрутка принципиально отличает одну из наилучших схем (рис. 1.3д) от приведенной в /169/ (рис. 1.3в) прямоструйной схемы, дающей существенно худшие характеристики (рис. 1.5).

Рабочий процесс и конструктивные схемы химических генераторов концентрических потоков энергии Основным элементом, общим для различных ГСС, является камера сгорания.

Проблемы создания камер сгорания применительно к РДМТ и промышленным генераторам имеют много общего. В большинстве разработок таких генераторов используется опыт создания ракетных или воздушно-реактивных камер, работающих на твердом, жидком или газообразном топливах/9, 10…22, 25, 26, 29, 30, 31, 33, 34, 36, 40, 48, 59, 61, 63, 64, 65, 81, 95...99, 127, 136, 144, 164, 165, 166/.

в США для резки материалов предложена малогабаритная камера сгорания /108/, работающая на твердом горючем типа полиметилметакрилат 4 и кислороде, выделяющемся из кислородосодержащей смеси 3 (рис. 1.6).

Рис. 1.6. Генератор на твердом топливе. 1 - разгрузочный клапан, 2 – корпус, 3 – заряд твердого окислителя, 4 – заряд твердого горючего, 5 – сопло.

Такая камера генерирует продукты сгорания со сверхзвуковой скоростью истечения, высокой температурой (2033К), на выходе из сопла 5 и дальнебойностью 75…100мм. устройство, в состав которого входит камера сгорания, используется для резки сталей толщиной 9,5 мм с довольно высокой скоростью 11 мм/с. Однако, устройство имеет весьма ограниченную область применения, преимущественно в аварийно-спасательных работах, из-за небольшого времени функционирования, определяемого запасом горючего в заряде.

Использование жидкофазных компонентов широко распространено в космической энергетике и, по-видимому, вряд ли выйдет за ее пределы. это связано с тем, что для других технологических применений наиболее характерный расход рабочего тела 1…5г/с определяет диаметр форсунок жидких компонентов порядка 0,1мм с известными технологическими и эксплуатационными проблемами. Кроме того, возникают принципиальные трудности организации внутреннего охлаждения стенок камеры, необходимого для реализации длительных режимов работы в течение десятков и даже сотен часов. в связи с этим жидкое топливо не нашло применения в ГСС /142/.

Наибольшее применение в промышленных генераторах нашли топливные композиции из газообразного окислителя и газообразного или жидкого горючего.

Последнее направление интенсивно развивается в Харьковском авиационном институте, МГТУ им. Э.Н. Баумана и других организациях. в этих генераторах можно выделить два характерных типа схем организации рабочего процесса.

1. При использовании в качестве окислителя воздуха смесеобразование в генераторах, их охлаждение, воспламенение топлива и стабилизация фронта пламени организуется подобно камерам ВРД / 33, 34, 40, 48, 58, 59, 61, 63,64, 65, 81, 127/.

2. Использование в качестве окислителя газообразного кислорода значительно поднимает теплонапряженость камеры и приводит к необходимости организации смесеобразования и охлаждения подобно камерам РДМТ /25, 26, 144 /.

Характерная схема генератора газовых струй с использованием сжатого воздуха в качестве окислителя приведена в /127/. По способу выполнения охлаждающего тракта такие генераторы делятся на два типа: с регенеративным охлаждением и открытой охлаждающей системой. В последнем случае воздух после омывания нагретых поверхностей камеры сгорания и сопла истекает через специальные отверстия в окружающее пространство, причем потребный по условиям охлаждения расход воздуха достигает 70% от его количества, участвующего в горении и формировании газовой струи. Генераторы с регенеративным охлаждением благодаря использованию в рабочем процессе нагретого в охлаждающем тракте воздуха обеспечивают более высокие параметры генерируемой струи и являются более экономичными.

Такой генератор (рис. 1.7) состоит из фронтального устройства 1, в центре которого расположена форсунка горючего 2,камеры сгорания 3, дефлектора 4, кожуха 5 и реактивного сопла 6. В большинстве случаев фронтальное устройство представляет собой лопастной завихритель, обеспечивающий ввод в камеру сгорания 20% всего поступающего в генератор воздуха для получения максимально возможных относительных скоростей топливных компонентов в зоне смесеобразования. Остальная часть воздуха является охлаждающей. Он протекает по каналу между кожухом 5 и дефлектором 4, омывает сопло 6 и возвращается по зазору между дефлектором 4 и камерой 3. В камере выполнены радиальные отверстия, расположенные в поясах 1…7, через которые вторичный воздух постепенно поступает в камеру сгорания и участвует в горении.

Рис. 1.7. Бензовоздушный генератор с регенеративным охлаждением. 1 –фронтальное устройство, 2 – форсунка горючего, 3 – камера сгорания, 4 – дефлектор, 5 – кожух, 6 – В работах /58, 81, 144/ предлагается оценивать эффективность этих малогабаритных генераторов энергетическим КПД :

или полнотой тепловыделения.

Длительная доводка таких генераторов, преимущественно на топливе бензин+воздух, позволила получить в наиболее удачных конструкциях жаровых труб с комбинированным подводом вторичного воздуха (радиальнотангенциальным) достаточно высокий уровень полноты тепловыделения к =0,7…0,9 (рис. 1.8) /127/. Однако перевод отработанной конструкции на керосин вызывает значительные трудности и требует большого объема эксперимента /81/.

Это связано с тем, что к таким генераторам предъявляют ряд жестких, иногда противоречивых требований /58/, вытекающих из условий их эксплуатации:

Qv 0,7...1,0 кВт/м Па ;

- высокая полнота тепловыделения на всех режимах;

- надежный запуск в диапазоне изменения температуры окружающей среды от С до +45°С;

- простота конструкции;

- обеспечение необходимого ресурса.

Создание малогабаритных генераторов затруднено тем, что в камерах сгорания не удается достичь качественного смесеобразования в широком диапазоне рабочих режимов из-за низкой поперечной расходонапряженности (1,2…4 г/см с, в то время как у полноразмерных камер сгорания ВРД 20…50г/ см с). Малые расходы компонентов через генератор обуславливаю низкие относительные скорости газов в начале камеры сгорания и некачественное смесеобразование, определяющее полноту сгорания и другие энергетические характеристики генератора /58/.

Решение этой проблемы во всех известных работах, в том числе /33, 58, 81, 127/, основывается на эмпирическом подходе, т.е. на экспериментальном исследовании различных конструктивных схем фронтальных устройств генераторов, направленных на улучшение смесеобразования в начальном участке камеры сгорания, повышение устойчивости при различных горючих, увеличение полноты сгорания топлива, расширение температурного диапазона компонентов.

В то же время сложность процессов, происходящих в камере сгорания, не позволяет априори получить связь ее энергетических характеристик с геометрическими параметрами смесителя как в рамках одной схемы, так и, тем более, для различных схем. Так, в /127/ величина полноты тепловыделения камеры сгорания газогенератора не рассчитывается, а выбирается из экспериментальных данных. Это затрудняет поиск оптимальных решений при проектировании генераторов.

Другой существенной проблемой при проектировании генераторов является обеспечение надежного запуска при полном расходе топливных компонентов («пушечный» запуск) /59/. Малогабаритные генераторы запускают на пониженных (20…25%) расходах топливных компонентов с последующим плавным переходом на рабочий режим. Такой растянутый во времени запуск и последующий вывод генератора на рабочий режим требует ручного управления и дополнительных расходов компонентов.

В сравнении с ручным управлением «пушечный» запуск генераторов позволяет:

- увеличить производительность генераторов;

- механизировать ручной труд оператора;

- осуществить дистанционное управление;

- сократить потери топлива при запуске.

Однако при решении этой проблемы из-за малых диаметральных размеров камер сгорания возникают трудности размещения фронтальных устройств, форсунок и специальных устройств для воспламенения, особенно для широкого диапазона режимных факторов. Это еще более сужает область оптимальных решений и требует формирования научных основ ее поиска.

Рис. 1.8. Экспериментальная зависимость полноты тепловыделения бензовоздушных генераторов от коэффициента избытка окислителя: 1, 2, 3 – жаровые трубы с различной комбинацией подвода вторичного воздуха по радиальным и тангенциальным каналам; 47 – жаровая труба с тангенциальным подводом вторичного воздуха; 5 – жаровая труба с радиальным подводом вторичного воздуха.

Проектирование устройств со вторым типом смесеобразования на базе рабочего процесса РДМТ встречается принципиально с теми же трудностями из-за значительного обострения проблемы охлаждения вследствие использования более интенсивного окислителя - кислорода. Характерным представителем этого направления является генератор на базе газовихревой камеры сгорания /25/. В этой работе предлагается для получения равномерного и устойчивого пристеночного слоя применять газовихревую защиту стенок с использованием окислителя. В связи с малостью расходов компонентов топлива защита стенок от воздействия высоких температур неразрывно связана с рабочим процессом, и поэтому применение газовихревой защиты приводит к организации процесса сгорания топлива и истечения продуктов сгорания с закруткой рабочего тела. В /25/ рассматриваются три схемы организации рабочего процесса, классифицированные по месту установки завихрителя (рис. 1.9). Анализ этих схем приводит автора к выводу, что в схемах, близких к традиционным для РДМТ (рис. 1.9а, б), позволяющим получить высокую полноту сгорания топлива при отсутствии наружного охлаждения, не обеспечивается надежная защита стенок камеры, а в схеме (рис.

1.9б) сопло разрушается в области критического сечения.

Ухудшение защиты стенок сопла генератора связывается автором с потерей устойчивости газового вихря при перемещении его от завихрителя к выходу из камеры. В связи с этим предлагается установка завихрителя непосредственно на входе в сопло (рис. 1.9в). Здесь качество смесеобразования обеспечивается наличием закрутки потока, интенсифицирующей процессы турбулентного обмена и наличием возвратных течений. Отмечается принципиальная возможность формулировки полной математической модели закрученного турбулентного потока сжимаемого рабочего тела с горением в камере сгорания и истечением через сопло. Однако решение такой задачи, даже численными методами, представляет сложную проблему. Следует отметить, что сомнительной представляется и возможность корректной формулировки краевых условий для такой модели.

Рис. 1.9. Схема газовихревых камер с подводом газообразного компонента топлива: а) от форсуночной головки; б) на периферии камеры; в) от сопла.

Рис. 1.10. Области режимов работы бензокислородного генератора Экспериментальное исследование /26/ выбранной автором схемы показало, что надежное охлаждение всей конструкции камеры обеспечивается в довольно небольшом «коридоре» давлений подачи окислителя (при характерной величине давления 7 10 5 Па максимальные отклонения не должны превышать 0,3 10 5 Па, т.е.

~4%), см. рис.1.10. Установлено, что при превышении некоторого давления подачи окислителя раскаливаются стенки камеры сгорания между завихрителями и форсуночной головкой, при понижении давления ниже соответствующего уровня разрушается сопло. Причем уровни максимального и минимального давления подачи окислителя зависят от давления подачи горючего, что представляет определенные эксплуатационные сложности.

экспериментального исследования такой схемы. Отмечается невысокий уровень полноты тепловыделения (рис. 1.11) в диапазоне к 0,16...0,5 и выделяются параметры системы смесеобразования: геометрическая характеристика камеры Ак Dd к / id вх (где i – число входных каналов диаметром d вх ), относительный диаметр завихрителя d к / D и параметр изобаричности камеры d кр / d к - влияющие на экономичность камеры с учетом зависимости коэффициента расхода от закрутки рабочего тела. Такой подход в условиях весьма сложных и недостаточно исследованных процессов, протекающих в камере сгорания и сопловом устройстве, представляется более продуктивным, чем попытки формулирования априорных численных моделей с неопределенными краевыми условиями. Однако, при выделении определяющих критериев необходимо максимально использовать их возможности их физического обоснования, особенно по принципу их достаточности.

Рис. 1.11. Зависимость полноты тепловыделения керосино-воздушного генератора с газовихревой камерой от его параметров: а) геометрической характеристики камеры; б) относительного диаметра завихрителя; в) параметра изобаричности.

В последнее время появились конструкции генераторов, совмещающие принципы организации рабочего процесса в камерах сгорания ВРД и РДМТ /57/. Схема такого генератора приведена на рисунке 1.12. Форсуночная головка с длинной жаровой трубой 2, принудительно охлаждается проточной водой, включая и сверхзвуковое сопло. Сведения о полноте тепловыделения не приводятся, однако констатируется высокий термический к.п.д. процесса резки, определение которого нуждается в более тщательном обосновании. Здесь, как и в других рассмотренных конструкциях, не решены трудности, связанные с внутренним воспламенением топлива. Запуск генератора осуществляется поджигом топливной смеси за пределами сопла, что представляет рассмотренные ранее эксплуатационные трудности. Применение жидкого горючего обуславливает, кроме перечисленных, и экологические проблемы. Появляются попытки их решения за счет добавок водорода к углеводородному горючему/63, 64, 65 121/, кроме того в этом случае появляется возможность и увеличения производительности процесса /65/. Этот подход представляется перспективным, однако здесь возникают сложности, связанные с его практической реализацией.

Рис. 1.12. Схема установки огневой резки: 1-цилиндрический корпус; 2 – жаровая труба;

3 – сопло; 4 – форсуночная головка; 5 – камера сгорания 6 – фланец; 7 – форсунка горючего; 8 – штуцер подвода окружающей воды; 9 – штуцер подвода кислорода; 10 – Дальнейшим развитием этого направления является переход на газообразное горючее в том числе и водородное, не требующее использования третьего компонента. Это обеспечивает повышение полноты сгорания топлива и его объемных расходов, а также улучшение динамических и экологических характеристик камеры. Так, в патенте США /97/ описывается генератор сверхзвуковой струи для бесшлаковой резки нержавеющих сталей. Охлаждение камеры сгорания (рис. 1.13), осуществляется за счет тангенциальной подачи кислорода 2 и образования пристеночного слоя на стенке корпуса 1. водород впрыскивается в центр потока осевой форсункой 6. схема была апробирована также на природном газе и пропане, в качестве окислителя может использоваться воздух.

Расход окислителя при воспламенении регулируется ручными вентилями, а в процессе работы - критическими расходными диафрагмами, поддерживающими постоянный расход компонентов. Таким образом, даже использование газообразных компонентов не обеспечило реализацию «пушечного» запуска.

Кроме того, здесь реализуется рабочий процесс по схеме рис. 1.9а с перечисленными выше трудностями охлаждения.

Рис. 1.13. Кислородно – водородная камера с тангенциальной подачей окислителя:

1-корпус камеры сгорания; 2 – коллектор кислорода; 3- подвод водорода; 4 – сопло; 5смеситель; 6 – осевая форсунка водорода.

Таким образом, обзор характерных схем смесеобразования ХГКПЭ показывает, что основной проблемой, возникающей при их разработке, является сложность одновременного обеспечения качественного смесеобразования, а значит, и высокой полноты тепловыделения, надежного внутреннего охлаждения конструкции и воспламенения топлива в условиях большого разнообразия топливных композиций, широкого диапазона режимных конструктивных параметров, связанных с обширным кругом решаемых с их помощью технологических задач. С другой стороны, накоплен достаточно большой опыт экспериментальной доводки генераторов и созданы их удачные конструкции, причем одними из наиболее перспективных являются схемы, работающие на топливах типа газ-газ. В этой области имеется лишь небольшое количество схем промышленных генераторов. А основной задел сосредоточен в космической энергетике.

Воспламенение газообразного топлива в условиях РДМТ Условия эксплуатации малоразмерных генераторов предъявляют к системам зажигания ряд требований, среди которых важнейшие: обеспечение многократного запуска, минимальные задержки воспламенения, стабильная работа в широком диапазоне изменения условий окружающей среды. В настоящее время известен ряд способов, обеспечивающих зажигание газообразных топливных смесей:

химический, каталитический, фотохимический, пиротехнический, газодинамический (резонансный), калильный, электроискровой, электроплазменный, электродуговой.

Химическое воспламенение может быть осуществлено с помощью веществ, которые воспламеняются с горючим или окислителем топлива. К таким веществам относятся триэтилбор, триэтилалюминий, диборан (самовоспламеняется с кислородом и воздухом), а также фтор и его соединения (самовоспламеняются с горючими газами) / 52, 129, 151/. Эти вещества используются в качестве третьего пускового компонента топлива, либо добавляются к одному из компонентов. При химическом воспламенении имеет место задержка зажигания, существенно зависящая от условий окружающей среды и режимов работы газогенераторов.

Введение третьего компонента усложняет конструкцию газогенератора и системы хранения и подачи топлива. Вещества, использующиеся при химическом зажигании, очень токсичны и химически активны, что требует применения специальных конструктивных материалов и принятия мер по обеспечению безопасности работы людей. Все вышеперечисленное препятствует применению в малоразмерных генераторах химического зажигания.

Создание очага пламени, воспламеняющего горючую смесь, может быть обеспечено с помощью катализаторов, в состав которых входят платина, рений, палладий, радий, никель и т.п. /160, 161, 162, 163, 170/. Катализаторы носят термостойкую основу в виде шариков диаметром несколько миллиметров. Шарики обычно изготавливаются из двуокиси алюминия. Каталитические воспламенители просты по конструкции, имеют небольшую массу. Однако, известные каталитические воспламенители требуют значительных расходов воспламеняемой смеси, воспламенение происходит с существенными задержками (~1с), которые нестабильны и зависят от многих факторов, в том числе от температуры и давления горючей смеси. Кроме того, компоненты топлива не должны содержать примесей, отравляющих катализатор. Таким образом, с учетом высокой стоимости катализаторов, применение в малоразмерных газогенераторах каталитического воспламенителя является нерациональным, а при очень малых расходах и невозможным. Известно использование для воспламенения излучения лазеров / 23, 74, 98, 99/. Преимуществом данного способа является то, что не требуется введение в камеру сгорания специального воспламеняющего устройства. Поток световой энергии поступает через прозрачное окно в камере сгорания. Энергия воспламенения при использовании лазера не зависит от соотношения компонентов топлива, а потребление электрической энергии не выше, чем при воспламенении от электрической искры. По появлению патентов можно судить о том, что ведутся работы по применению лазеров для воспламенения в двигателях внутреннего сгорания. Можно говорить и о возможности применения в малоразмерных газогенераторах лазерных воспламенителей. Однако для реализации этого требуется проведение специальных исследований.

При пиротехническом зажигании топливная смесь воспламеняется от небольшого твердотопливного заряда. Этот заряд, в свою очередь, воспламеняется от спирали, нагреваемой электрическим током, или от капсюля, срабатывающего от механического воздействия бойка /39/. Пиротехническое воспламенение не способно обеспечить большое количество запусков малоразмерных генераторов и может использоваться только в тех случаях, когда требуются единичные включения /39/.

Для локального нагрева топливных смесей может использоваться газодинамический (резонансный) воспламенитель /46, 9, 159/. Он нагревает топливную смесь до температуры воспламенения за счет перераспределения энергии газового потока. Газодинамический воспламенитель работает следующим образом. Из сопла истекает недорасширенная газовая струя. На пути движения струи находится проточная или глухая полость специальной формы – резонатор.

Газовая струя, истекающая из сопла, возбуждает в резонаторе акустические колебания. Вследствие нелинейности процессов происходит накачка энергии в резонатор. В результате температура в нем превышает температуру торможения газа в несколько раз. Задержка воспламенения при использовании газодинамического воспламенителя может быть небольшой (порядка нескольких миллисекунд). Однако для обеспечения рабочего процесса воспламенителя необходим расход газа порядка нескольких грамм в секунду, что не всегда возможно в малоразмерных генераторах. Кроме того, наличие в составе газогенератора газодинамического воспламенителя усложняет конструкцию и организацию рабочего процесса камеры сгорания. Причем, даже небольшие отклонения геометрии воспламенителя от оптимальной могут резко ухудшать его характеристики.

Хотя газодинамический воспламенитель и обладает перечисленными выше недостатками, он может найти применение в малоразмерных генераторах, т.к. при его использовании не требуется для воспламенения дополнительного источника энергии. При калильном зажигании используются тела различной формы, нагреваемые до температуры, обеспечивающей воспламенение топливной смеси.

Известно применение калильных свеч зажигания со спиралью, нагреваемой электрическим током /90/, в автомобильных подогревателях воздуха, котельных установках и т.п. устройствах. При использовании таких свеч требуется только низковольтный источник электрического тока. Вследствие этого система воспламенения имеет небольшую массу, габариты, простую конструкцию, не дает радиопомех. Поэтому представляется перспективным применение в малоразмерных газогенераторах калильного зажигания. Окончательное заключение о применимости калильного зажигания могут дать только экспериментальные исследования.

В настоящее время бесспорно применимыми в малоразмерных генераторах являются электроискровые системы воспламенения, в которых электрическая энергия, накопленная в емкости или индуктивности, выделяется в межэлектродном промежутке свечи зажигания. Такие системы воспламенения широко распространены в различных областях техники /24, 37, 77/. Искровой разряд воспламеняет горючую смесь во всем диапазоне воспламенения. Задержки воспламенения при этом практически отсутствуют /89/.

Система зажигания электрической искрой высокого напряжения обычно состоит из двух основных элементов: электрической свечи, устанавливаемой в камере сгорания, и источника импульсов высокого напряжения, который может иметь различные принципы действия и конструктивное оформление. В электроплазменных воспламенителях зажигание горючей смеси осуществляется плазмой, получаемой с помощью дугового разряда или мощной электрической искры. Однако, потребление электроэнергии такими воспламенителями примерно на порядок больше, чем при электроискровом зажигании. Поэтому, электроплазменные воспламенители хотя и могут быть использованы в малоразмерных генераторах, но источники напряжения для них имеют более сложную конструкцию и большее энергопотребление, чем источники тока для искровых свеч.

Струя продуктов сгорания РДМТ как инструмент струйных технологий Во всех известных технологических применениях ГСС струя продуктов сгорания используется как средство транспортировки энергии продуктов сгорания к объекту воздействия, будь это сопло ракетного двигателя, разрезаемая преграда, напыляемая, очищаемая поверхность, или газоструйный теплообменник. Однако, в зависимости от решаемой задачи, условия транспортировки могут существенно меняться. В одних задачах максимальное значение приобретает концентрация кинетической и тепловой энергии на минимальной площади, в других – разделение этих энергий в некотором заранее заданном пространстве, иногда превалирующую роль играет дальнобойность струи или ее акустическая энергия. В связи с этим, важное значение при проектировании ГСС приобретает изучение структуры сверхзвуковой струи продуктов сгорания, связи ее характеристик с параметрами рабочего процесса генератора и объекта воздействия.

Достаточно подробно исследованы характеристики «холодных», осевых сверхзвуковых струй. В работах /1, 8, 76, 78, 154, 156, 157/ получены эмпирические зависимости характерных размеров нерасчетной струи в наиболее значимой для технологических ГСС сверхзвуковой области, включающей газодинамический и переходный участки (рис. 1.14) Расстояние от среза сопла до максимального сечения первой бочки определяется выражением /1/:

а диаметра максимального сечения /8, 157/:

где в - полуугол раствора сопла, d в - диаметр его выходного сечения. Длину газодинамического участка для коэффициента Пуассона k=1,4 в диапазоне степени нерасчетности 1 n в 15 определяют соотношением:

Длину и характерный диаметр звукового участка можно найти в этом случае из выражений:

где параметр z для струй с регулярным отражением изменяется в диапазоне [0;3], а для струй с маховским отражением z =0.

Разработанная в /1, 150/ одномерная теория начального участка, а также метод характеристик /54, 66, 75/ устанавливают пропорциональность диаметральных размеров звукового сечения величине n в.

В связи со значительными трудностями исследования высокотемпературных струй в работе /157/ обосновывается возможность их моделирования «холодными»

струями. Для перерасширенных струй отмечается сходство волновых структур по длине «холодной» и «горячей» струй при одинаковых nв, M в, по крайней мере, на длине газодинамического участка. В работе /8/ экспериментально на «горячих»

струях продуктов горения спирта в кислороде подтверждена правомерность использования выражения (1.3) и в этом случае. В /156/ на основании исследования взаимодействия струи от степени подогрева, а в работах /6, 119/ указывается возможность увеличения до 50% тепловых потоков за счет догорания избыточного горючего в струе. В то же время отсутствуют данные о влиянии рабочего процесса камеры сгорания газогенератора на характеристики струи.

Рис. 1.14. Структура струи продуктов сгорания Аналитическое определение тепло- и массообмена в зоне взаимодействия струи с преградой, как отмечается в /157/, пока невозможно. В частности, коэффициенты теплоотдачи, вычисленные для условий ламинарного пограничного слоя на пластине, оказываются в 4…6 раз меньше измеренных. В основном параметры взаимодействия сверхзвуковых струй с преградами определяются экспериментально. В /93/ отмечается, что экспериментальные эпюры давления торможения и температуры струи на преграде имеют равномерный участок диаметром до 0.67d в в зависимости от расстояния до нее, а в /135/ показано, что тепловое воздействие однозначно связано с уровнем давления на преграде. Причем в /2/ на основании численного решения показано, что закрутка струи приводит к перераспределению значений коэффициента теплоотдачи от точки торможения к периферии. Это позволяет для ГСС использовать расчетную схему «теплового пятна» с равномерным распределением теплового потока. Причем в /86/ высказывается предположение о том, что диаметр ядра сверхзвукового потока соответствует площади пятна контакта струи с поверхностью.

В связи со сложностью оценки распределения коэффициентов теплоотдачи по преграде в /152/ предлагается использовать в качестве критерия эффективности нагрева коэффициент полезного действия Q / mHu, где Q - переданное преграде тепло. Экспериментально определенная величина этого к.п.д. для топлива воздух-бензин лежит в диапазоне 1…14% в зависимости от расстояния до преграды и радиуса области, в которой определяется Q. При использовании специальных теплообменников, эффективность струйного нагрева вырастает до 60% /118/. В работе /143/ представлена расчетная формула для удельного теплового потока на поверхности тела вращения, расположенного вблизи от среза сопла. Установлено, что максимум теплового потока наблюдается при 1 и увеличивается при переходе от воздуха к кислороду в 4,2 раза. Однако в опубликованных работах отсутствуют сведения о взаимосвязанном влиянии параметров струи продуктов сгорания и теплофизических свойств материала на эффективность нагрева, что не позволяет оценить предельные возможности ГСС в этой области.

Разрушение преграды струей продуктов сгорания рассматривается в основном применительно к области твердых композиционных материалов, мерзлых грунтов, т.е. веществ с низкой теплопроводностью /122, 123, 147, 148, 149/, причем источник тепла перемещается вглубь преграды вслед за зоной разрушения. При формулировке моделей предполагается, что элементарный объем материала, подвергаемого разрушению, предварительно нагревается от начальной температуры до температуры фазового перехода, а изменение формы поверхности разрушения не учитывается. В работе /84/ экспериментально установлено, что коэффициент использования энергии струи при разрушении мерзлых грунтов составляет 0,06…0,12.

Механизм разрушения высокотеплопроводных материалов существенно отличается от этого случая, т.к. предварительный нагрев обеспечивает малый градиент температуры вещества в зоне взаимодействия струи с преградой, а скорость плавления в значительной степени зависит от формы поверхности, особенно в начальный период времени /80/.в работе /57/ для определения максимально возможной скорости резки металлов струей ГСС используют величину термического к.п.д. мощного быстродвижущегося источника тепла /120, 124, 125, 126, 139/. Однако в предлагаемой формуле не учитываются ни параметры продуктов сгорания, ни теплофизические свойства разрезаемой преграды. В частности в /57/ приводится прямопропорциональная зависимость удельного теплового потока струи от давления в камере сгорания, в то время как в соответствии с (1.2) или (1.5) /8, 157/ при этом существенно изменяется площадь пятна контакта, и соответствующая зависимость должна быть значительно менее ярко выражена. Кроме того, из предложенной формулы следует, что при любой мощности источника, существует некоторая, хотя может быть и небольшая, скорость резки. В тоже время, очевидно, что при некоторых мощностях струи материал, за счет его теплопроводности, не может быть нагрет до температуры фазового перехода. Этим объясняется различие скоростей резки разных веществ источником одной мощности, что противоречит выводам /57/.

Таким образом, результаты исследования взаимодействия высокотемпературной струи ГСС с преградой, особенно при разрушении высокотеплопроводных веществ, базируются в основном на эмпирическом материале и носят противоречивый характер. Однако эти результаты в совокупности со значительным опытом, накопленным при изучении свободных «холодных» осевых сверхзвуковых струй, подтвержденным в ряде случаев и для «горячих» струй, создают предпосылки формирования метода расчета их взаимодействия с технологическими объектами с учетом подогрева, степени нерасчетности, теплофизических свойств материалов, полноты преобразования энергии в газогенераторе.

Установки на основе химических генераторов концентрированных потоков энергии Конкретный технологический процесс, формируя облик ГСС, предъявляет определенные требования и к установке в целом.попытка классификации газоструйных установок (ГСУ) для различных технологических процессов предпринята в работе /142/ по пяти основным признакам: способу энергоснабжения, области применения, фазовому состоянию топлива, технологическому признаку и фактору воздействия (рис. 1.15). Отмечается, что, несмотря на большое разнообразие, состав ГСУ может быть представлен единой обобщенной структурной схемой (рис. 1.16). Причем в качестве выходных параметров ГСУ используются традиционное давление ( p a ), температура ( Ta ) и скорость ( wa ) на срезе сопла, а не параметры технологического процесса, В то же время в зависимости от используемого топлива и особенностей технологического процесса реализуется какая-либо часть элементов и связей, изображенных на схеме рис. 1.16. во всех известных установках присутствуют система подачи и баки для компонентов топлива. В работах /26, 41/ рассматриваются варианты вытеснения жидкого горючего газообразным окислителем и самовытеснения аммиака.

Отмечается, что такие схемы, объединенные необходимостью обеспечения минимальных габаритов и максимальной автономности установки, накладывают определенные ограничения и на генератор. В работе /85/ приводится обзор технико-экономических характеристик ГСУ для разрушения твердых грунтов, и отмечается, в частности, необходимость дистанционного зажигания и его контроль /51/. В ряде случаев появляется необходимость использования многогорелочных устройств /50/, где возникает потребность в одновременном запуске нескольких генераторов. В работе /5/ предлагается использование ГСУ для обогрева помещений, сушки зерна, сена, подогрева автомобильных двигателей в зимнее время и др. Причем попытки оптимизации ГСУ, как правило, предпринимаются по отдельным элементам установок: генераторам, газоструйным нагревателям /4, 88/, подогревателям воздуха /60/ и т.п. Однако формирование облика ГСУ в целом с учетом особенностей технологического процесса практически не встречается.

Методика расчета генераторов газовых струй, работающих на сжатом воздухе и жидком бензине или керосине приведена в работах /62, 144/. Здесь впервые предлагается систематизированный подход к расчету генераторов такого типа с учетом отдельных особенностей их технологического применения. В работе /144/ предлагается использовать вместо полноты давления к энергетический коэффициент полезного действия к к2, получивший ранее в других работах название, - полнота тепловыделения. В работе /62/ выбор конструктивных и режимных параметров генератора определяется относительной производительностью процесса, т.е. полезной работой термоинструмента при использовании единицы массы горючего. Однако в первом случае получение максимальной полноты тепловыделения в генераторе не гарантирует максимальную производительность процесса и соответствующие эксплуатационные характеристики ГСУ в целом, например, габариты, массу, ресурс и т.п. Выбор же в качестве целевой функции относительной производительности процесса /62/ представляется более обоснованным. Однако здесь необходимо обоснование выбора самой функции, в частности отнесение производительности процесса только к расходу горючего, а не топлива в целом.

Кроме того, в работе отсутствует оценка связи целевой функции с параметрами генератора, технологического процесса и характеристиками ГСУ в целом.

Таким образом, накопленный опыт позволяет приступить к созданию системы моделей для выбора конструктивных и режимных параметров ГСУ на базе формирования целевых функций соответствующих технологических процессов и определения их связей с характеристиками рабочего процесса ГСС и других установок.

Рис. 1.15. Классификация газоструйных тепловых установок а – связи, отсутствующие у автономных ГСУ; б – связи, отсутствующие у зависимых ГСУ; ИВМ – источник внешней массы; ИВЭ – источник внешней энергии; О – окислитель; Г – горючее; ВК – вспомогательный компонент; СП – система подачи компонентов; ГГ – газогенератор; ГС – газовая струя; mок, mг, mвк - расходы основных и вспомогательных компонентов; pвх.ок, pвх.г, pвх.вк - давление подачи компонентов в газогенератор; Е – энергия, потребляемая СП от ИВЭ; mгг, p гг, Т гг - параметры струи Термодинамические и теплофизические свойства топлив ракетных двигателей малой тяги Физико-химические свойства горючих, окислителей и продуктов их сгорания Горючие и окислители, которые могу использоваться в ГСС, должны удовлетворять специфическим требования соответствующей задачи. Однако, можно выделить общие требования, которые необходимо предъявлять к компонентам топлива при решении любой из перечисленных задач:

1. Энергетические возможности топливных композиций должны быть достаточны для выполнения соответствующей задачи.

2. Вещества, используемые в ГСС, должны быть экологически чистыми, дешевыми и иметь достаточно большую сырьевую базу.

Первое требование объединяет компоненты топлива, применяемые в авиационной и космической технике, второе – значительно сужает этот круг.

Для стехиометрического состава,как правило, приводятся сведения как о температуре продуктов сгорания, так и о некоторых других параметрах (, I y, и т.п.) /44/. В области бедных или богатых смесей таких данных, особенно экспериментальных, существенно меньше. Использование метода /140/ для расчета термодинамических или теплофизических свойств продуктов сгорания представляет трудоемкую задачу и не дает аналитической связи состава топлив с соответствующими параметрами, которая существенно сужает область поиска рациональных режимов.

Для экспресс-оценки свойств продуктов сгорания по известным данным в области стехиометрии можно использовать упрощенную схему расчета:

Количество веществ в богатой и бедной смеси определяется в этом случае выражениями:

mок / mТ К m.СТ /(1 К m.СТ ) mок / mТ ( 1) К m.СТ /(1 К m.СТ ) mок mг 1 К m.СТ Считая, что температура стехиометрической смеси ( Т СТ ) известна и, не учитывая изменения химического состава при теплообмене с избыточным компонентом, из уравнения энергии получим в случае 1:

где Т 0 ; Т - начальная температура и температура смеси соответственно. Или введя обозначения:

Для приведения выражений (2.11) и (2.12) к симметричному виду, введем переменную Сопоставление последних трех выражений приводит к уравнениям:

Выражения (2.14, 2.15) в рамках принятых допущений справедливы во всем диапазоне 1... 1 (или 0... ). Однако, ввиду значительного изменения при этом химического состава, их целесообразно использовать в сравнительно небольшом диапазоне 0,8...1,3 (в этом случае погрешность не превышает 4%).

Из (2.14, 2.15) следует, что безразмерная температура продуктов сгорания ( T ), является однозначной функцией безразмерной начальной температуры ( T0 ) и параметра. Анализ показывает, что для многих топлив эта зависимость хорошо описывается выражениями:

Сопоставление результатов расчетов по выражениям (2.16, 2.17) и данных термодинамического расчета /140/ приведены на рис. 2.2…2.5 погрешность выражений (2.11…2.17) во всем диапазоне не превышает 23%.

Используя аналогичные приведенным выше соображения, можно оценить и молярную массу продуктов сгорания:

Рис. 2.2 Зависимость относительной температуры продуктов сгорания от Окислитель – кислород, горючее – 1 – водород, 2 – этан, 3 – спирт, 4 – скипидар, 5 аммиак, 6 – керосин, 7 – гидразин, 8 – НДМГ.

Рис. 2.3. Зависимость относительной температуры продуктов сгорания от коэффициента избытка окислителя, окислитель – воздух, горючее 1 – водород, 2 – природный газ, 3 – спирт, 4 – пропан, 5 – природный газ + обогащенный воздух, 6 – Рис. 2.4. Зависимость относительной температуры продуктов сгорания от, окислитель – кислород, горючее 1 – водород, 2 – этан, 3 – спирт, 4 – скипидар, 5 –аммиак, Рис. 2.5. Зависимость относительной температуры продуктов сгорания от, окислитель – воздух, горючее 1 – водород, 2 – природный газ, 3 – спирт, 4 –пропан, 5 – Погрешность определения по выражениям (2.20, 2.21) не превышает 6% для кислородно-водородного топлива. Однако, для топлива типа гидразин+кислород, она не может быть весьма велика из-за разложения гидразина (в этом случае вместо г и ок в расчетах следует закладывать молярные массы продуктов разложения соответствующих нестабильных компонентов). Молярная масса продуктов сгорания, как и температура, в значительной степени определяются :

Сопоставляя выражения (2.16, 2.17) и (2.22, 2.23), можно оценить и величину расходного комплекса:

Зависимость относительной молярной массы продуктов сгорания от состава топлива и сопоставление результатов расчетов по выражениям (2.18, 2.20) и данных термодинамического расчета /140/ приведены на рис. 2.6.

Эти параметры продуктов сгорания позволяют оценить их энергетику и выбрать режим работы ГСС. Так, если в технологическом процессе необходима температура потока продуктов сгорания ( Tтех Tтех / Т СТ ), то, сопоставляя 2.13, 2.16, 2.17, можно получить границы необходимого состава топлива:

Или Расчет по выражениям (2.26)…(2.29) позволил получить номограммы состава топлива ГСС, обеспечивающего одно из необходимых условий решения технологической задачи по температуре. Номограммы приведены на рис.2.7 а, б, а результаты расчета в табл. 2.1.

Таким образом, расширение диапазона работы ГСС по составу топлива, возможно только за счет повышения температуры продуктов сгорания, независимо от прочих факторов, в том числе энергетики топлива, например, при изменении молярной массы.

Уточнение границ области реализации технологии можно провести по результатам термодинамического расчета продуктов сгорания /140/. Эти данные для наиболее приемлемых в ГСС топлив приведены на рис. 2.8. Дальнейший анализ целесообразности применения той или иной топливной композиции в технологическом процессе необходимо проводить с учетом удобства эксплуатации и экономических факторов.

Рис. 2.6. Зависимость относительной молярной массы продуктов сгорания от, окислитель – кислород, горючее 1 – водород, 2 – этан, 3 – спирт, 4 –скипидар, 5 –аммиак, Рис. 2.7. Рабочий диапазон ГСС по составу топлива из условия T Tтех, а) предельные значения коэффициента избытка окислителя; б) предельные значения.

Рис. 2.8. Температура продуктов сгорания ( PK 5 10 5 H / м 2 ), 1 – метан, 2 – этан, 3 – спирт, 4 – аммиак, 5 – керосин, 6 – водород, 7 – НДМГ, 8 гидразин, 9 – пропан.

Сравнительная оценка эффективности хранения рабочих тел Рабочие тела, используемые в ГСС, могут храниться в виде сжатых газов, жидкостей и твердых тел /123/. Однако, регулирование расходов компонентов, длительную работу ГСС при их многоразовом использовании предусматривают только первые три способа, что позволяет отдать им предпочтение в широком круге технологических задач.

В части этих задач, где устройства на базе ГСС являются автономными, важное значение при оценке эффективности хранения приобретает относительная масса рабочего тела:

где m – масса запасаемого рабочего тела, M - масса системы хранения.

В большинстве случаев, рабочие тела хранятся в баллонах и баках.

Аппроксимируя методом наименьших квадратов связь массы стандартных баков из легированной стали при давлении 200кг/см с их объемом, получим где V – объем бака в дм, M – масса бака в кг.

Аналогичные соотношения можно получить либо аппроксимацией стандартных параметров, либо прочностным расчетом. Сопоставление (2.30) и (2.31) позволяет оценить эффективность хранения рабочих тел:

где для сжатых газов p / RT существенно зависит от давления и температуры, для сжиженных газов и жидкостей эта зависимость значительно менее выражена.

Соответствующие данные приведены в табл. 2.2.

Компонент Водород Метан Воздух Кислород Пропан Керосин Бензин р=15 МПа р=20 МПа *) плотность жидкой фазы.

Используя эти данные в соответствии с (2.32), можно рассчитать относительную массу рабочего тела в зависимости от объема бака Z f (V ), приведенную в таблице 2.3.

По энергетическим возможностям применительно к условиям резки водородное горючее превосходит остальные (спирт, керосин, бензин, пропан, метан и другие углеводороды) примерно на 25…35%. Однако хранение водорода в газовой фазе приводит к большим массам системы хранения. Так, масса запасаемого компонента от массы бака составляет для водорода 1…1,3%, метана 8…10%, кислорода и воздуха 14…21% при хранении в стальных баллонах из легированной стали при давлении для сжатых газов 20 МПа. Для сжиженного пропана при давлении 0,3…1,6МПа и объеме 50дм эта величина составляет 109%, для бензина и керосина 96…104% в условиях бака БГ-68 керосинореза при давлении 0,15-0,3МПа /134/ рис. 2.9. Причем, с увеличением давления в баке его масса будет увеличиваться, а запас жидкого компонента остается практически неизменным, что приведет к уменьшению разницы в относительной массе Z между жидкими и газообразными рабочими телами.

Компонент Водород 0,0101 0,0112 0,0113 0,0114 0,0118 0,0119 0,0125 0, *) для стандартного баллона по ГОСТ 15860-70 вместимостью 50 дм.

**) для стандартного бака БГ-68 керосинореза при давлении 0,15-0,3МПа /134/ с учетом системы наддува.

При использовании металлопластов и керамик можно ожидать улучшения массовых характеристик баллонов в 2…3 раза. Возможно использование и альтернативных способов хранения, в частности, выделение водорода из гидрореагирующих веществ. Однако, даже для стандартных систем, несмотря на меньшую плотность газообразных горючих и, значит, худшие условия хранения, они обладают существенными преимуществами:

1. Все топливные пары являются невоспламеняющимися и, соответственно, требуют специальных систем зажигания. Для жидкостей зажигание требует большей энергии, а значит и массы системы. Кроме того, надежность запуска падает в связи с необходимостью испарения жидкости в воспламенителе.

2. Для жидкости требуется специальная система подачи, что при определенной массе запасаемого горючего приводит к проигрышу по массе по сравнению с сжатым газом.

3. Газообразное горючее обеспечивает существенно лучшие динамические характеристики, чем жидкое, а значит и лучшую экономичность при многократных включениях.

4. Жидкое горючее требует использования специальных мембран для обеспечения подачи горючего при любом положении баллона.

5. Малые объемные расходы жидкости требуют очень малых диаметров ограничительных элементов, что повышает возможность их засорения и делает проблематичным достижение расходов 1г/с.

6. В заклапанных объемах жидкого горючего содержится существенно больше, чем газообразного, что приводит и к большим его потерям при каждом запуске и останове резака.

Таким образом, при останове топливной композиции необходимо оптимизировать установку в целом с учетом необходимого для решения задачи запаса топлива, его энергетических возможностей и эффективности системы хранения.

Рис. 2.9. Характеристики топливных баков; (1) – масса баков из легированной стали при p б =200 кг/см; относительная масса рабочего тела z : (2) – для кислорода, (3) – для метана, - для пропана – стандартный бытовой баллон, - керосин, – бензин.

Преобразование энергии в струе продуктов сгорания.

Отличительной особенностью ХГКПЭ является горение топлива в камере сгорания и истечение продуктов сгорания из сопла со сверхзвуковой скоростью.

Рассмотрим характерную картину преобразования различных видов энергии при резке материала струей продуктов сгорания. В той или иной мере элементы этой картины встречаются и в других технологических процессах (рис. 2.10). Из системы хранения и подачи топлива (СХП), которая может состоять из баллонов окислителя 1 и горючего 2, через регулирующую аппаратуру 3, 4 компоненты топлива поступают к управляющим клапанам 5, 6, генератора 7. Последний снабжен системой воспламенения 8 с блоком зажигания 9.

При открытии управляющих клапанов 5, 6 компоненты топлива поступают в камеру сгорания газогенератора, где воспламеняются воспламенителем 8, на который поступает синхронизированный с открытием клапанов электрический сигнал от блоков зажигания 9, возникает горение топлива в камере сгорания.

высокотемпературную струю 11.

Наличие критических параметров в минимальном сечении сопла позволяет обеспечивать высокий уровень тепловых потоков в такой струе не за счет высоких температур (как в плазмотронах), а за счет скорости и плотности струи. А это, в свою очередь, позволяет производить резку материалов при сравнительно низкой (по сравнению с плазмотронами) температуре, а значит снизить или вообще исключить изменение структуры материала в зоне реза (так называемая зона рекристаллизации). Кроме того, появляется возможность резки пространственных конструкций из самых различных веществ за счет высокой дальнобойности струи.

Такая схема процессов позволяет генерировать в небольших устройствах значительные мощности, которые, в конечном счете, определяют и другие области технологического применения ХГКПЭ /114, 116/.

При горении в камере сгорания ГСС в единицу времени выделяется энергия где I – удельная энтальпия продуктов сгорания в камере сгорания, mТ - расход топлива.

Энтальпия, входящая в (2.33), в значительной степени определяет энергетику продуктов сгорания:

где: n ln( pк / р) / ln( pк R T / pR Tк - средний показатель изоэнтропы расширения до давления р.

- расходный комплекс.

В диапазоне давлений (1...10) 10 5 H / м 2, наиболее вероятном при практическом использовании ХГКПЭ, расходный комплекс определяется в основном составом топлива (), а значит и тепловая мощность генератора зависит от расхода рабочего тела ( mT ) и его состава (). Заменяя величину A 2 (n) ее приближенной, с погрешностью не более 3,5% в диапазоне n=1,1…1,4, зависимостью из (2.36) получим Рис. 2.10. Схема воздействия струи продуктов сгорания ХГКПЭ на материал Если известно значение низшей теплотворной способности топлива (Нu), то оценку тепловой мощности генератора можно провести по формулам В ряде технологических задач важное значение может иметь не столько тепловая мощность, сколько удельный тепловой поток при взаимодействии с технологическим объектом в области первой «бочки» струи и в области критического сечения сопла генератора (рис. 2.10). Последний можно определить выражением или приближенно Эти выражения получены из уравнений (2.36) и (2.38) соответственно.

Аналогичные соотношения можно получить при использовании (2.39) и (2.40):

Или приближенно, с использованием (2.37):

q1 0,589n /( n 1) 0,5 Hu /(1 K m.CT. ) pк для 1, Последние выражения получены с учетом связи f (Hu) или приближенно Для 1,0 можно получить аналогичное выражение:

или приближенно В выражениях типа (2.49) и (2.50) не учитываются процессы диссоциации, что приводит к значительным погрешностям. Снижение погрешностей расчета возможно представлением выражений в безразмерном виде:

Для определения удельных тепловых потоков в зоне первой «бочки» необходимо знать ее характерный поперечный размер. Для работы в атмосферных условиях критического сопла генератора радиус сечения первой «бочки» можно найти из (1.3) Тогда площадь поперечного сечения первой «бочки» определится выражением:

а удельный тепловой поток с учетом (2.36):

или с использованием (2.39):

В области веерной полуограничено струи характерный радиус звукового участка тогда характерный удельный тепловой поток Подставляя в (2.59) выражение (2.48) и (2.50), получим:

Расчеты по выражениям (2.33)…(2.62) показывают, что наибольшими энергетическими возможностями обладает кислородно-водородное топливо, а энергетика ХГКПЭ определяется тремя группами факторов:

Видом топлива (величина K m.CT., низшая теплотворная способность топлива);

Режимными параметрами (состав топливной композиции (), давление в камере сгорания (Pк), температура (Твх) и расход (mr) топлива);

давлением внешней среды (PH).

Наибольшими энергетическими возможностями обладает, как показали расчеты, их практически реализуемых, кислородно-водородное топливо. Его энергетические характеристики приведены на рис. 2.11 при постоянных давлениях в камере сгорания и окружающей среды. Коэффициент избытка окислителя оказывает на энергетику генератора значительное влияние, причем наиболее сильное – в зоне богатых смесей ( Т2.

Тепловой поток направлен по нормали к поверхности цилиндра (по радиусам ее сечений) изнутри наружу. Внутренний и наружный диаметры равны соответственно di и с?2Теплопроводность материала стенки постоянна и равна А.

Для того чтобы воспользоваться законом Фурье, выделим внутри стенки кольцевой слой радиусом г и толщиной dr. Тепловой поток, проходящий Рис. 14.4. К расчету теплопроводности цилиндрической стенки через этот слои, равен где L — высота (длина) цилиндра.

Разделив переменные в выражении (14.11), получаем Интегрируя это уравнение в пределах изменения радиуса от Г\ до г2 и температуры от Т\ до Г2 получим:

Отсюда определяем тепловой поток, прошедший через стенку, Так как площади внутренней и внешней поверхностей различны, то различными оказываются и соответствующие плотности потока. По этой причине в теплотехнических расчетах тепловой поток относится к единице длины цилиндрической стенки:

Подставляя в уравнения (14.27)-(14.29) значения определяющих критериев и решая эти уравнения относительно а, соответственно получим:

• при (Сг ж.Рг ж )-5-10 2...2- Для определения а в ограниченном пространстве (например, внутри трубы) при свободном движении жидкости в формулы, приведенные выше, вместо А следует подставлять так называемый эквивалентный коэффициент теплопроводности, который можно определить из зависимостей:

Приведенные пределы величины (Сгж • Ргж) охватывают практически все случаи, встречающиеся в природе. При вынужденном движении жидкости критериальные уравнения имеют другой вид.

Так, при ламинарном движении теплоносителя внутри трубы можно использовать зависимость При турбулентном движении жидкости внутри трубы При поперечном обтекании одиночной трубы При поперечном обтекании пучка труб (в случае коридорного их расположения) В случае шахматного расположения Формулы (14.39), (14.40) справедливы для Re = 6 • 102... 1.3 • 105.

В справочной литературе можно найти критериальные уравнения для самых различных случаев теплообмена, встречающихся в практике.

В ряде случаев определение величины коэффициента теплоотдачи производят по чисто эмпирическим формулам. Так, для расчета конвективного теплообмена в цилиндре поршневого ДВС величину коэффициента теплоотдачи от продуктов сгорания к стенкам камеры сгорания обычно определяют из формулы Эйхельберга где сш — средняя скорость движения поршня, м/с; рг — текущее давление газов в цилиндре, бар; Гг — текущая температура газов в цилиндре, К.

Порядок величины а [Вт/(м 2 -К)] для некоторых условий конвективного теплообмена лежит в пределах:

Теплообмен излучением Общие понятия физическими свойствами и температурой тела, так как его нагревание является причиной внутриатомных возмущений, сопровождающихся излучением. Носителем лучистой энергии являются электромагнитные колебания с волнами разной длины. Установлено несколько характерных диапазонов длин волн (табл. 14.1).

С точки зрения теплообмена интерес представляют такие электромагнитные колебания, энергия которых поглощается телами и проявляется затем в форме внутренней энергии. В наибольшей мере такими свойствами обладают световые и, главным образом, инфракрасные лучи. Энергия электромагнитных колебаний других длин волн телами практически не поглощается. Таким образом, под тепловым излучением подразумевают энергию, отдаваемую и поглощаемую телами в диапазоне длин волн 0.4...400 мк.

Длины волн, характерные для некоторых видов излучения Видимые (световые) лучи мк Инфракрасные (тепловые) 0.4...0.8 мк Каждое тело излучает энергию непрерывно, независимо от свойств и состояния окружающих тел и среды, даже и в случае, когда температура последних совпадает с температурой тела. При попадании на другие тела эта энергия частично проходит через тела, частично поглощается ими.

Пусть из всего количества энергии Q, падающей на тело (рис. 14.6), часть Q A поглощается, Q R — отражается, a Q& — проходит сквозь тело:

Разделив равенство на Q, получим Очевидно, что отношение QA/Q представляет часть лучистой энергии Q, поглощенную телом, QR/Q — часть, отраженную им, и QD/Q~ часть, прошедшую сквозь тело. Величины A, i?, D характеризуют соответственно поглощательную, отражательную и пропускательную способность тела и называются коэффициентами поглощения, отражения и пропускания.

Если А = 1 у R — D = О, то вся энергия поглощается телом, и его называют абсолютно черным.

Если R = 1, А = D = 0, то вся энергия отражается телом и тело называют абсолютно белым (если поверхность шероховатая и отраженная энергия рассеивается по различным направлениям) или зеркальным (если поверхность полированная и отражение происходит точно под тем же углом, под которым падал на поверхность поток лучистой энергии Q (рис. 14.6).

Если D = 1, А = R = О, то вся энергия проходит сквозь тело и его называют абсолютно прозрачным.

Абсолютно черных, белых (зеркальных) и прозрачных тел в природе не существует.

Тем не менее, известно немало тел, которые по своим свойствам весьма близки к этим абсолютным категориям.

Коэффициенты A,R,D зависят от природы тела, его температуры и длины волны падающего излучения. Так, сухой воздух для тепловых лучей практически прозрачен.

Кварц прозрачен для тепловых, световых и инфракрасных лучей с длиной волны до 4 мк;

оконное стекло практически пропускает только световые лучи и непрозрачно для ультрафиолетового и части инфракрасного излучений; то же можно сказать и о многих жидкостях.

Твердые тела и жидкости непрозрачны ( D — 0); для них А + R — 1. Отсюда следует, что если тело хорошо поглощает тепловое излучение, то оно плохо отражает его и наоборот.

Отражательные свойства вещества определяются не столько цветом, сколько состоянием поверхности тела. Так, белая поверхность хорошо Рис. 14.6. Распределение Рис. 14.7. К определению эффективного изпотока лучистой энергии, лучения падающей на тело отражает лишь световые лучи, а инфракрасные поглощает так же, как и темная; в то же время полировка поверхности позволяет существенно повысить коэффициент отражения лучистой энергии (у полированного металла, например, R ~ 0.9). Шероховатая поверхность, покрытая сажей, наоборот, имеет коэффициент отражения энергии R & 0.05... 0.1, т. е. близка к свойствам абсолютно черного тела. Реальные тела характеризуются значениями коэффициентов A,R,D в пределах и их принято называть серыми.

Количество энергии, излучаемое с единицы поверхности собственно телом за единицу времени, называют излучателъной способностью тела Общая энергия, излучаемая телом, состоит из двух составляющих: собственного излучения Е и отраженной лучистой энергии ER (рис. 14.7). Сумма Е + ER носит название эффективного излучения:

где i?, А — коэффициенты соответственно отражения и поглощения для облучаемого тела.

Основные законы теплового излучения Закон Стефана—Болъцмана. По закону Стефана—Больцмана лучеиспускательная способность тела (А ш ) пропорциональна четвертой степени абсолютной температуры:

Основы теории теплообмена где е — степень черноты серого тела, характеризующая собой отношение лучеиспускательной способности серого тела к лучеиспускательной способности абсолютно черного тела при той же температуре Т; С0 = 5.67 Вт/(м 2 • К 4 ) - коэффициент излучения абсолютно черного тела.

Значения е приводятся в теплотехнических справочниках. Степень черноты пламени в цилиндре поршневых ДВС в период сгорания по данным различных авторов лежит в пределах 0.4... 0.8.

Закон Ламберта дает возможность определить зависимость изменения энергии лучистого потока от его направления по отношению к поверхности тела. Наибольшей интенсивностью обладает излучение по нормали к поверхности — Еп. По остальным направлениям оно меньше, равно и выражается зависимостью:

где ip — угол между направлением излучения и нормалью (рис. 14.8).

Количество энергии Еш излучаемое по направлению нормали, в 7Г раз меньше излучательной способности тела, т. е.

Закон Вина дает зависимость между длиной волны, соответствующей максимальному излучению (A w ), и абсолютной температурой тела:

Рис. 14.8. К выводу закона Ламберта Лучистый теплообмен между телами Расчет теплообмена между двумя телами выполняют по уравнению где Qn — лучистый тепловой поток; еп приведенная степень черноты системы.

Приведенная степень черноты системы определяется по формуле где i, 2 — степень черноты 1-го и 2-го тела; 5i, 2 — поверхность теплообмена 1го и 2-го тела.

Формулы (14.48) и (14.49) применимы к телам любой формы (лишь бы меньшее из них было выпуклым).

Эти же уравнения используются для определения потери теплоты в окружающую среду, при этом Si — ос, Si/S2 = 0 и en = Si.

Теплопередача Как отмечалось ранее, передача энергии на микроуровне (в форме теплоты) только одним из рассмотренных выше способов (теплопроводностью, конвекцией или тепловым излучением) в реальных условиях происходит крайне редко. Обычно теплообмен осуществляется по всем трем механизмам переноса энергии одновременно. Тем не менее, значимость отдельных механизмов энергообмена в различных конкретных случаях при рассмотрении ряда инженерных задач можно не учитывать лучистую энергию по причине ее пренебрежимо малой доли в процессе энергообмена. С другой стороны, при исследовании теплообмена между телами в космическом пространстве можно пренебречь конвективной составляющей.

В тепловых машинах очень часто приходится иметь дело с теплообменом, происходящим за счет теплопроводности и конвекции. Именно так происходит понижение температуры охлаждающей жидкости или масла в радиаторах. Подобные случаи, представляющие собой переход энергии на микроуровне (в форме теплоты) от одной среды к другой через разделяющую их твердую стенку, в теплотехнике принято называть теплопередачей.

Теплопередача через плоскую стенку Пусть имеется однородная плоская однослойная стенка толщиной с коэффициентом теплопроводности материала А и температурами разделяемых этой стенкой сред и Т2ср, причем Т^р > Гсср (рис. 14.9). Теплопередача к стенке и от нее характеризуется коэффициентами теплоотдачи ai и а2.

Если принять, что А = idem, и рассматривать одномерную задачу (температура системы изменяется только в направлении координаты ж), то при установившемся тепловом состоянии вся теплота, передаваемая от первой (внутренней) среды к стенке, проходит через нее и отдается во вторую (внешнюю) среду.

Рис. 14.9. К расчету теплопередачи через плоскую стенку Так как режим энергообмена установившийся, то среду]. Из приведенных выше уравнений находим:

Из последнего равенства имеем Коэффициент теплопередачи показывает, какое количество теплоты передается от одной среды к другой через стенку площадью 1 м2 при разнице температур сред в один градус. Обратная величина называется термическим сопротивлением теплопередачи.

Для многослойной плоской стенки коэффициент теплопередачи будет определяться по формуле где п — количество слоев плоской стенки.

Поверхностная плотность теплового потока может быть найдена по уравнению Очевидно, что Теплопередача через цилиндрическую стенку Пусть имеется труба с внутренним диаметром di и внешним d2 (рис. 14.10). Стенка трубы однородна с коэффициентом теплопроводности А. Внутри трубы находится горячая среда с температурой Tfp, а снаружи — холодная с температурой Т^р;

коэффициенты теплоотдачи равны соответственно а\ и а2Рассмотрим одномерную задачу (температура в системе изменяется только в направлении радиуса г) и определим линейную плотность (на 1 метр длины трубы) теплового потока.

При стационарном режиме вся теплота, отданная горячей средой стенке, проходит через нее и отдается холодной среде. В этом случае для одного погонного метра трубы будем иметь:

Далее с помощью тех же операций, что и для плоской стенки, получим величину линейной плотности теплового потока где к — линейный коэффициент теплопередачи (на 1 метр длины трубы), который определяется по формуле формулой стенку Для многослойной стенки будем иметь Линейная плотность теплового потока определяется по уравнению Очевидно, что Теплопередача через оребренную стенку Рассмотрим плоскую стенку толщиной 6, снабженную с одной стороны ребрами из того же материала (рис. 14.11). Стенка гладкой стороной поверхности, имеющей площадь 5Ь контактирует с горячей средой, имеющей температуру Т± р (одинаковую по всей поверхности). Оребренная поверхность имеет площадь 52 и контактирует с холодной температуру Т р. Коэффициенты теплоотдачи равны соответственно ot\ и а 2.

Полагая Л = idem и считая тепловой поток, проходящий через стенку, стационарным, можно описать его тремя уравнениями:

Рис. 14.11. Схема к расчету теплопередачи через оребренную стенку Пользуясь той же методикой, что и выше, находим где к р — коэффициент теплопередачи для оребренной стенки.

Очевидно, что Из формулы (14.47) следует, чем больше S2 по сравнению с Si, тем интенсивнее теплопередача. Отношение S2/Si называется коэффициентом оребрения.

Основы теплового расчета теплообменных аппаратов Теплообменными аппаратами (теплообменниками) называют технические устройства, в которых осуществляется процесс передачи энергии в форме теплоты от одной среды (жидкости, газа) к другой среде (жидкости, газу). Среды, обменивающиеся энергией, принято называть «теплоносителями», хотя следует четко понимать условность этого термина, так как теплота в теле содержаться не может.

Процесс подвода или отвода энергии в форме теплоты по отношению к одному из теплоносителей может преследовать различные технологические цели: нагревание (охлаждение) жидкости или газа, превращение жидкости в пар, конденсацию пара, выпаривание раствора и другие.

Теплообменные аппараты, используемые на объектах мобильной техники, в основном служат для нагревания или охлаждения жидкостей или газов (радиаторы, предпусковые подогреватели, отопители и тому подобные устройства).

По принципу действия теплообменники разделяют на:

• рекуперативные;

• регенеративные;

• смесительные.

Рекуперативными (от латинского слова recuperatio — получение вновь) называют теплообменные аппараты, в которых передача теплоты от одного теплоносителя к другому осуществляется через разделяющую их твердую стенку. К ним относятся различные радиаторы: водо- и масловоздушные, водомасляные и другие аналогичные, широко используемые на колесных и гусеничных машинах.

Регенеративными (от латинского слова regeneranio — возобновление) называют теплообменные аппараты, в которых горячий теплоноситель в течение некоторого промежутка времени соприкасается с твердым телом (керамической или металлической насадкой) и отдает ему теплоту; в последующий период с твердым телом соприкасается «холодный» теплоноситель, который и воспринимает теплоту, аккумулированную насадкой. Регенеративные теплообменники применяются в двигателях Стирлинга, в газотурбинных двигателях в качестве теплообменников1 и других устройствах.

Смесительными называют теплообменные аппараты, в которых передача теплоты от одного теплоносителя к другому осуществляется при их непосредственном соприкосновении и сопровождается полным или частичным обменом вещества. Такие аппараты используют, например, для охлаждения или нагревания газа с помощью воды или охлаждения воды воздухом, при кондиционировании воздуха. Характерным примером подобного варианта понижения температуры газа являются охладители наддувочного воздуха испарительного типа в комбинированных ДВС.

Несмотря на разнообразие конструкций и областей применения, в принципе во всех теплообменных аппаратах осуществляется один и тот же процесс — передача энергии в форме теплоты от более нагретого теплоносителя к менее нагретому, поэтому основные положения теплового расчета теплообменников остаются общими.

При подборе теплообменников обычно требуется решить две задачи:

1. Провести конструктивный расчет, когда известны параметры теплоносителей (или количество передаваемой теплоты). В этом случае, выбрав предварительно конструкцию теплообменника, определяют величину площади теплообмена.

2. Провести проверочный расчет, когда известны поверхность теплообмена, конструкция аппарата и частично параметры теплоносителей на входе в теплообменник.

Расчетом находят неизвестные параметры (например, параметры на выходе, расход теплоносителей и другие).

В обоих случаях основными расчетными уравнениями служат:

• уравнение энергетического (теплового) баланса • уравнение теплопередачи В уравнениях (14.49) и (14.50) индекс 1 означает, что величина относится к горячей среде, а индекс 2 —к холодной. Температура на входе обозначена одним штрихом, на выходе — двумя. Величина G —массовый расход.

Формулы (14.48) и (14.50) предполагают, что в любой точке теплообменного аппарата температура теплоносителей не изменяется. На самом деле в теплообменниках горячая среда охлаждается, а холодная нагревается, в связи с чем разница температур теплоносителей, называемая температурным напором А Т, уменьшается. Изменяется также величина коэффициента теплопередачи. По этой причине уравнение теплопередачи Используется в силовой установке танка М-1 «Абраме» с газотурбинным двигателем AGT-1500 для повышения экономичности.

(14.50) можно применить лишь в дифференциальной форме к элементу поверхности dSf.

а общий тепловой поток, прошедший через всю поверхность S, определяется интегралом где к с р — среднее для всей поверхности значение коэффициента теплопередачи, обычно принимаемое в виде к — (к г + к 2 )/2; АГср —средний температурный напор.

Если температура вдоль поверхности нагрева изменяется незначительно, используется среднеарифметический температурный напор где ДТ" — больший температурный напор; ДТ" — меньший температурный напор.

При значительном изменении температуры вдоль поверхности нагрева используют среднелогарифмическое значение температурного напора Для упрощения записей и рассуждений в тепловых расчетах теплообменников часто вводят понятие так называемого водяного эквивалента теплоносителя W. Под ним понимают количество воды, эквивалентное по теплоемкости секундному расходу рассматриваемого теплоносителя С учетом водяного эквивалента уравнение теплового баланса (14.49) преобразуется к виду Как видно, отношение водяных эквивалентов теплоносителей обратно пропорционально отношению изменения их температур в теплообменном аппарате.

Характер изменения температуры теплоносителей вдоль поверхности теплообмена зависит от схемы их движения и соотношения водяных эквивалентов. Различают три основные схемы движения теплоносителей (рис. 14.12):

• прямоток — оба теплоносителя движутся параллельно и в одном направлении (рис. 14.12, а);

Рис. 14.12. Схемы движения теплоносителей в теплообменных аппаратах Рис. 14.13. Характер изменения температуры теплоносителей • противоток — теплоносители движутся параллельно, но в противоположном направлении (рис. 11.14, б);

• перекрестный ток (рис. 11.14, в).

Возможны и более сложные схемы, сочетающие в себе различные комбинации элементов простых схем (рис. 14.12, г; 14.12, д).

В зависимости от направления движения теплоносителей (противоток или прямоток) и соотношения W\ и W2> получаются четыре характерных пары кривых изменений температуры вдоль поверхности нагрева (рис. 14.13).

Как видно на рис. 14.13, при одной и той же начальной температуре холодного теплоносителя его можно нагреть при противотоке до более высокой температуры, чем при прямотоке (при одной и той же начальной температуре горячего теплоносителя). Следовательно, теплообменник с противотоком получается компактнее, чем аппарат с прямотоком.

Эффективность теплообменных аппаратов обычно оценивают с помощью коэффициента полезного действия и коэффициента удержания теплоты.

Коэффициент полезного действия теплообменника представляет собой отношение количества энергии, полученной холодным теплоносителем в форме теплоты (Q2)? к количеству теплоты, которое горячий теплоноситель мог передать холодному (Q R ):

окружающую среду. Он представляет собой отношение количества энергии, полученной холодным теплоносителем в форме теплоты, к количеству энергии, отданной в форме теплоты горячим теплоносителем:

где Qn — теплопотери в окружающую среду, то выражение (14.53) можно представить в виде Величина е зависит от конструкции теплообменного аппарата и качества тепловой изоляции.

В тех случаях, когда нагревание среды производится с целью получения от нее работы, эффективность теплообменного аппарата следует оценивать с помощью его эксергетического КПД где Ех г — количество эксергии, которым обладал горячий теплоноситель на входе в теплообменник; ЕХ2 — количество эксергии, полученное холодным теплоносителем от горячего.

Теплообменным аппаратом (теплообменником) называется теплотехническое устройство, предназначенное для передачи тепловой энергии от среды с более высокой температурой к среде с более низкой температурой. Рабочие среды, участвующие в передаче теплоты, называются теплоносителями или рабочими телами.

Часто, в схемах функциональная роль теплообменных аппаратов сопряжена с реализацией определенного теплового цикла энергоустановки. Такие теплообменные аппараты называются цикловыми.

Тепловой двигатель, представляет собой механическую конструкцию, в которую кондиционирования и другие, называемые вспомогательными. Теплообменные аппараты этих систем, такие, как топливоподогреватель, маслоохладитель и другие, называют вспомогательными теплооб-менными аппаратами, хотя для соответствующих систем они играют ключевую роль.

Классификация теплообменных аппаратов по характерным признакам приведена в таблице 2.1.

Таблица 2.1 – Классификация теплообменных аппаратов Характерные признаки В теплообменных аппаратах поверхностного типа поверхность теплообмена непосредственно вовлечена в процесс передачи теплоты. Различают рекуперативный и регенеративный типы теплообменников. В рекуперативном теплообменнике поверхность теплообмена служит разделительной стенкой между теплоносителями, обеспечивая герметичность горячего и холодного трактов теплоносителей; при этом на пути теплового потока она является термическим сопротивлением. Поэтому всегда стремятся свести термическое сопротивление поверхности теплообмена к минимуму. Рекуперативные теплообменники газотурбинных установок чаще работают на двух теплоносителях. В теплообменниках химических технологий и криогенной техники через аппарат одновременно могут проходить и более трех теплоносителей. Тепловой поток через поверхность теплообмена передается конвекцией, излучением и теплопроводностью. В большинстве случаев уровень рабочих температур теплообменников таков, что лучистый тепловой поток оказывается относительно малым.

В регенеративных теплообменниках поверхность теплообмена выполняет роль промежуточного накопителя тепловой энергии, а процесс передачи теплоты от горячего теплоносителя к холодному протекает в две стадии. Сначала поверхность теплообмена контактирует с горячим теплоносителем и аккумулирует полученную тепловую энергию, а затем при контакте с холодным теплоносителем отдает эту энергию, нагревая холодный теплоноситель.

Если в теплообменном аппарате контактного типа процесс теплообмена сопровождается процессом массообмена, аппараты такого типа называют тепломассообменными. Теплообменник, через который проходят оба основных теплоносителя, относится к теплообменникам прямого действия.

В практике, теплообменный аппарат, предназначенный для регенерации теплоты уходящих после турбины газов, независимо от того, какой его тип (рекуперативный или регенеративный) использован, принято называть регенератором.

От агрегатного состояния и теплофизических свойств теплоносителей зависят их скорость, тип и конструкция поверхности теплообмена, конструкция корпуса, патрубков подвода и отвода теплоносителей, способ компенсации термических расширений корпуса и остова, затраты энергии на циркуляцию теплоносителей.

Движение теплоносителей через теплообменный аппарат может быть осуществлено по схеме параллельного тока (прямоток, противоток, сложный многоходовой параллельный ток), по схеме простого (одноходового), либо по схеме сложного (многоходового) перекрестного тока. По тепловой эффективности более предпочтительна схема противотока, но компоновочное решение теплообменника перекрестного тока в большинстве случаев лучше.

Однако температура остова теплообменника перекрестного тока изменяется не только в продольном, но и в поперечном направлении, что вызывает температурные напряжения в матрице и может служить причиной ее значительной деформации. При большом числе ходов теплоносителей теплообменник перекрестного тока по тепловой эффективности приближается к противоточному. Прямоточный теплообменник может оказаться лучше аппаратов другого типа в том случае, когда определяющим фактором является температура поверхности теплообмена, что может иметь место в высокотемпературных нагревателях.

Независимо от типа, схемы теплообменного аппарата, конкретного его назначения и объекта применения основные требования к теплообменным аппаратам достаточно универсальны:

соответствие заданным рабочим характеристикам;

стабильность рабочих характеристик за весь период эксплуатации;

соответствие заданному ресурсу работы; простота технического обслуживания;

компактность, малая масса, низкая стоимость изготовления; ремонтопригодность.

Применительно к конкретному теплообменному аппарату эти требования могут носить противоречивый характер. Поэтому в процессе проектирования стремятся найти лучшее компромиссное решение.

Теплообменники (радиаторы), используются для рассеяния непосредственно в атмосферный воздух теплоты, образующейся в различных функциональных системах поршневого двигателя и его агрегатов, отводимой теплоносителем, не меняющим своего фазового состояния (антифриз, смазочное масло и т.д.).

Как теплообменники, радиаторы имеют следующие основные особенности, характеризующие их конструкцию и рабочий процесс:

1. По способу действия радиаторы относятся к рекуперативным теплообменникам, где тепло передатся через разделяющую теплоносители стенку.

2. По направлению потоков теплоносителей радиаторы, как правило, являются теплообменниками перекрестного тока.

3. Для сложного процесса теплопередачи в радиаторах характерными являются:

теплопроводность, конвективный теплообмен и, в незначительной мере, лучистый теплообмен.

4. Определяющими краевыми условиями теплопередачи в радиаторах всегда являются условия на стороне атмосферного воздуха.

5. Радиаторы имеют высокую компактность поверхности охлаждения; малые диаметры трубок, малую толщину материалов, сложную форму элементов. Живое сечение с воздушной стороны во много раз больше живого сечения со стороны жидкости.

6. Радиаторы испытывают переменные тепловые нагрузки и скорости движения (расходы) теплоносителей, работая в условиях часто меняющихся параметров воздуха.

7. В сложной цепи передачи тепла: "агрегат – охлаждающая жидкость – радиатор" именно радиатор обычно самое слабое звено, т.к. коэффициент теплоотдачи к воздуху является наименьшим.

Исходя из сформулированных выше особенностей, радиаторы классифицируются :

а) по назначению:

- для систем жидкостного охлаждения двигателей, - для охлаждения смазочного масла двигателя, - для охлаждения агрегатов и узлов трансмиссии, - для охлаждения масла узлов систем двигателя, - для охлаждения наддувочного воздуха, - для систем отопления кабин, салонов, кузовов машин;

б) по виду второго теплоносителя:

- радиаторы жидкостные, - радиаторы масляные, - радиаторы воздушные (наддувочного воздуха), - радиаторы комбинированные (охлаждение двух и более не перемешивающихся теплоносителей);

в) по общему конструктивному исполнению:

- по геометрической форме остова (а часто и всего радиатора) — прямоугольные, кольцеобразные, зигзагообразные;

- по характеру взаимодействия остова с каркасными деталями радиатора — неподвижные, роторные (вращающиеся);

- по принципу сборки — с опорными пластинами, беспакетные (секционные), змеевиковые;

- по степени разборности конструкции — неразборные, полуразборные, разборные;

- по используемым материалам — медные (из сплавов), алюминиевые (из сплавов), стальные (иногда из нержавеющей стали), комбинированные (медные трубки и стальные охлаждающие пластины или алюминиевый остов, пластмассовые бачки, стальные опорные пластины).