авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 6 |
-- [ Страница 1 ] --

Министерство образования и наук

и Российской Федерации

Академия наук Республики Татарстан

Министерство образования и науки Республики Татарстан

Министерство

по делам молодежи, спорту и туризму

Республики Татарстан

ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ

ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ

«КАЗАНСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ им. А.Н. ТУПОЛЕВА»

XVIII ТУПОЛЕВСКИЕ ЧТЕНИЯ Международная молодежная научная конференция 26 – 28 мая 2010 года Материалы конференции Том II Казань 2010 УДК 628 Туп 85 Туп 85 XVIII Туполевские чтения: Международная молодежная научная конференция, 26 – 28 мая 2010 года: Материалы конференции.

Том II. Казань: Изд-во Казан. гос. техн. ун-та. 2010. 236 с.

ISBN 978-5-7579-1454- Представлены материалы конференции, в которых изложены резуль таты научно-исследовательской работы студентов по вопросам использо вания прогрессивных методов и средств производства в наукоемком ма шиностроении;

технологии новых материалов;

сертификации, метроло гии и менеджмента качества;

нанотехнологий;

химии и экологии, техно логии и организации производства в наукоемком машиностроении.

УДК Редакционная коллегия: Э.Р. Галимов, доктор технических наук, профессор;

В.И. Халиулин, доктор технических наук, про фессор;

Ф.М. Галимов, доктор технических наук, профессор;

А.Н. Глебов, доктор химических наук, профессор;

А.Н. Лунёв, доктор технических наук, профессор.

Изд-во Казан. гос. техн. ун-та, Авторы, указанные в списке, ISBN 978-5-7579-1454- СЕКЦИЯ КОНСТРУКЦИЯ, ОБОРУДОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ ИЗДЕЛИЙ НАУКОЕМКОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ И ТРАНСПОРТНЫХ СРЕДСТВ МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ ПРОТИВОВЕСА Жамилов Р.З.

Научный руководитель: Ф.Х. Халиуллин, канд. техн. наук (КГТУ-КАИ) Силы и моменты, действующие в кривошипно-шатунном механиз ме, непрерывно изменяются и, если они не уравновешены, вызывают со трясение и вибрацию двигателя, передающиеся раме автомобиля или трактора, а также неравномерный износ коренных шеек коленчатого вала.

В расчетах уравновешивания двигателей студенты сталкиваются с определением массы противовеса и угла его действия. Но в литературе отсутствуют методики расчета этих параметров. В связи с чем студентам приходилось «придумывать» их, и методом подбора определять их значения.

Я предлагаю методику расчета данных параметров.

Данная методика основана на приложении мнимого износа проти воположно максимальному износу. Прикладывая мнимый износ n-раз, мы добиваемся равномерного износа коренной шейки. Таким образом, уста новив величину мнимого износа, мы можем определить силу, которая создаст нам этот мнимый износ. Полученная сила и является результатом расчета по этой методике. В дальнейшем без труда по формулам можно определить все параметры противовеса.

Таким образом, определив все параметры противовеса с большой точностью, увеличивается срок службы двигателя, и уменьшаются виб рации.

АВТОНОМНЫЙ ПОДОГРЕВАТЕЛЬ ГРУЗОВОГО АВТОМОБИЛЯ Матвеев Н.В.

Научный руководитель: А.Б.Березовский, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) При перевозке грузов автомобиль простаивает во время погрузки, разгрузки или оформления документов на въезд-выезд. При отрицатель ной температуре окружающей среды водитель, чтобы не замерзнуть и не осуществлять холодный запуск, оставляет двигатель работающим в режиме холостого хода. Этот режим неэффективен с точки зрения ре сурса двигателя и расхода топлива.

Для улучшения пусковых свойств двигателя и поддержания его те плового состояния предлагается применить автономный подогреватель.

Он позволит сократить расход топлива при длительных стоянках и увели чить ресурс двигателя, обеспечивая необходимое тепловое состояние дви гателя и комфортную температуру в кабине автомобиля.

Автономный подогреватель представляет теплообменник, в кото ром охлаждающая жидкость подогревается за счет теплоты, выделяющей ся при сгорании топлива в камере сгорания авиационного типа. Эта жид кость при помощи насоса направляется в рубашку охлаждения двигателя и отопитель кабины автомобиля. Теплота отработавших в камере сгора ния газов используется для обогрева поддона двигателя, в котором нахо дится масло.

Воздух в камеру сгорания подается вентилятором с приводом от электрического двигателя. При входе в камеру сгорания воздух приобре тает вихревое движение. Во фронтовой части камеры сгорания располо жена топливная форсунка. Топливо к ней подается насосом с электропри водом. Образующаяся в камере сгорания топливо-воздушная смесь под жигается свечой накаливания. Затем в камере образуется стационарная зона сгорания. Продукты сгорания, омывая коаксиально расположенный теплообменник, нагревают жидкость системы охлаждения до 70 80 С.

Отработавшие газы, имеющие сравнительно высокую температуру, на правляются на поддон двигателя для обеспечения рабочей температуры масла.

Приведены расчеты подогревателя, включающие расчеты камеры сгорания, теплообменника, вентилятора, насоса охлаждающей жидкости.

Приведены чертежи подогревателя. Рассмотрена схема интеграции подог ревателя в общую схему системы охлаждения двигателя.

АНАЛИЗ ПЕРЕХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК РЕГУЛЯТОРА ТНВД УТН-5 С ПОМОЩЬЮ УРАВНЕНИЙ ЛАГРАНЖА ВТОРОГО РОДА Мустафин А.И., Шириязданов Р.Р.

Научный руководитель: Ф.Х. Халиуллин, канд. техн. наук (КГТУ-КАИ) Динамические характеристики регулятора топливного насоса высо кого давления оцениваются переходными функциями. Для их получения были составлены дифференциальные уравнения Лагранжа второго рода.





Исходя из конструктивных особенностей топливоподающей систе мы, регулятор имеет две степени свободы, а именно: перемещение муфты грузиков или рейки ТНВД, и угол поворота основного рычага. Введение дополнительной степени свободы позволяет учесть при составлении диф ференциальных уравнений работу корректора увеличения подачи топли ва. При этом для получения адекватных результатов необходимо преду смотреть согласованность граничных условий. В качестве возмущающей силы были приняты изменения положения настройки регулятора. После определения конструктивных параметров узлов и деталей топливного на соса высокого давления УТН-5, уравнения были решены с использовани ем программного продукта MATLAB. Были получены переходные функ ции при различных видах возмущения.

Предложенная модель позволяет оценить влияние конструктивных элементов регулятора на динамические характеристики механизма и дви гателя в целом.

ОЦЕНКА СПОСОБОВ ПРОФИЛИРОВАНИЯ КУЛАЧКОВ ГАЗОРАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНОГО МЕХАНИЗМА ДВС Мокшанов М.Е., Саттаров А.Р., Гумеров И.Р.

Научный руководитель: Ф.Х. Халуллин, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) В современных ДВС для привода клапанов ГРМ применяются вы пуклые и так называемые безударные кулачки. Основным отличием без ударных кулачков является принцип формирования профиля кулачка – профиль формируется по заданному закону изменения ускорения, скоро сти и перемещения клапана. В зависимости от способов задания этих за конов кулачки делятся на кулачки Курца и кулачки типа полидайн. У ку лачков Курца в основу изменения кинематических параметров закладыва ется кусочно-гладкая функция, значения которых уточняются из условия из условия их равенства на границах участков. Для составления уравне ний законов изменения параметров движения клапана при профилирова нии кулачков типа полидайн необходимо выбрать динамическую эквива лентную схему ГРМ и определить условия его движения в дифференци альных уравнениях. В этом случае учитывается упругая деформация эле ментов ГРМ.

Для оценки способов профилирования был спроектирован меха низм газораспределения V-образного 8-ми цилиндрового двигателя имеющего следующие параметры: Ne = 350 кВт.;

nN = 2100 об/мин;

Мкр = 1901,4 Нм;

D = 135 мм;

S = 151,2 мм;

Для этого двигателя были спрофилированы различные кулачки:

– выпуклые;

– Курца;

– типа полидайн.

В качестве оценочных показателей работы ГРМ были выбраны максимальные значения положительных и отрицательных ускорений кла пана и параметров «время-сечение».

МЕТОДИКА ПОДБОРА МАХОВИКА С ПЕРЕМЕННЫМ МОМЕНТОМ ИНЕРЦИИ ДЛЯ АВТОМОБИЛЬНЫХ ДВС Фролов С.А., Никушкин С.Ю.

Научный руководитель: Ф.Х. Халуллин, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Момент инерции маховика двигателя внутреннего сгорания выби рается из расчета обеспечения максимальной равномерности хода. Слиш ком малое его значение приводит к увеличению амплитуды изменения частоты вращения коленчатого вала, улучшая при этом процесс разгона двигателя. Переразмеренный маховик обеспечивает стабильное значение частоты вращения коленчатого вала, однако при этом ухудшается дина мика. Предлагается маховик с переменным моментом инерции, который позволяет при заданной неравномерности частоты вращения коленчатого вала достичь хороших динамических характеристик, а так же методика его расчета.

Для оценки разгонных характеристик были проведены расчеты для V-образного 6-ти цилиндрового двигателя с искровым зажиганием с дву мя вариантами маховика:

– с постоянным моментом инерции;

– с переменным моментом инерции;

По итогам расчета более целесообразно применять в двигателе строении маховики с переменным моментом инерции.

ПРИМЕНЕНИЕ ПАКЕТА MATLAB ДЛЯ РЕШЕНИЯ ЗАДАЧ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ДВС Мухамеджанов А.И.

Научный руководитель: В.Г. Крюков, докт. техн. наук, профессор (КГТУ-КАИ) Современные двигатели внутреннего сгорания являются весьма сложными агрегатами и для их эффективной эксплуатации целесообразно применять автоматические регуляторы, управляющие разнообразными характеристиками: частоты вращения коленчатого вала;

расход топлива;

температура охлаждающей жидкости и т.д. Применение автоматического регулирования позволяет существенно повысить его экономичность, дол говечность и упростить управление собственно автомобилем.

Обычно с позиций регулирования двигатель, регулятор и их сово купность (система автоматического регулирования – САР) описываются обыкновенными дифференциальными уравнениями. В частности, двига тель без наддува (как объект регулирования по частоте вращения) пред ставляется уравнением:

d + k д = д д, Тд (1) dt где Т д – время собственно двигателя (с);

k д – безразмерный коэффициент самовыравнивания;

– задаваемое относительное изменение рейки топ ливного насоса;

д – безразмерный коэффициент усиления по настройке потребителя (по нагрузке);

д – задаваемое относительное изменение на грузки потребителя;

– относительное изменение угловой скорости.

Автоматический регулятор частоты вращения прямого действия описывается уравнением:

2d d Т р 2 + Тк + z = ur р р, (2) dt dt где Т р – время чувствительного элемента, характеризующее его инерци онность;

Т к – время катаракта, характеризующее силы гидравлического трения регулятора;

z – местная степень неравномерности;

ur – переда точное отношение;

р – коэффициент усиления по настройке скоростного режима;

р – задаваемое относительное изменение нагрузки;

– задавае мое относительное изменение рейки топливного насоса. А система авто матического регулирования представляется системой уравнений (1) и (2).

С помощью этих уравнений исследуются устойчивость и переход ные характеристики двигателя, регулятора и собственно САР.

В данной работе излагаются алгоритм расчета таких характеристик.

Этот алгоритм был реализован в среде известного пакета МАTLAB и блок-схема этого алгоритма представлена на рис. 1.

Изменение Вход исходных данных Чтение базо вого архива Выполнение Выход расчета Выбор задачи Сохранение результатов Рис. 1. Блок-схема алгоритма расчета переходных характеристик двигателя, регулятора и САР Интегрирование дифференциальных уравнений и построение гра фиков выполняется методом Рунге – Кутта с использованием стандартных программ пакета. Переходные процессы имитируются путем возмущаю щих воздействий, которые могут быть как ступенчатыми, так и гармони ческими. Созданную программу планируется использовать при выполне нии лабораторного практикума по дисциплине «Автоматическое регули рование и управление ДВС». Также возможно ее использование при вы полнении научных исследований.

ВЫБОР МЕТОДА ОЦЕНКИ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ ТЕХНОЛОГИЧНОСТИ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ Бахмицкий М.С.

Научный руководитель: В.Ф. Безъязычный, докт. техн. наук, профессор (Рыбинская государственная авиационная технологическая академия им. П.А. Соловьева) По сравнению с другими научными направлениями в машино строении изучение эксплуатационной технологичности изделий, как са мостоятельная задача возникла сравнительно недавно, главным образом в связи со значительным усложнением конструкций деталей машин и уси лением требований в отношении их использования.

В ранее выполненных работах по эксплуатационной технологично сти выделены следующие направления исследований:

– анализ эксплуатационной технологичности конструкций и орга низация сбора необходимой информации;

– изучение теоретических аспектов эксплуатационной технологич ности, выбор и обоснование показателей, разработка методов расчета и оценки эксплуатационной технологичности на этапах создания и испы тания изделий;

В существующих работах нет единства взглядов как в выборе пока зателей эксплуатационной технологичности, так и методах их оценки.

При рассмотрении вопроса о показателях эксплуатационной технологич ности необходимо, прежде всего, дать ответ на вопрос о том, как их зада вать: случайными или детерминированными.

Используемые на практике показатели оценки эксплуатацион ной технологичности (трудоемкость, продолжительность, стоимость тех нического обслуживания и т.п.) легко определяются и воспринимаются лишь для отдельных деталей. Для оценки факторов конструктивного и организационно-технического характера сложной машины (газотурбин ного двигателя) в целом необходимо использовать статистические ме тоды.

Выделяют следующие статистические методы оценки эксплуатаци онной технологичности изделий: экспертный метод, метод типовых нор мативов времени, метод эмпирических зависимостей.

Экспертный метод основан на использовании опыта квалифициро ванных специалистов и данных об изделии. Недостаток данного метода заключается прежде всего в больших расхождениях во мнениях экспертов в связи с воздействие субъективных факторов. Данный метод сложен в реализации на этапе проектирования изделия, по причине невозможно сти привлечения большого числа экспертов разных предприятий, зани мающихся изготовлением аналогичной продукции.

Метод типовых нормативов времени широко используется в ряде предприятий авиационной промышленности, однако на практике зачас тую обнаруживаются большие расхождения в расчетных и полученных на практике значениях показателей эксплуатационной технологичности.

Данное явление связано с невозможностью оценить влияние большого количества факторов, возникающие в процессе выполнения технического обслуживания сложного объекта (газотурбинного двигателя), при назна чении коэффициентов и определении нормативов.

Метод эмпирических зависимостей основан на использовании свя зи основных показателей эксплуатационной технологичности изделий с их основными конструктивно-техническими факторами (масса, число ступеней компрессора или турбины и т.п.). В свою очередь факторы зави сят от основных технических характеристик двигателя (степень повыше ния давления, температура газов перед турбиной, расход воздуха и т.п.).

Данный метод позволяет определить зависимость между требуемыми ха рактеристиками двигателя и показателями эксплуатационной технологич ности на этапе проектирования. Для определения указанной зависимости строят статистическую модель, в следующем порядке: выбирают вид мо дели и факторы эксплуатационной технологичности, собирают и анализи руют исходные данные, стоят модель, проводят ее анализ и при необхо димости уточняют ее.

Примером такой модели может служить упрощенная модель по оп ределению стоимости замены поврежденных лопаток вентилятора двух контурного газотурбинного двигателя:

С = k Ta N1bQc Sd, где T – допуск на массу лопатки;

N1 – число поврежденных лопаток;

Q – номинальная масса лопатки;

S – суммарная трудоемкость выполнения работ по монтажу/демонтажу деталей для доступа к лопаткам вентилято ра;

k, a, b, c, d – параметры уравнения.

РЕГУЛИРОВАНИЕ СТЕПЕНИ СЖАТИЯ В СВОБОДНОПОРШНЕВОМ ДВИГАТЕЛЕ ПРИ ПОМОЩИ ГИДРОПРИВОДА Шобанова А.Л.

Научный руководитель: Н.П. Сютов, канд. техн. наук (Марийский государственный технический университет) В связи с экономическим, энергетическим и экологическим кризи сом, становится отчетливо понятно, что неплохо бы снизить расход топ лива автомобиля, улучшить экологические показатели, при этом сохра нив, а предпочтительнее улучшив его мощностные и динамические харак теристики.

Если взять за основу свободнопоршневой двигатель внутреннего сгорания (СП ДВС) можно даже упростить конструкцию, с получением ряда эксплуатационных преимуществ. СП ДВС – двигатель внутреннего сгорания, в котором отсутствует кривошипно-шатунный механизм, а ход поршня от нижней мертвой точки до верхней мертвой точки осуществляется под действием давления воздуха, сжатого в бу ферных емкостях, пружины, веса поршня, гидравлической системы или электромагнитных полей.

Указанная особенность позволяет наиболее эффективно строить двухтактные СП ДВС.

Предложенное нами уст ройство (рис. 1) включает в себя цилиндр двигателя 1, находящийся в нем поршень 2, присоединенный к двигателю гидроцилиндр 3, поршень гидроцилиндра 4, впуск ной клапан 5, форсунку 6, датчик положения поршня 7, систему управления 8, резервуар с рабочей жидкостью 9, гидравлическую Рис. 1. Принцип и устройство регули систему 10, гидропневматический рования степени сжатия в свободно поршневом двигателе внутреннего аккумулятор 11, гидромотор 12, сгорания выпускные окна 13 или клапана как вариант.

Замена кривошипно-шатунного механизма на гидросистему позво лит получить следующие технические преимущества:

– повышение кпд;

– уменьшение расхода топлива;

– снижение токсичности отработавших газов;

– возможность использования различных видов топлива;

– возможность рекуперации энергии торможения;

– увеличение ресурса двигателя.

Двигатель обладает высокой экологичностью за счет уменьшения выбросов токсичных веществ в атмосферу вместе с отработавшими газа ми, что достигается улучшением процессов сгорания топлива и макси мально возможного расширения продуктов сгорания в цилиндре двигате ля, обеспечивая высокий кпд. Это позволяет сделать его многотопливным, вплоть до оперативной замены топлива при различной выдаваемой мощ ности, так как становится возможным быстрое изменение степени сжатия.

При работе двигателя в режиме неполной мощности происходит повыше ние кпд, уменьшение шума и снижение тепловой нагрузки на рабочие части двигателя.

СЕКЦИЯ КОНСТРУКЦИЯ И РАБОЧИЕ ПРОЦЕССЫ В ТЕПЛОВЫХ ДВИГАТЕЛЯХ, ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВКАХ И ЭНЕРГОСИСТЕМАХ ВЛИЯНИЕ АВТОТУРБУЛИЗАЦИИ НА ПАРАМЕТРЫ ТУРБУЛЕНТНОГО ПОТОКА В КАМЕРАХ СГОРАНИЯ ГТД Бакланов А.В.

Научный руководитель: Б.Г.Мингазов, докт. техн. наук, профессор (КГТУ-КАИ) Процесс горения в турбулентном потоке наиболее широко приме няется на практике, особенно в газотурбинных двигателях. Поэтому изу чение закономерностей распространения пламени в турбулентном потоке остается до сих пор актуальным. Известно, что при моделировании ос новной характеристики скорости турбулентного горения U Т используют ся подходы, основанные на «поверхностном» представлении фронта пла мени, согласно которому значения скорости турбулентного горения U Т определяются уравнениями, полученными К.И. Щелкиным: U Т = U Н + W W/ или А.В. Талантовым: U Т = U Н + W ln 1 +.

UН Видно, что скорость распространения пламени в турбулентном по токе определяется как скоростью пульсации W /, так и нормальной скоро стью U Н. C целью установления основных закономерностей влияния раз личных факторов на U Т проведены многочисленные экспериментальные исследования, в которых установлено влияние начальных температур, давлений, составов смеси на U Т.

Ранее различными авторами было установлено, что в турбулентном потоке под действием температурной неравномерности фронт пламени при горении искривляется и появляются дополнительные пульсации, воз никающие в связи с неоднородностью с диффузией компонентов. Это учитывалось с помощью степени подогрева = TГ T0. Величина скорости дополнительной пульсации определялась уравнением W / = ( 1)U Н.

Фронт пламени в области 1,0 характеризуется большей неус тойчивостью фронта пламени, что способствует генерации допо.

ПОИСК НАПРАВЛЕНИЙ ОПТИМИЗАЦИИ ВЫХЛОПНОГО УСТРОЙСТВА ГПА-Ц- Давлетшин И.С.

Научный руководитель: Б.Г. Мингазов, докт. техн. наук, профессор (КГТУ-КАИ) В ряде работ представлены новые возможности повышения общей эффективности ГТУ за счет совершенствования проточных частей, кото рое выполняется на основе визуальной диагностики структуры потоков.

Для этого изготавливаются плоские физические модели с профилем ха рактерного сечения проточной части. Исходя из структуры потока опре деляются основные направления усовершенствования объекта.

Экспериментально визуализировать структуру отрывного течения в диффузорном канале сложно из-за пространственности течения. Для определения структуры потока эффективен один из способов визуализа ции линий тока путем предварительного нанесения на ограничивающие поверхности визуализирующего вещества, обозначающего линии тока и затвердевающего за короткое время. Таким способом можно получить линию, обозначающую начало отрыва потока, которая представляет собой огибающую линий тока в начальном участке зоны отрывного течения. Как правило, качественной картины линий тока на поверхности не достаточ но. Поэтому для получения более подробной картины течения измеряют поля указанных параметров по высоте канала и в окружном направлении.

В случае визуализации течения в газосборнике улитки задача намного усложняется. Поэтому в некоторых случаях переходят к плоским физиче ским моделям.

В качестве объекта исследования выбрано выхлопное устройство ГПА-Ц-16. На рис. 1 представлено продольное сечение проточной части его улитки. В результате предварительного анализа геометрии выхлопной улитки и литературных источников выявлено, что конструкция диффузо ра с газосборником не оптимальна. Кри волинейный кольцевой диффузор, состо ит из осевого и осерадиального диффузо ров. Угол расширения канала осевого диффузора составляет 7°, что, согласно литературным источникам, является оп тимальным значением для максимального снижения скорости для обеспечения без отрывности течения. Увеличение площа ди сечения на единицу длины (по средней линии) осерадиального диффузора почти в два раза больше, чем должно быть уве Рис. 1. Сечение проточной личение площади при той же длине осе- части выхлопной улитки вого диффузора. Это условие является предпосылкой к отрыву потока при пово роте в радиальном направлении.

Исследование структуры течения в проточной части выхлопного устройства проводилось с помощью программы вычислительной газовой динамики FLUENT. При расчете использовалась модель турбулентности Спаларта-Аллмареса. На данном этапе цель работы заключается в созда нии модели выхлопного устройства и проведении предварительного срав нения результатов расчета с имеющимися экспериментальными данными в выходном сечении. Следует отметить, что вопрос степени адекватности моделей турбулентности применительно к данному типу выхлопных уст ройств требует дополнительных исследований.

Анализ визуальных картин показывает, что структура потока в диффузоре и газосборнике имеет участки с отрывом потока. На основе полученных данных предварительно определяются мероприятия, направ ленные на организацию безотрывного течения в проточной части выхлоп ного устройства, с целью дальнейшей их проработки. Из полученных ви зуальных картин видно, что геометрию диффузора и газосборника улитки необходимо модифицировать, устранив вихревую зону и улучшив органи зацию потока вдоль проточной части выхлопного устройства.

Для более существенного снижения потерь при реконструкции вы хлопного устройства целесообразно также рассмотреть возможность ор ганизации выхлопа без газосборника.

СТАТИСТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МАТЕРИАЛА РАБОЧИХ ЛОПАТОК АВИАЦИОННЫХ ГТД Киселев А.С.

Научный руководитель: Н.П. Великанова, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) В процессе эксплуатации рабочие лопатки турбин авиационных ГТД подвергаются воздействию термомеханического нагружения. Дли тельное воздействие высоких напряжений и температур влияет на меха нические свойства, характеристики долговечности и структурное состоя ние материала.

В данной работе исследуется влияние длительной эксплуатацион ной наработки на механические свойства рабочих лопаток авиационных ГТД.

Объектом исследования являются двигатели семейства НК-8 кон струкции Н.Д. Кузнецова для гражданской авиации.

Предмет исследования – рабочие лопатки первой ступени турбины из жаропрочного сплава ЖС30-ВИ. Указанный материал является спла вом на никелевой основе с монокристаллической структурой и широко применяется в авиадвигателестроении.

Влияние эксплуатационной наработки на механические свойства материала рабочих лопаток турбин определялось путем сопоставления исходных значений характеристик механических свойств материала по данным приемочного контроля и результатов испытаний образцов, выре занных из лопаток турбин после эксплуатации. В работе исследовались выборки механических свойств сплава ЖС30-ВИ рабочих лопаток, экс плуатирующихся на авиационных ГТД с 1994 по 2000 года.

В результате проведенного исследования механических свойств сплава ЖС30-ВИ в исходном состоянии и после эксплуатационной нара ботки установлено, что по критерию Бартлета имеет место однородность дисперсий логарифмов предела прочности в, относительного удлинения, относительного сужения y. Проверка по F-критерию показала, что для всех исследуемых величин гипотеза об однородности средних значений логарифмов механических характеристик для выборок во всех случаях отвергаются.

В этом случае имеет место m (m – число выборок) логарифмически нормально распределенных генеральных совокупностей с общей диспер сией и разными средними значениями. Проверка соответствия опытных данных логарифмически нормальному закону распределения по критерию Шапиро-Уилка показала, что закон распределения рассматриваемых ха рактеристик до и после наработки является логарифмически нормальным при уровне значимости = 0,01 … 0,05. Таким образом, установлено, что эксплуатационная наработка не оказывает влияния за закон распределе ния механических свойств сплава ЖС30-ВИ.

Для оценки влияния эксплуатационной наработки на механические свойства материала лопаток были проведены испытания образцов, выре занных из лопаток с наработкой от 500 до 9000 часов. Влияние эксплуата ционной наработки оценивалось по испытаниям образцов при нормальной температуре.

В результате проведенного анализа установлено, что в процессе эксплуатации происходит незначительное изменение предела прочности в сплава ЖС30-ВИ относительно исходного состояния, наблюдается да же их некоторое увеличение в интервале рассмотренных значений нара ботки. Характеристики пластичности сплава – относительное удлинение и относительное сужение y – также изменяются незначительно.

Изменение механических свойств сплава ЖС30-ВИ имеет общую тенденцию. Изменение прочностных характеристик материала рабочих лопаток в интервале наработки от 500 до 9000 часов является незначи тельным: предел прочности изменяется на величину + 2 … 7 %. Измене ние же характеристик пластичности этого материала также происходит на незначительную величину – до 5 %. Таким изменением можно пренеб речь, и принять, что механические характеристики прочности и пластич ности сплава ЖС30-ВИ после эксплуатационной наработки равны соот ветствующим характеристикам в исходном состоянии.

ЛАЗЕРНЫЙ РАКЕТНЫЙ ДВИГАТЕЛЬ НА ОСНОВЕ НЕПРЕРЫВНОГО ОПТИЧЕСКОГО РАЗРЯДА Бикмучев А.Р., Муртазин Р.А., Пислегин С.Н.

Научный руководитель: А.Г. Саттаров, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Основная проблематика настоящего времени в ракетостроительной области, заключается в ограниченности использования технических воз можностей существующих ракетных двигателей (РД). В современных РД используются химические топлива, при этом скорости истечения продук тов сгорания из сопла составляют в среднем 3000 м/с. При таких сравни тельно низких значениях скоростей истечения рабочего тела из сопла мас са ракетоносителя (РН) в основном состоит из массы рабочего тела, т.е.

массы компонентов химического топ лива. Поэтому высокоэффективные лазерные реактивные двигатели (ЛРД) с удельным импульсом 103 с и тягой до 102 Н могут рассматриваться как перспективные двигатели для межор битальных полетов космических ап паратов. Сравнительные характери стики тяги различных ракетных дви гателей представлены на рис. 1.

Одной из важнейших задач для создания ЛРД является организация рабочего процесса в камере, например пространственная стабилизация оптического разряда (ОР) в камере поглощения. Известно, что ОР, обра зованный в районе фокусировки лазерного излучения, имеет свойство двигаться в направлении лазерного луча и при достижении определенной точки пространства, где интенсивность лазерного излучения становится ниже порогового значения, гаснет.

В качестве решения данной проблемы предлагается использовать следующую схему организации рабочего процесса (рис. 2). Рабочее тело, например аргон, подается в камеру поглощения со стороны критического сечения сопла через тангенциальные отверстия. В результате образуется закрученный осесимметричный поток газа, направленный к переднему днищу камеры поглощения, который разворачивается в обратном направ лении и истекает, обдувая горячее ядро потока со стороны подвода лазер ного луча, обеспечивая устойчивое «горение» оптического разряда. Газ из области нагрева и смешения, попадает в сопло и образует плазменную струю, которая и используется для создания реактивной тяги.

Рис. 2. Экспериментальное ГДО на основе противоточного эжектора: 1 – камера поглощения, 2 – тангенциальный подвод рабочего тела;

3 – газодинамическое окно;

4 – лазерный луч;

5 – оптический разряд;

6 – внешний контур течения;

7 – внутренний контур течения;

8 – подача охладителя;

9 – сопло Таким образом, такой способ организации внутрикамерных про цессов позволяет:

– Обеспечить газодинамическое сжатие потока в области критиче ского сечения сопла, что существенно снизит конвективные тепловые потоки к стенкам.

– Обдуть ОР закрученным осесимметричным осевым потоком газа, который стабилизирует плазму непрерывного оптического разряда в радиальном направлении, создавая оптимальные условия «горения»

оптического разряда.

– Интенсивное перемешивание горячего ядра оптического разряда с более холодным рабочим газом, позволяет уменьшить длину камеры и получить однородно распределенный по температуре газ на выходе из сопла.

Стендовые испытания экспериментального ЛРД на электро разрядном СО2 – лазере с мощностью 8 кВт показали, что тяга составила 4,8 Н, удельный импульс 4000 м/с.

Работа выполнена при финансовой поддержке Федерального агент ства по науке и инновациям государственный контракт № 02.740.11.0523.

РАСЧЕТ ДЕЗАКСИЛАЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СТЕПЕНЯХ ОТНОСИТЕЛЬНОГО СМЕЩЕНИЯ Горшкалев А.А., Кривцов А.В., Сайгаков Е.А., Сморкалов Д.В.

Научный руководитель: В.С. Мелентьев, ассистент (Самарский государственный аэрокосмический университет им. С.П. Королева) В поршневых двигателях внутреннего сгорания часть энергии, по лучаемой от сжигаемого топлива, расходуется на механические потери.

Одной из важнейших составляющих механических потерь являются поте ри на трение в цилиндропоршневой группе, которые к тому же вызывают износ зеркала цилиндра, требующий серьезного ремонта, и повышенную вибрацию за счет перекладки поршней. Уменьшить силу трения можно за счет снижения боковой силы (силы с которой поршень воздействует на стенку цилиндра). Одним из способов ее уменьшения является смещение оси коленчатого вала относительно оси цилиндра, т.е. использования де заксиального двигателя.

В данной работе проведено исследование де заксиальных двигателей с разной степенью относи тельного смещения ( k = a R ) в программном паке те ADAMS\View. Для этого была построена пара метрическая стержневая модель кривошипно шатунного механизма двигателя.

Так как газовая сила Fг задается в виде функции в зависимости от угла поворота коленча того вала кв ( Fг = f ( KB ) ), то необходимо учиты вать, что для аксиального двигателя перемещение поршня из ВМТ в НМТ равно перемещению из НМТ в ВМТ и соответствует 180 поворота колен чатого вала. А в дезаксиальном двигателе переме щение поршня из ВМТ в НМТ соответствует углу поворота коленчатого вала более 180, а перемеще ние поршня из НМТ в ВМТ менее 180. Поэтому для каждого варианта дезаксиального двигателя корректируется зависимость газовой силы от угла поворота коленчатого вала.

Для этого необходимо найти значения углов поворота коленчатого вала соотвествующих пере мещению поршня из ВМТ в НМТ () и из НМТ в ВМТ () в дезаксиальных двигателях с разной величиной относительного смещения.

Для дезаксиального двигателя из рис. 1 видно:

= + 180 –, = – 180 +.

Углы и найдены с помощью тригонометрических соотношений.

Значения боковой силы и крутящего момента полученные для ак сиального двигателя приняты за 100 %. Значения для дезаксиальных дви гателей пересчитаны в процентном соотношении к аксиальному двигате лю. По этим значениям построены графики боковых сил N и крутящих моментов M в зависимости от величины относительного смещения, пред ставленные на рис. 2.

Рис. 2. График боковой и крутящего момента сил в зависимости от величины относительного смещения Из анализа графиков можно сделать вывод о том, что из всех рас смотренных вариантов аксиального и дезаксиальных двигателей наилуч шим по боковой силе является дезаксиальный двигатель с величиной от носительного смещения равной 0,2. В этом случае значение максимальной боковой силы меньше значения максимальной боковой силы аксиального двигателя на 28,88 %, а среднее значение боковой силы меньше на 8,29 %, что обеспечит меньший износ цилиндропоршневой группы и уменьшение потерь на трение. При этом, такие важные характеристики, как средний крутящий момент и мощность остаются на уровне аксиального двигателя.

ВЛИЯНИЯ ОТНОШЕНИЯ РАДИУСА КРИВОШИПА К ДЛИНЕ ШАТУНА НА БОКОВУЮ СИЛУ Кривцов А.В., Горшкалев А.А., Сайгаков Е.А., Сморкалов Д.В.

Научный руководитель: А.С. Гвоздев, ассистент (Самарский государственный аэрокосмический университет им. С.П. Королева) В двигателях внутреннего сгорания возвратно-поступательное движение поршня преобразуется во вращательное движение коленчатого вала посредством кривошипно-шатунного механизма. Одной из важней ших его характеристик является = R/Lш – отношение радиуса кривошипа к длине шатуна. Установлено, что с уменьшением (за счет увеличения длины шатуна) происходит снижение инерционных и нормальных сил, но при этом увеличивается высота двигателя и его масса. В связи с этим в автомобильных и тракторных двигателях принимают = 0,23 – 0,30.При проектировании двигателя за основу принимается значение = 0,285.

В настоящее время, наряду с классическим аналитическим анализом ДВС, активно применяются численные методы на базе CAE, CAD, CAM паке тов при совместном их использовании, для проведения кинематического, динамического, а также статического анализа системы.

В этой работе исследованы значения боковой силы, действующей на стенки цилиндра, и крутящего момента при разных значениях. Дан ный проект выполнен, с использованием пакета ADAMS. В программе ADAMS произведено построение и расчет стержневой модели кривошип но-шатунного механизма двигателя.

В приведенном кривошипно-шатунном механизме: поршень, поршневой палец, часть шатуна, совершающая поступательное движение заменены эквивалентной массой 0,660 кг, а коренная шейка кривошипа вместе с другой частью шатуна, совершающей вращательное движение заменены эквивалентной массой равной 1,36 кг. Кривошип и шатун заме нены невесомыми стержнями.

Характеристики модели:

Радиус кривошипа R = 35,5 мм;

Длина шатуна L1 = 355 мм, L2 = 177,5 мм, L3 = 129 мм, L4 = 118,3 мм, L5 = 88,75 мм;

Соответственно 1 = 0,1, 2 = 0,2, 3 = 0,275, 4 = 0,3, 5 = 0,4.

В результате расчета получены графики боковой силы и крутящего момента (рис. 1) для одного цикла.

Рис. 1. Величина боковой силы и крутящего момента С уменьшением длины шатуна происходит резкое увеличение бо ковой силы, действующей на стенки цилиндра. Значения боковых сил и моментов отнесены к двигателю с = 0,275 взятого за 100 %. По этим значениям построены графики боковых сил N и крутящих моментов M в зависимости на рис. 2.

Рис. 2. Динамика изменения боковой сила и крутящего момента Анализируя полученные данные, можно сделать вывод, что не су ществует оптимального значения. Если стремиться к уменьшению силы действующей на стенки цилиндра, то это необратимо приведет к увеличе нию длины шатуна и всего двигателя в целом. И наоборот проектируя максимально компактный двигатель, нужно быть готовым к существен ному возрастанию боковой силы и как следствие повышения требований, предъявляемых к деталям цилиндропоршневой группы. Выбирать значе ние необходимо исходя из назначения проектируемого двигателя.

РАСПРОСТРАНЕНИЕ ПЛОСКОЙ ТУРБУЛЕНТНОЙ СТРУИ В КАНАЛЕ Санталова Е.В.

Научный руководитель: В.Н.Петров, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) В работе представлены результаты теоретического исследования течения, образующегося в плоском канале при вдуве через верхнюю стен ку плоской изотермической струи. Рассматривается случай, когда разво рот струи происходит в пределах основного участка турбулентной струи.

Такое течение встречается в различных энергетических установках, в сис темах вентиляции и различных теплообменных аппаратах.

Рассматриваемое течение условно можно разделить на две области:

область взаимодействия струи с противоположной стенкой канала и об ластть взаимодействия пристенной струи вдоль левой и правой ветвей канала. В свою очередь, область взаимодействия струи с противополож ной стенкой канала условно разбивается на две подобласти: свободную струю и зону разворота.

Расчет параметров течения в подобласти свободной струи опреде ляется по методике, разработанной Г.Н. Абрамовичем. Определение па раметров течения в области развития пристенной струи производится в предположении, что статическое давление в поперечных сечениях кана ла постоянно.

Для определения параметров пристенного пограничного слоя ис пользуется интегральный метод Кутателадзе-Леонтьева.

На основе предложенного метода разработан алгоритм и программа расчета.

Получены новые расчетные данные по структуре исследуемого те чения.

РАСЧЕТ ТУРБУЛЕНТНОГО СТРУЙНОГО ТЕЧЕНИЯ В КАНАЛЕ Мишалин О.Н.

Научный руководитель: В.Н.Петров, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Струйные течения чрезвычайно распространены в разнообразных технических устройствах. Они встречаются в теплообменных аппаратах.

При электрохимической обработке и др.

В данной работе рассмотрен случай течения, образующегося в плоском канале при вдуве через верхнюю стенку канала изотермической струи, когда разворот струи происходит в пределах начального участка турбулентной струи.

Метод расчета основан на решении систем из дифференциальных и интегральных уравнений, которые аналогично используются в работе [1].

Для определения параметров пристенного пограничного слоя ис пользуется интегральный метод Кутателадзе-Леонтьева. А для расчет па раметров течения в турбулентной струе используется метод деления от резка пополам.

Идея этого метода заключается в том, чтобы делить очередной от резок, содержащий точку минимума функции, пополам и исключать из рассмотрения ту часть, где минимума быть не может. Для уточнения корня нелинейного уравнения f(x) = 0 на отрезке [a, b], где f(a)f(b) 0, а произ водная сохраняет знак, разделим отрезок [a, b] пополам и исследуем знак a+b функции в полученной точке C, где C =. Из двух отрезков [a, C] и [C, b] тот, на котором функция меняет знак. Уменьшая новый отрезок в два раза, повторяем процесс и т.д.

На основе расчетов выявлены основные закономерности рассмат риваемого течения в зависимости от геометрии канала и других парамет ров. Особое внимание удулено определению параметров, у верхней стен ки канала зон обратных токов.

ЛИТЕРАТУРА 1. Глебов Г.А., Петров В.Н. Начальный участок турбулентной не изотермической струи в канале при наличии спутного потока. В сб. Теп лообмен и трение в двигателях и энергетических установках летательных аппаратов. Казань: КАИ, 1992. С.18 – 28.

СПОСОБ ЭФФЕКТИВНОГО УПРАВЛЕНИЯ ТОПОЧНЫМ ПРОЦЕССОМ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ УСТАНОВКИ Бобров А.С.

(Вятский государственный технический университет) Разработка более эффективных способов производства электриче ской и тепловой энергии является актуальной задачей энергетики. Реше ние задачи эффективного использования топлива в топливосжигающих установках позволяет, помимо экономии топлива, при производстве еди ницы энергии, уменьшить отчисления за выброс вредных веществ в атмо сферу.

Контроллеры на основе газоанализаторов имеющие устойчивые (надежные) алгоритмы и работающие с учетом переходных процессов в топке при изменении ее мощности не получили пока широкого распро странения из-за наличия запаздывания, как в измерительной системе, так и в отработке регулирующего воздействия. В результате анализа частоты следования возмущений, требующих изменения расхода воздуха, и вре мени запаздывания этого изменения на примере теплоэнергетического котла, работающего при 80 % нагрузке, показано, что время работы с ко эффициентом избытка окислителя, заметно отличающегося от оптималь ного, составляет почти половину времени работы котла и не может быть уменьшено.

Экспериментальные данные о закономерностях распределения электрического потенциала в области горения диффузионных пламен ко аксиальных струй пропана и кислорода с инертными добавками аргона, азота и гелия, полученные в интервале изменения коэффициента избытка окислителя от 0,4 до 1,5 указывают на взаимосвязь величины и знака электрического потенциала отдельных областей пламени с величиной коэффициента избытка окислителя. Использование полученных законо мерностей при регулировании соотношения окислителя и горючего в топ ке котла позволяет уменьшить время запаздывания, как в измерительной системе, так и в отработке регулирующего воздействия, обеспечивая при этом эффективное управление топочным процессом энергетической уста новки.

УТИЛИЗАЦИЯ СБРОСНОЙ ТЕПЛОВОЙ ЭНЕРГИИ С ПОМОЩЬЮ ВОЗДУШНОГО ТУРБОКОМПРЕССОРНОГО ТЕПЛОВОГО НАСОСА Зарипов Д.Д.

Научный руководитель: А.В. Титов, канд. техн. наук, доцент (Казанский государственный энергетический университет) В настоящее время, в условиях острого дефицита тепловой и элек трической энергии, поиск рациональных способов утилизации сбросной теплоты (СТ) тепловых электростанций является важной задачей. Как показывают технико-экономические расчеты, применение тепловых насо сов (ТН) для тех же целей экономически целесообразно.

Для широкомасштабного внедрения ТН в ТЭЦ, важнейшей предпо сылкой являются достаточно большие объемы теплоты, выбрасываемые в градирнях. С помощью ТН можно передать большую часть этой СТ в теплосеть (около 50-60 %). Таким образом, масштабы внедрения ТН в ТЭЦ могут быть весьма значительными.

Но климатические условия нашей страны, заставляет нас в некото рых случаях отказать от разработок базовых ТН, т.е. парокомпрессионных и других классических ТН. Это связано с тем, что базовые ТН имеют склонность к снижению коэффициента преобразования при увеличении тепловой нагрузки, так же в них сложно утилизировать СТ с большим расходом, а ТЭЦ в большинство случаях имеют такие потоки. Поэтому предлагается использовать турбокомпрессорный тепловой насос (ТТН), работающий по циклу Лоренца, в котором можно получить коэффициент преобразования 2,5 – 3,2 и греющую температуру более 300 °С, что и бла гоприятно в условиях нашего климата. Также для создания ТТН можно использовать авиационный двигатель, снятый с летного ресурса, и на его базе создать ТН замкнутой схемой, который может утилизировать колос сальное количество СТ от промышленных предприятий и ТЭС.

Выше сказанные идеи рассматривались на идеализированном ТТН, но на конкретном примере не исследовались. Поэтому были проведены исследования утилизации СТ с помощью ТТН, на одной из ТЭЦ нашего региона. В данной работе на программном комплексе ГРАД была по строена математическая модель, и все исследования проводились по ней.

В результате, которого были определенны оптимальные параметры и эф фективность данной модели.

ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В СВОБОДНОПОРШНЕВОМ ДВИГАТЕЛЕ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ Шобанова А.Л.

Научный руководитель: Н.П. Сютов, канд. техн. наук (Марийский государственный технический университет) Смесь углеводородного топлива и воздуха при полном окислении (сгорании) можно представить в виде плазмы углеводородного пламени, в котором можно обнаружить нейтральные, слабоионизированные и за ряженные частицы.

Из теории радикальноцепных реакций процессов окисления угле водородов известно, что реакция начинается с образования радикалов.

Для горения окиси углерода (II) необходимо присутствие радика лов ОН, которые могут образовываться только когда в смеси СО и О2 или воздуха содержатся Н2 или Н2О пар.

Существование в продуктах сгорания оксидов азота связано с окис лением азота воздуха. Согласно исследованиям В.А. Звонова из всех ок сидов азота 99 % в карбюраторных двигателях составляет монооксид NO.

Согласно теории Я.Б. Зельдовича термическое образование NO из азота воздуха происходит в основном по неразветвленной цепной реак ции: N2 + O2 2NO. Учитывая влияние монорадикала ОН, получим ме ханизм Я.Б. Зельдовича: N + ОН NO + Н.

Рассмотренные механизмы реакций позволяют с достаточной для практических целей точностью оценить и объяснить наблюдаемые явле ния в цилиндре свободнопоршневого двигателя.

В нашем случае при использовании свободнопоршневого двигателя в режимах неполной мощности можно изменяя закон движения поршня добиться изменения отношения хода сжатия к ходу расширения, что при водит к снижению температуры отработавших газов в цилиндре двигателя при рабочем ходе, уменьшая при этом содержание NO. Кроме того такое понижение температуры не критично для реакции окисления СО с Н2О2, которая может проходить при более низких температурах чем реакция с радикалами ОН или О в следствии чего в отработавших газах мы на блюдаем понижение концентрации СО. Возможность использования топ лива без антидетонационных присадок позволяет избавиться от соедине ний свинца в выхлопных газах.

ЭНЕРГОСБЕРЕГАЮЩАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ФОРСИРОВАНИЯ ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК ГПА Бурнаева И.В., Пантюхина В.А.

Научный руководитель: М.Ш. Гилязов, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) В настоящее время нашли широкое применение энергетические ус тановки на базе конвертированных авиадвигателей, обладающих рядом преимуществ по сравнению с другими источниками механической энер гии: высокой величиной мощности на единицу массы, что позволяет дос таточно экономичную транспортировку в место эксплуатации, хорошую запускаемость в различных климатических условиях, простоту эксплуата ции и т.д.

Практика эксплуатации показывает, что в ряде случаев возникает необходимость иметь добавочную мощность (сезонные, суточные пико вые нагрузки, особенно в трудно прогнозируемых ситуациях). Целесооб разно иметь возможность форсирования энергоустановок без значитель ных ресурсных затрат и потери времени на переналадку. Одним из путей форсирования приводной энергоустановки может быть подогрев газа пе ред силовой турбиной на повышенных режимах работы. Этот способ по лучения добавочной мощности возможен благодаря тому, что поток газа за турбиной газогенератора имеет более низкую температуру и при замене материала силовой турбины на более жаростойкие и введение регулируе мой конструкции энергоустановки, такая схема может быть вполне реали зована с относительно небольшими затратами. В связи с этим в работе рассматривается два варианта реализации процесса подогрева потока газа перед силовой турбиной: с помощью камеры подогрева традиционной конструкции с жесткими нерегулируемыми стенками и с помощью каме ры с адаптируемыми элементами;

в этом случае создаваемые камерой по догрева потери давления устраняются и для нефорсированных режимов т.е. процесс подогрева газа будет менее энергозатратным.

В работе произведена сравнительная оценка топливной экономич ности этих двух способов получения дополнительной мощности для раз личной относительной доли форсированных режимов работы энергоуста новки.

Полученные результаты могут быть использованы при модерниза ции приводных энергоустановок различного назначения, для обеспечения выбора более энерго и ресурсосберегающих технологий покрытия пико вого режима потребных нагрузок.


СМЕСЕОБРАЗОВАНИЕ В ПОТОКЕ ЗА КОЛЬЦЕВОЙ СТРУЕЙ ГАЗООБРАЗНОГО ТОПЛИВА Бурнаева И.В., Пантюхина В.А.

Научный руководитель: М.Ш. Гилязов, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) В камерах сгорания газотурбинных двигателей и энергетических установок качество рабочих процессов и их эффективность тесно связаны с важнейшим этапом – процессом смесеобразования и обеспечением ус тойчивого горения. В настоящее время в авиационных двигателях приме няется жидкое топливо и процессом смешения в них посвящено много работ. Что касается процессов перемешивания газа с потоком газообраз ного топлива, используемого, в частности в приводных газотурбинных энергоустановках, то для обеспечения эффективной организации рабочего процесса необходимо дополнительное изучение и анализ.

Кроме того, рассматриваемая в литературе целесообразность ис пользования в качестве топлива авиадвигателей других топлив (в частно сти водородного топлива), выдвигает изучение вопроса о возможности реализации этих предложений в число актуальных и перспективных.

В данной работе, выполненной на базе ранних исследований ка федры АД и ЭУ КГТУ им. А.Н. Туполева изучен процесс смесеобразова ния в зоне взаимодействия кольца струи с различным составом смеси га зов с воздухом;

проведена область местных составов, в которых формиру ется условие, где создаются условия для воспламенения и горения кон центраций топливо-воздушных смесей;

и на основе выполненных оценоч ных расчетов сформулированы рекомендации для управления концентра ционной структурой ответственной для реального осуществления рабоче го процесса при сжигании топлива с различными физическими свойствами.

Результаты данной работы могут использоваться при выполнении проектировочных расчетов в авиадвигателях и энергетических установ ках, а также в процессе курсового и дипломного проектирования, студен тами энергомашиностроительных вузов.

ОРГАНИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ ПРИ ПОСТОЯННОМ ДАВЛЕНИИ В БЕНЗИНОВЫХ ДВИГАТЕЛЯХ Хафизов И.Г., Бикмучев А.Р.

Научный руководитель: Р.А. Мухамедзянов, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Как известно, в двигателях внутреннего сгорания максимальное давление приходится в момент нахождения поршня в районе верхней мертвой точки, но оно не полностью реализуется на вращение коленчато го вала, так как кривошип и шатун находятся на одной линии, и крутящий момент при этом очень мал, а высокое давление увеличивает трение в сочленениях: поршень, шатун и коленвал. Несмотря на то, что при даль нейшем повороте коленвала плечо возрастает, крутящий момент возрас тает медленнее из-за падения давления в цилиндре. Данный рабочий про цесс близок к циклу V = const. В этом отношении наиболее целесообразен цикл с P = const, при котором процесс подвода тепла растянут по времени, что существенно снижает заброс давления в районе в.м.т. и повышает крутящий момент при дальнейшем повороте коленвала от в.м.т.

В связи с этим возникает задача перевода работы бензинового дви гателя с рабочего цикла V = const на рабочий цикл P = const.

Форкамера Рис. 1. Двигатель c доработанной головкой на испытательном стенде Поставленная задача решалась, путем установки в головке цилинд ров дополнительной расширительной камеры, связанной с камерой сгора ния (рис. 1).

Которое влияло на внутрикамерные процессы, следующим образом (рис. 2).

Рис. 2. Циклограмма изменения давления в цилиндре доработанного двигателя Повышение давления в камере сгорания, которое происходит в начале процесса горения, ограничивается расширением объема камеры (хотя, кривошип еще поднимается) за счет объема расшири тельной камеры (форкамера), куда перемещаются газы при подъеме поршня. При достижении поршня до верхней мертвой точки давле ние в цилиндре достигает своего максимального значения, но при этом ниже на 25 % по сравненению с давлением в обычным двига теле. Когда кривошип начинает двигаться от в.м.т., давление сни жается, и при угле коленвала 85 и 112 градусов, топливно воздуш ная смесь вырывается из форкамеры в основную камеру и воспла меняется. Происходит два дополнительных скачка давления кото рые по амплитуде равны или ниже на 5-10 % по сравнению с перво начальным давлением газов в камере сгорания, причем эти возрас тании давления происходят при наибольшей длинне плеча криво шипа и, следовательно, в сумме происходит повышение мощности, за счет увеличения крутящего момента двигателя и снижается за брос давления в районе в.м.т.

Работа выполнена при финансовой поддержке Российского фонда фундаментальных исследований номер проекта 09-08-00920.

ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДОВ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНОЙ ГИДРОГАЗОДИНАМИКИ ДЛЯ АНАЛИЗА РАБОТЫ ЭЖЕКТОРА Валькова Э.И., Дрягалова А.Н., Иванова Н.В.

Научные руководители: Ю.Б. Александров, канд. хим. наук, доцент;

В.И. Панченко, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Струйные аппараты получили широкое распространение в авиаци онной отрасли и других технических направлениях. Их принципиальной особенностью является повышение давления эжектируемого потока за счет кинетической энергии эжектирующего (активного) потока, достигае мое при исключительной простоте конструкции.

В установках с авиационными двигателями эжекторы использу ются для разбавления продуктов горения на выходе относительно хо лодным атмосферным воздухом, а также для увеличения тяги или в стационарных установках – мощности. Учитывая, что скорости в таких эжекторах малы по сравнению со скоростью звука, можно не учиты вать сжимаемость газа в активном и пассивном потоках. Поэтому для разработки методики нахождения параметров эжекторов вычислитель ным методом, была создана модель простого водо-водяного эжектора, показанная на рис. 1.

Рис. 1. Геометрическая модель и сетка водо-водяного эжектора: 1 – активное со пло;

2 – приемная камера;

3 – вход эжектируемой жидкости;

4 – камера смешения;

5 – диффузор В расчетной области, программой Gambit, была построена про странственная сетка, содержащая ~ 100 000 hexahedral и wedge элементов.

Особое внимание было обращено на области течения с большими гради ентами, где применялось сгущение сетки, обеспечивающее получение более качественного решения.

В качестве модели турбулентной вязкости были выбраны: на пер вом этапе Spalart-Allmaras и на втором k-epsilon со стандартной функцией стенки. Граничные условия были выбраны как давление на входе и вы ходе.

Расчеты проводились в среде программного комплекса моделиро вания течений жидкостей и газов Fluent 6.3.26 на персональном компью тере с двуядерным процессором Intel® Core™ 2 CPU 2.40 GHz, с объемом оперативной памяти 4 GB, под управлением операционной системы Windows XP Professional.

Моделировалась работа эжектора на разных режимах, после чего анализировались полученные результаты по распределению давления вдоль устройства и коэффициенту эжекции. Задача решалась в стацио нарной постановке. Для получения установившегося решения на одном режиме требовалось осуществить 1000 итераций.

Полученная расчетная характеристика эжектора, сопоставленная с экспериментальными данными, приведена на рис. 2.

Рис. 2. Характеристика эжектора Применение различных моделей турбулентной вязкости (Spalart Allmaras и k-epsilon) не выявило значительных расхождений с экспери ментальными данными.

СНИЖЕНИЕ СОДЕРЖАНИЯ ОКСИДОВ АЗОТА В ОТРАБОТАВШИХ ГАЗАХ ДИЗЕЛЯ Д-245.12С ПРИ РАБОТЕ НА ПРИРОДНОМ ГАЗЕ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ИЗМЕНЕНИЯ НАГРУЗКИ Садовин И.С., Фоминых А.В.

Научный руководитель: А.В. Россохин, канд. техн. наук, доцент (Вятская государственная сельскохозяйственная академия) На сегодняшний день двигатели внутреннего сгорания являются самым распространенным типом энергетических установок, используе мых на автомобилях и мобильной сельскохозяйственной технике. При этом отмечается постоянный рост доли дизельных двигателей из-за их большей экономичности по сравнению с бензиновыми. В ОГ ДВС содер жится несколько сотен различных веществ, в том числе и вредных для окружающей среды и человека.

Одним из наиболее токсичных компонентов ОГ дизелей являются оксиды азота и сажа, образующиеся при сгорании топлива в дизелях. По падая в атмосферу, сажа создает ощущение загрязненности воздуха, про никает в легкие и оседает в них, вызывая различные заболевания. Оксиды азота разрушают легочную ткань и воздействуют на ЦНС. Поэтому задача снижения содержания оксидов азота и сажи в ОГ дизелей является акту альной и на сегодняшний день далеко не решенной.

С другой стороны, все более остро ставится проблема дефицита то плива нефтяного происхождения и поиска альтернативных топлив для ДВС. Запасы нефти при существующем росте темпов их добычи могут быть исчерпаны в течение нескольких ближайших десятилетий. По самым оптимистичным прогнозам европейских специалистов разведанных запа сов нефти хватит на 40 лет, после чего ее дефицит станет сильнейшим сдерживающим фактором для развития мировой экономики. Поэтому специалисты многих стран занимаются вопросами перевода дизелей на топлива ненефтяного происхождения. Самым доступным и дешевым аль тернативным топливом, по мнению специалистов, в настоящее время яв ляется компримированный природный газ, который на 95... 99 % состоит из метана (СН4).

В соответствии с методикой стендовых испытаний, нами были про ведены испытания дизеля Д-245.12С по исследованию влияния примене ния КПГ на показатели рабочего процесса и содержания в ОГ оксидов азота в зависимости от нагрузки.

График объемного содержания и массовой концентрации оксидов азота, максимальной температуры Tmax и давления рzmax газов в цилиндре дизеля с турбонаддувом 4ЧН 11,0/12,5 в зависимости от изменения на грузки при впр = 11о п.к.в. и n = 2400 мин–1 представлен на рис. 1.

Рис. 1. Влияние применения природного газа на показатели процесса сгорания, объемное содержание и массовую концентрацию оксидов азота в цилиндре дизеля с турбонаддувом 4ЧН 11,0/12,5 в зависимости от изменения нагрузки при впр = 11° п.к.в.: а – n = 2400 мин–1;


––– – дизельный процесс;

- - - – газодизельный процесс Из графика видно, что с увеличением нагрузки при работе по ди зельному и газодизельному процессам возрастают значения rNOх и СNOх, максимальные значения давления и температуры газов в цилиндре двига теля.

Во всем диапазоне изменения нагрузок при переходе на газоди зельный процесс происходит снижение значений rNOх и СNOх, увеличе ние максимальных значений давления и температуры газов в цилиндре двигателя. Так, при работе по газодизельному процессу при ре = 0,84 МПа значения rNOх и СNOх составляют 257 ppm и 0,0345 г/м3 соответственно, что на 3 % ниже значений дизельного процесса.

СНИЖЕНИЕ СОДЕРЖАНИЯ ОКСИДОВ АЗОТА В ОТРАБОТАВШИХ ГАЗАХ ДИЗЕЛЯ Д-245.12С ПРИ РАБОТЕ НА ПРИРОДНОМ ГАЗЕ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ИЗМЕНЕНИЯ УСТАНОВОЧНОГО УОВТ Фоминых А.В., Садовин И.С.

Научный руководитель: А.В. Россохин, канд. техн. наук, доцент (Вятская государственная сельскохозяйственная академия) На современном этапе развития науки и техники двигатель внут реннего сгорания остается основным типом привода для большинства мобильных и стационарных установок. Дальнейшее развитие транспорт ного комплекса России значительно увеличивает негативное воздействие выбросов ДВС на окружающую среду и непосредственно на человека, ведет к возрастанию объемов потребления нефтяных топлив. Разработка транспортных средств, работающих на альтернативных видах моторного топлива ненефтяного происхождения, улучшение качества, эффективных и экологических показателей двигателей являются на сегодня одними из основных задач мирового двигателестроения.

В качестве альтернативного топлива для ДВС, в первую очередь для дизелей, возможно использование природного газа, который имеет ненефтяное происхождение. Кроме этого, использование газа может зна чительно снизить дымность и токсичность ОГ дизелей.

В соответствии с поставленными задачами и методикой исследова ний, нами были проведены стендовые испытания дизеля Д-245.12С (4ЧН 11,0/12,5) на альтернативном топливе – компримированном природном газе (КПГ), в соответствии с требованиями стандартов.

На рис. 7.1, а представлены показатели процесса сгорания, объем ное содержание rNOх и массовая концентрация СNOх оксидов азота в ци линдре дизеля с турбонаддувом 4ЧН 11,0/12,5 в зависимости от изменения установочного УОВТ при номинальной частоте вращения n = 2400 мин– и нагрузке.

Из графиков видно, что с увеличением значения установочного УОВТ при работе по дизельному и газодизельному процессам возрастают значения rNOх и СNOх оксидов азота, а также максимальные давление рzmax и температура Tmax газов в цилиндре двигателя.

При всех значениях установочного УОВТ при переходе на газоди зельный процесс происходит снижение объемного содержания rNOх и массовой концентрации СNOх оксидов азота, увеличение максимальных значений давления и температуры газов в цилиндре двигателя.

Так, при работе по газодизельному процессу при впр = 5° п.к.в.

значения rNOх и СNOх составляют 253 ppm и 0,0340 г/м3 соответственно, что на 3 % ниже значений дизельного процесса. При работе по газоди зельному процессу при впр = 14° п.к.в. значения rNOх и СNOх составляют 265 ppm и 0,0350 г/м3 соответственно, что на 2 % ниже значений дизель ного процесса.

Рис. 1. Влияние применения природного газа на показатели процесса сгорания, объемное содержание и массовую концентрацию оксидов азота в цилиндре дизеля с турбонаддувом 4ЧН 11,0/12,5 в зависимости от изменения установочного УОВТ:

n = 2400 мин–1;

––– – дизельный процесс;

- - - – газодизельный процесс Таким образом, по показателям объемного содержания и массовой концентрации оксидов азота и показателям процесса сгорания необходи мо для газодизеля принять оптимальный установочный УОВТ – 11о п.к.в.

Увеличение значений показателей процесса сгорания и характери стик тепловыделения при работе по газодизельному процессу на всех ис следуемых значениях установочного УОВТ объясняется в первую очередь тем, что при работе на КПГ увеличивается угол, соответствующий ПЗВ, т.е. процесс сгорания происходит в меньший период времени и более ин тенсивно, что в свою очередь препятствует окислению азота.

РАСЧЕТ ОСЕВОЙ ТУРБИНЫ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ МОДЕЛИ ПОТЕРЬ КАКЕРА И ОКАПУ Батурин О.В., Попов Г.М.

Научный руководитель: О.В. Батурин, канд. техн. наук, доцент (Самарский государственный аэрокосмический университет им. С. П. Королева) Первым этапом в проектировании турбины является расчет турби ны на среднем диаметре. Уже на этой стадии необходимо правильно по добрать параметры рабочего процесса турбины с целью обеспечения мак симального кпд. При этом необходимо правильно и точно учесть потери в межлопаточных каналах. Для этой цели предложено в существующую методику расчета турбин ЦИАМ внедрить известную в мире модель по терь Какера и Окапу (КО).

Данная модель потерь является наиболее современной модифика цией работы Анлея и Мэтисона и позволяет учитывать профильные, вто ричные, кромочные и потери в радиальном зазоре. Главным достоинством данной модели потерь является ее целостность: зависимости для учета различных видов потерь получены одним коллективом, в то время как модель потерь в существующей методике ЦИАМ разрабатывались раз личными коллективами и людьми: Мамаевым, Мухтаровым и др. Модель потерь Какера и Окапу дает хорошие результаты на турбинах в широком диапазоне мощностей и размеров. При этом погрешность в определении кпд не превышает 1,5 %.

Учет потерь в моделе КО ведется при помощи коэффициента Y:

p1 p * * Y= p2 p *, (1) где p – давление торможения перед лопаточным венцом;

p2 – давление * * торможения за лопаточным венцом;

p2 – статическое давление за лопа точным венцом.

Суммарные потери в лопаточном венце:

YT = YP f (Re) + YS + YTET + YTC, ' где YT – суммарный коэффициент потерь в лопаточном венце;

YP – коэф фициент профильных потерь;

f(Re) – поправка, учитывающая число Рей нольдса;

YS – коэффициент вторичных потерь;

YTET – коэффициент кро ' мочных потерь;

YTC – коэффициент потерь в радиальном зазоре.

Для вычисления каждого коэффициента применяются эмпириче ские зависимости, полученные на основании продувок большого количе ства лопаточных венцов.

Поскольку в существующей методике ЦИАМ потери учитываются при помощи коэффициента скорости, был разработан механизм перевода коэффициента Y в коэффициент скорости.

Формулу (1) можно преобразовать к следующему виду:

* p 2 = * k 1 + Y Y 1 k 1 2 k k + где 2 – приведенная скорость на выходе из решетки, известна из преды дущей итерации.

Для того чтобы найти изоэнтропическую приведенную скорость на выходе из лопаточного венца необходимо:

p Найти газодинамическую функцию ( S ) = 2 ;

2 * p По значению (2S) определить значение 2S.

Для нахождения уточненного значения приведенной скорости ' на выходе необходимо:

p Найти газодинамическую функцию ( ) = 2 ;

2 * p По значению ('2) определить значение '2.

Таким образом, коэффициент скорости в лопаточном венце равен:

=.

2 S Внедрение системы потерь Какера и Окапу позволило сократить количество итераций при расчете турбины на среднем диаметре и более точно учесть потери в межлопаточных каналах.

ГИДРОДИНАМИКА В КОЛЬЦЕВОМ КАНАЛЕ С ЗАКРУТКОЙ ПОТОКА И ВЫЕМКАМИ НА ВЫПУКЛОЙ ПОВЕРХНОСТИ Максимов Н.Ф., Волков С.В.

Научные руководители: А.В.Щукин, докт. техн. наук, профессор;

А.В.Ильинков, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) В данном докладе представлены результаты экспериментов по ви зуализации течений в кольцевом канале при совместном воздействии за крутки потока и системы сферических выемок на выпуклой поверхности.

Экспериментальный участок установки представлял собой кольце вой канал длиной 1200 мм. Внутреннюю его поверхность образует алю миниевый цилиндр, диаметр которого составлял 159 мм.

На поверхность цилиндра были нанесены сферические выемки со скругленными кромками диаметром в плане d = 17 мм, глубиной h = 6 мм и радиусом скругления 1 мм. Они располагались по поверхности цилинд ра равномерно в шахматном порядке. Угол закрутки обеспечивался из менением угла навивки шнековых вставок. В настоящем докладе пред ставлены результаты экспериментов для высоты канала Н = 28 мм.

Компрессоры работали на отсасывание рабочего тела из опытного участка. Расход воздуха регулировался заслонкой и измерялся стандарт ной диафрагмой. Эксперименты проводились в диапазоне изменения чис ла Рейнольдса ReD от 6,8·103 до 5,1·104.

Известно, что в подобных каналах могут существовать следующие режимы течения: ламинарный, ламинарный с макровихрями, турбулент ный и турбулентный с макровихрями.

Визуализация течений выполнялась внесением в поток черного по рошка, который осаждался на покрытой маслом поверхности канала. Ли нии тока продольных макровихрей на вогнутой поверхности кольцевого канала регистрировались эндоскопом марки Н-200 и фотографировались после проведения экспериментов.

Результаты экспериментов показали, что в диапазоне изменения угла закрутки от 0 до 300 на вогнутой поверхности кольцевого канала макровихревое течение отсутствует. В то же время, когда угол закрутки превышает 300, начинают образовываться продольные крупномасштаб ные вихревые структуры. Их ось совпадает с осью винтового канала, об разованного шнековой навивкой и имеют поочередно различные направ ления вращения.

Существование этих макровихревых структур при больших углах закрутки потока было косвенно подтверждено измеренными профилями температуры, на которых были выявлены характерные участки, свойст венные макровихревым структурам. С их помощью были определены диаметральные размеры этих крупномасштабных вихрей, посредством которых удалось обосновать полученные результаты по гидравлическому сопротивлению и теплоотдаче в кольцевом канале с непрерывной закрут кой потока и пристенной интенсификацией теплообмена на его выпуклой поверхности.

ТЕПЛООТДАЧА ОТ ВЫПУКЛОЙ ПОВЕРХНОСТИ КОЛЬЦЕВОГО КАНАЛА С ВЫЕМКАМИ В ПОТОК ПРИ МАЛОЙ СТЕПЕНИ ЗАКРУТКИ Максимов Н.Ф., Ярославцев И.В.

Научные руководители: А.В.Щукин, докт. техн. наук, профессор;

А.В.Ильинков, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Одновременное воздействие двух возмущающих факторов на теп лоотдачу усложняет анализ и обработку опытных данных. Однако в неко торых случаях проявляется аддитивность налагаемых возмущений, что позволяет разделить результаты их воздействия на теплоотдачу. В на стоящем докладе рассмотрен экспериментально установленный результат, когда непрерывная закрутка потока в кольцевом канале и система сфери ческих выемок воздействуют независимо друг от друга.

Опытная установка включала в себя кольцевой канал длиной 1200 мм.

Выпуклая его поверхность образована системой сферических выемок со скругленными кромками диаметром в плане d = 17 мм, глубиной h = 6 мм, расположенных в шахматном порядке. Угол закрутки потока изменялся и принимал следующие значения: 0, 10, 20, 30, 45 и 60 градусов за счет изменения угла навивки шнековых вставок.

Расход воздуха измерялся стандартной диафрагмой. Эксперименты проводились в диапазоне изменения числа Рейнольдса ReD от 6,8·103 до 5,1·104, характерном для систем охлаждения энергоустановок.

Результаты опытов показали, что при малых углах закрутки потока, когда угол закрутки не превышает 30 градусов, наблюдается независи мость воздействия факторов закрутки и сферических выемок. Такой вы вод был сделан после того, как полученные результаты экспериментов по суммарному воздействию закрутки потока и сферических выемок были «нормированы», т.е. из них было исключено влияние сферических выемок делением их на число Нуссельта Nuсф. = 0. После этого данные были со поставлены с результатами исследований Ю.Вилемаса, П.Пошкаса, полу ченных в аналогичных условиях, но в гладком канале.

Полученные нами результаты и данные Ю.Вилемаса, П.Пошкаса совпали, что говорит о независимости процессов конвективного переноса теплоты за счет выемок и закрутки потока. Другими словами, можно по лагать, что при конструировании и расчете систем энергообменных коль цевых каналов с непрерывной закруткой потока шнеком при угле закрут ке потока, не превышающем 30 градусов, правомерно вести расчет с раз дельным учетом изменения теплоотдачи за счет закрутки потока и нане сения системы сферических выемок:

Nu = Nu0 сф, = 0.

Здесь влияние на теплоотдачу сферических выемок без закрутки потока ( = 0) учтено относительной функцией сф,= 0, а относительная функция теплообмена учитывает влияние закрутки потока в гладком кольцевом канале.

ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ТВЭЛОВ ЯР С ИНТЕНСИФИЦИРОВАННЫМ ТЕПЛООБМЕНОМ Максимов Н.Ф., Журавлев А.С.

Научные руководители: А.В.Щукин, докт. техн. наук, профессор;

А.В.Ильинков, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Известно, что в тепловыделяющих элементах (ТВЭЛах) ядерных реакторов один из вариантов интенсификации отвода теплоты – это за крутка потока воды или другого теплоносителя в кольцевом канале. Од нако при этом на выпуклой его выпуклой поверхности теплоотдача не превышает ее значений без закрутки потока.

В данном докладе предложена методика расчета теплогидравличе ских параметров потока в ТВЭЛах ядерных реакторов с энергоэффектив ным вариантом нанесения системы сферических выемок на выпуклую поверхность кольцевого канала.

Методика базируется на полученных авторами доклада опытных данных и известных соотношениях для гладкого щелевого канала на тур булентном режиме течения:

– для теплоотдачи: Nu0 = 0,021Re2H0,8Pr0,43(Prf /Prw)0,25;

– для гидравлического сопротивления: 0 = 0,3164Re–0,25.

Задаются исходные данные:

– относительная высота канала H/d;

относительная длина канала L/H;

исходя из максимального прироста теплоотдачи при условии адек ватного прироста сопротивления, выбираем угол закрутки потока = 600, тип теплоносителя, скорость потока w и его начальную температуру T.

Определяется гидравлический диаметр винтового канала dэкв.

Рассчитывается число Рейнольдса:

Red = wdг/.

На основе вычисленных значений Red рассчитывается базовое зна чение числа Нуссельта:

Nu0 = 0,021Re2H0,8Pr0,43(Prf /Prw)0,25.

В соответствии с выбранным вариантом поверхности с выемками по обобщенному уравнению, выполненному И.А. Поповым (по данным Г.П. Нагоги и др.) определяем значение относительной функции теплооб мена сф:

сф = 1 + 4,4 [(h/dсф) f]0,8/(H/d)0,6.

Для выбранного значения угла закрутки определим численное значение относительной функции теплообмена, учитывающей влияние на теплоотдачу в кольцевом канале с выемками влияние закрутки потока шнеком:

– при = 0 … 300:.сф = 1 – 0,35tg ;

–при = 30° … 60°:.сф = 0,9(tg )0,21.

Число Нуссельта:

Nuвып = Nu0.сф Средний коэффициент теплоотдачи aвып = Nuвып(/dг).

Расчет базового значения коэффициента гидросопротивления:

0 = 0,3164Re–0,25.

В соответствии с выбранным вариантом поверхности с выемками по данным Г.П. Нагоги и др. определяем значение сф:

сф = сф ((h/dсф);

f;

(H/d)).

Численное значение относительной функции сопротивления, учи тывающей влияние угла закрутки потока шнеком:

– при = 0 … 30°: сф = 1 – 0,55 tg ;

–при = 30° … 60°: сф 0,7.

Потери полного давления p* = (L/dэкв) (w2/2), где L – длина канала вдоль винтовой линии;

при = 0° значение dэкв = 2Н.

Сравнительные расчеты по приведенной выше методике показали, что нанесение сферических выемок позволяет значительно увеличить те плосъем с выпуклой поверхности кольцевого канала в условиях непре рывной закрутки потока шнеком.

О ПОВЫШЕНИИ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРИСТЕННОЙ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ТЕПЛООБМЕНА Кауров А.В., Кесель Е.М.

Научные руководители: А.В.Щукин, докт. техн. наук, профессор;

А.В.Ильинков, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) Проведенные в последние годы исследования пристенной интен сификации теплообмена сферическими выемками показали, что есть воз можности дополнительного увеличения конвективного теплообмена. Так, по данным Ф.Жоу теплоотдача в системе сферических выемок по ходу потока с каждым рядом уменьшается, стабилизируясь примерно к седь мому ряду.

Отсюда следует, что на этом участке поверхности с первого по седьмой ряд есть возможность увеличить теплоотдачу использованием параллельно со сферическими выемками других интенсификаторов теп лоотдачи для активизации процессов конвективного переноса теплоты на этом участке теплообменной поверхности.

Этот вопрос изучался экспериментально на установке, включаю щей в себя кольцевой канал длиной 1200 мм. Выпуклая его поверхность образована системой сферических выемок со скругленными кромками диаметром в плане d = 17 мм, глубиной h = 6 мм, расположенных в шах матном порядке. На выпуклую поверхность канала устанавливали кольце вые выступы из нетеплопроводного материала с варьированием их шага и высоты Установка снабжена всеми необходимыми измерительными и регистрирующими устройствами.

Эксперименты проводились в диапазоне изменения числа Рей нольдса ReD от 6,5·103 до 5,3·104. Рабочее тело – воздух.

Материалы настоящего доклада посвящены анализу полученных авторами результатов опытного исследования коэффициентов гидравли ческого сопротивления и средней теплоотдачи в кольцевом канале с сис темой сферических выемок и поперечных выступов при варьировании геометрическими параметрами и продольным шагом выступов. Получено, что существуют такие варианты геометрических соотношений кольцевых выступов, которые позволяют получить дополнительный прирост тепло отдачи и энергоэффективности по сравнению с матрицей только из сфе рических выемок.

ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ТЕРМОБАРЬЕРНОГО ПОКРЫТИЯ В ОБЛАСТИ ТЕПЛОВОЙ ЗАВЕСЫ Басаргин И.В., Рудаков Д.А.

Научные руководители: А.В.Щукин, докт. техн. наук, профессор;

А.В.Ильинков, канд. техн. наук, доцент (КГТУ-КАИ) При организации тепловой завесы вдувом охлаждающего воздуха через однорядный поясок перфораций между отверстиями возникают зна чительные термические напряжения вследствие больших перепадов тем ператур, обусловленных неравномерностью тепловой завесы. В настоя щем докладе приведены результаты выриантных расчетов нанесения не равномерного по толщине термобарьерного покрытия с целью снижения температурных напряжений в области охлаждающих отверстий.

Результаты расчетов распределения толщины термобарьерного по крытия (ТБП) по поверхности секции жаровой трубы камеры сгорания ГТД показали, что однорядные пояски перфораций для организации теп ловой завесы приводят к особенно интенсивному изменению требуемой толщины термобарьерного покрытия. Такой характер распределения ТБП определяется соответствующими граничными условиями, предо пределяемыми дискретным вдувом.

Из сравнительных расчетов следует, что интенсивность изменения толщины покрытия вдоль ряда перфораций основного потока значительно бо лее значительны, нежели вдоль основного потока газа. Особенно это видно в непосредственной близости от отверстий для вдува охлаждающего воздуха.

Расчеты распределения толщины ТБП для случая тепловой завесы за двойным рядом отверстий, расположенных в шахматном порядке пока зали, что для обеспечения равномерной температуры охлаждаемой стенки толщину ТБП требуется изменять в значительно более узком диапазоне, нежели для случая одного ряда отверстий.

ТЕПЛОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ТЕРМОБАРЬЕРНЫХ ПОКРЫТИЙ НА ОСНОВЕ ДИОКСИДА ЦИРКОНИЯ Басаргин И.В., Иванов С.Н.

Научные руководители: А.В.Щукин, докт. техн. наук, профессор;



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 6 |
 



Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.