Особенности теплообмена и теплового режима высокотемпературных огневых стенок энергетических аппаратов при высоких конвективных и лучистых потоках тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.02.05, кандидат наук Щигель, Сергей Станиславович

• Щигель, Сергей Станиславович
• кандидат наук
• 2013

Оглавление диссертации кандидат наук Щигель, Сергей Станиславович

ОГЛАВЛЕНИЕ

Введение-------------------------------------------------------------------------------------------------------------3

Глава 1. Обзор литературы и постановка основных задач работы.---------------------------20

Глава 2. Расчетная модель конвективного теплообмена для огневых стенок элементов новых энергетических аппаратов. Обобщение результатов с использованием характеристических масштабов. Особенности конвективного теплообмена при тепловой защите тангенциальным вдувом высокотемпературных огневых стенок,-—53 Глава 3. Особенности теплообмена излучением на комбинированной огневой стенке канала МГДГ. Инженерная методика расчета теплового режима ее работы и сравнение

с экспериментом.---------------------------1----------------------------------1-----------------------------------80

Глава 4. Исследование теплового и электрического режима работы комбинированных ' электродов на огневых стенках МГДГ с учетом джоулёвой диссипации. Влияние слояутепления и пленок расплава К-фазы на огневой поверхности.--------------------112

Заключение-----1------------------------------------------------------------------------------------------------148

I

Литература---------------------------------------------------------------------^---------------------------------150

Приложение 1--------------------------------------------------------------------------------------------------160

Приложение 2—------------------------------------------------------------------------------------------------161

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Особенности теплообмена и теплового режима высокотемпературных огневых стенок энергетических аппаратов при высоких конвективных и лучистых потоках»

Введение

Одним из главных направлений увеличения эффективности тепловых энергетических установок является повышение начальных параметров рабочего тела; особенно заметный прогресс не в последнюю очередь, на этом пути достигнут в газотурбинных энергоустановках (ГТУ), работающих по газопаровым и парогазовым (бинарным) циклам. Магнитогидродинамический метод преобразования тепловой энергии в электрическую в этом смысле также является одним из перспективных направлений развития будущей энергетики. Принципиальные преимущества этого метода определяются возможностью повысить начальную температуру рабочего тела примерно до ЗОООК и значительно увеличить уровень максимального термодинамического КПД энергоустановок при использовании наименее дефицитных органических топлив, которые нельзя использовать в ГТУ [1].

В связи с этим высокотемпературные аппараты указанных новых энергетических установок, к которым в первую очередь относятся МГД - каналы, камеры сгорания (КС) и другие теплонапряженные элементы магнитогидродинамйческих генераторов, работают при предельно достижимых высоких параметрах рабочего тела (потоков низкотемпературной плазмы или высокотемпературного газа). Сказанное справедливо и для

■ 11 I

КС и высокотемпературных трактов, разрабатываемых в настоящее время форсированных ГТУ и ВРД (воздушно-реактивных двигателей). Таким образом, главными целями разработки и совершенствования огневых стенок указанных аппаратов является возможность их успешной работы при высоких начальных параметрах рабочего тела (в

, I

первую очередь его температуры). Не менее важным является снижение тепловых по! ! 1

терь на стенках и повышение внутреннего к.п.д. (или увеличение срока службы при ! 1 | поддержании на достаточно высоком уровне эффективности) энергоустановки.

Характерной и одновременно одной из наиболее трудных задач является разработка, огневых стенок (особенно электродных) для МГД - генераторов длительного

I 1 I

действия. При этом должны одновременно обеспечиваться: эффективный токосъем, достаточная электрическая прочность МГД - канала, допустимые тепловые потери и длительный ресурс работы. Условия работы таких огневых стенок достаточно сложны, так как, с одной стороны, необходимо обеспечить достаточно высокую температуру огневой поверхности (на уровне 2200К и выше) для обеспечения диффузного протека-

ния тока на электроды и снижения тепловых потерь. С другой стороны, эрозия поверхности под воздействием высокоскоростного химически активного потока плазмы и электрического тока должна быть минимальна.

Кроме того, необходимо обеспечить электрическую прочность межэлементного промежутка, что требует снижения температуры этого промежутка. Создание эффективно работающих огневых стенок МГДГ и успешное решение связанных с этим проблем является одним из ключевых условий, определяющих успех разработок и внедрения МГД - метода производства электроэнергии.

Рассмотрение условий работы огневых стенок КС и высокотемпературных трактов ГТУ и ВРД нового поколения показало, что процессы теплообмена и тепловые условия их работы в принципе имеют много общего с процессами и условиями на стен-

| I

ках МГДГ (если не учитывать протекающие на них электрофизические процессы). В частности для обоих случаев характерны высокие конвективные тепловые потоки и теп-

1 1 1

ловые потоки излучением из объема рабочего тела. При этом общими являются основные закономерности зависимости конвективных тепловых потоков от таких определяющих факторов, как степень турбулентности газового потока к поверхности огневых стенок, а также интенсивность и температура вдуваемого для теплозащиты газа.

Для понимания рассматриваемых задач применительно к огневым стенкам необходимо кратко коснуться конструктивных особенностей таких стенок и условий их работы.

Одним из наиболее исследованных и доработанных вариантов стенок конкретно

I I ,

для МГД - генераторов открытого цикла являются комбинированные огневые стенки с использованием модульных каркасных элементов.

Современная концепция конструкции комбинированной огневой стенки базирует-

1 I I

ся на следующих соображениях.

Металлическая часть элементов такой стенки состоит из водоохлаждаемого металлического основания и тонкостенных высокотеплопроводных ребер; со стороны огневой поверхности ячейки заполняются жароупорными теплоизоляционными материа-

I

лами, например, на основе диоксида циркония или другими жаростойкими наполнителями. Использование диоксида циркония или других тугоплавких оксидов позволяет обеспечить при температуре высокоскоростного плазменного потока 2800-3000К высокие температуры огневой поверхности (до 2400К и выше). Указанные значения темпе-

1 4

ратур, как показывают опыты, обеспечивают в случае электродных стенок МГД - кана-

2

лов диффузный режим работы электрода при плотностях тока до 2 0 А/см и одновременно - приемлемые значения эрозии керамики

Особенностью комбинированных электродов МГД - каналов является также то, что применение для каркаса высокотеплопроводных материалов позволяет понизить температуру межэлектродного изолятора по сравнению с температурой электродной керамики (2000 - 2500 К) и поддерживать ее на уровне 1600 - 1800К, что обеспечивает достаточную электрическую прочность межэлектродных промежутков

Комбинированные огневые стенки при высоких конвективных и лучистых тепловых потоках (порядка 1 МВт/м2 и более) и предельно высоких рабочих температурах поверхностей отличаются рядом преимуществ по сравнению с обычными огневыми стенками с использованием высокотемпературной теплоизоляции

Основными отличительными преимуществами комбинированных огневых стенок

I

являются следующие

I

отвод тепла от керамических элементов осуществляется к металлу каркаса по всем граням элементов (кроме огневой поверхности) Это дает, например, в случае выполнения из оксидной керамики возможность обеспечить вполне приемлемые конструктивные размеры, порядка 10 мм, те на порядок больше, чем при одномерном отводе тепла Это определяет значительно большую технологичность стенок и существенно больший ресурс работы,

на порядок более высокие свойства термостойкости керамических элементов в

I

силу малых поперечных (по направлению теплового потока) размеров керамических элементов,

существенно более совершенные контакты (механические, тепловые и электрические) между керамическими элементами и металлическим каркасом Отличительным моментом их работы является «сдавливание» керамических элементов металлическим каркасом из-за различий в коэффициенте линейного расширения и, главное -

' I

их температуры, в результате устраняются растягивающие механические напряжения, что также приводит к значительно более высокой термостойкости,

весьма высокая стабильность температуры поверхности каркасных элементов и тепловых потоков к ним вне зависимости от толщины керамических вставок (те и от

степени эрозии, по крайней мере, до 40-50 % их начальной1 толщины по направлению, перпендикулярному огневой поверхности)

Таким образом, комбинированные огневые стенки являются надежным вариантом исполнения теплозащиты, работающей в высокотемпературных аппаратах при больших тепловых нагрузках, что показывает практика их использования в качестве огневых стенок для МГДГ Такие стенки особенно незаменимы в тех случаях, когда по условиям их работы и по конструктивным соображениям необходим интенсивный теплоотвод от стенки, но «захолаживание» пограничного слоя нежелательно, в первую очередь исходя из условий диффузного протекания электрического тока в канале МГДГ

Высокие температуры рассматриваемых огневых стенок наряду с высокими тепловыми потоками определяют особенности теплового режима их работы Во-первых, это весьма значительная неравномерность температуры поверхностей высокотемпературных элементов комбинированных стенок, существенно влияющая на конвективный

| I

теплообмен При этом требуется специальная методика расчета, позволяющая учесть

| 1 1

наряду с рассмотрением двумерных и трехмерных распределении температур и теп-

I

ловых потоков в объеме керамических элементов целый ряд специфических факторов, например, электрофизического характера в случае электродов МГД - генератора

Вторая особенность работы комбинированных огневых стенок при высоких параметрах рабочего' тела связана с заметным вкладом излучения из объема газового или плазменного потока Кроме того, при температурах жаростойких элементов выше 2000К необходимо учитывать переизлучение участков поверхности различных стенок друг на друга

Расчеты (и эксперименты) показывают, что при высоких температурах потока при больших объемах и давлениях рабочего тела, наряду с конвективным тепловым потоком и переизлучением высокотемпературных элементов стенок друг на друга значительную долю теплового потока к огневой стенке может составлять излучение из потока продуктов сгорания

В форсированных ГТУ (при размерах камеры сгорания 0 3-0 5м и давлении 3-5Мпа) уже при температуре больше 1500К в первую очередь из-за излучения СОг и Н20 поток продуктов сгорания имеет степень черноты не менее 0 4-0 5 При этом излучение из камеры сгорания ГТУ на огневые стенки уже составляет заметную часть об-

I

щего теплового потока В каналах мощных МГД - генераторов с высокими параметра-

I I

ми потока заметную часть суммарного теплового потока к стенкам составляет излучение плазмы, в первую очередь, в резонансных линиях калия, добавляемого в виде солей в качестве ионизирующейся присадки.

В случае огневых стенок МГД - каналов при температурах керамических элементов выше 1800К большую роль может играть радиационная составляющая теплопере-носа в объеме керамики. Керамические элементы комбинированной огневой стенки выполняются, как правило, из тугоплавких оксидов и других материалов с малыми коэффициентами поглощения, но с сильным рассеянием в диапазоне длин волн излучения рабочего газового или плазменного потока, т.е. в энергетически значимой области спектра. В силу «полупрозрачности» керамики вследствие малой величины коэффициента поглощения, излучение из газового (плазменного) объема может проникать на заметное расстояние вглубь элемента. При этом необходимо учитывать как перенос собственного излучения керамики, так и перенос падающего внешнего излучения, происходящий в достаточно узкой спектральной области.

Правильный учет переноса тепла излучением в объеме элементов является весьма важным для обеспечения надежности работы огневых стенок, особенно при высоких температурах (более 2000 К) и плотностях общего теплового потока порядка 106

Вт/м2.

I i '

Третья особенность имеет место в случае применения комбинированных стенок

i i

как электродных в канале МГД - генератора. Работа таких высокотемпературных элементов комбинированных стенок форсированных каналов связана с существенным те-

i

пловыделением при протекании токов в их объеме и на поверхности из-за джоулевой

i i

диссипации тепла и приэлектродных падений напряжения. При этом локальное электросопротивление высокотемпературных токосъемных элементов а, следовательно, и джоулева диссипация в объеме, как и приэлектродные падения напряжения на поверхности, являются весьма сильными функциями локальной температуры в различных точках элементов. Такая ситуация существенно осложняет задачу расчетного ана-. 1

лиза полей температуры и тепловых потоков в высокотемпературных элементах ком-

i

бинированных электродных стенок. Кроме того, возникает проблема передачи тока на металлическое основание или к ребрам комбинированного электрода.

Одним из путей решения этой проблемы является применение токовыводов из окисной цирконий - индиевой керамики, расположенных между керамическим заполне-

нием и металлом. Токовывод имеет достаточно высокую (электронную) проводимость даже при температуре около 500К. Это существенным образом влияет на протекание электрического тока и джоулеву диссипацию в объеме керамики. Такая особенность протекания тока через керамические элементы в комбинированных электродах и соответствующие тепло- и электрофизические процессы также должны учитываться в рас-четно-теоретической модели. При этом важным является исследование взаимозависимости теплофизических и электрофизических характеристик электродных стенок Изучение распределения температуры в комбинированном электроде необходимо , кроме того, для понимания особенностей протекания тока в них и нахождения оптимальных вариантов токосъема

Весьма актуальным является также исследование джоулева разогрева при пере-

I |

теканиях электрического тока по огневой поверхности стенок канала, особенно при высоких холловских полях и наличии проводящих пленок над межэлектродным изолято-

I

ром при осаждении проводящей К-фазы из рабочего потока. Такой К-фазой может являться, например, расплав шлаков минеральной части угольного топлива Заметные утечки тока могут также иметь место при применении «репленишмента» (периодического восстановления огневой поверхности осаждением мелкодисперсного диоксида циркония на поверхности огневой стенки, включая холодный ее участок вблизи метал-

1 | ' ■ ! х о 1

лического каркаса) в процессе эксплуатации В этом случае на поверхности керамических элементов комбинированной огневой стенки, как и на поверхности металлических ребер и межэлектродного изолятора появляется тонкая пленка из осаждающегося из потока диоксида циркония. Это приводит к перераспределению тепловых потоков и изменению температурного поля

' Задача рассмотрения подобной ситуации возникает и при разработке огневых сте-

1 <

нок алюмоводородных МГД - генераторов [2] В этом случае, на поверхности огневой

I

стенки в результате осаждения К-фазы образуются пленки расплава А1г03 Она суще-

1 ' 1 I

ственно изменяет тепловые условия работы огневых стенок, особенно с учетом джо-

I 1

улева тепловыделения при протекании холловских токов по пленке.

I

2Алюмоводородныые МГД - генераторы предназначены для решения специальных задач (в частности при ликвидации аварийных ситуаций в энергосетях) Работают на продуктах сгорания мелкодисперсных порошков А1 в парах воды достаточно высоких параметров (2900К, 1-2 МПа)

Заметим, что решение такой задачи, как и в случае исследования джоулева разогрева в объеме керамических элементов электродов, требует рассмотрения сопряженных, весьма нелинейно зависящих от температуры тепло- и электрофизических процессов. Это, в значительной степени, обусловлено весьма резкой зависимостью электропроводности и вязкости расплава К-фазы от температуры.

Таким образом, картина температурных полей и распределения плотности теплового потока в комбинированных огневых стенках, оказывается весьма сложной. Она представляет собой двумерные и трехмерные распределения в объеме керамики, зависящие от указанных выше факторов. К числу этих основных факторов, в первую очередь, относятся следующие:

- значительная неизотермичность огневой поверхности;

] | 11,

- излучение плазмы и переизлучение друг на друга участков огневых стенок с различной температурой;

- радиационная составляющая теплопереноса в объеме электродной керамики;

- протекание электрического тока в системе керамического заполнения комбинированного электрода с токовыводом и соответствующий джоулев разогрев в его объеме;

■ II

- джоулев разогрев в электрических полях тонких проводящих пленок на огневых поверхностях стенок МГД - канала.

В реальной конструкции огневой стенки указанные факторы действуют совместно,

поэтому, с одной стороны, требуется обоснованная интерпретация экспериментальных

1

результатов, с другой стороны, при этом возрастает роль численного эксперимента, где влияние вышеуказанных факторов может быть проанализировано раздельно.

Наконец, обобщение результатов должно быть построено таким образом, чтобы

, | 11

можно было правильно (с учетом всех реально значимых факторов) сопоставить расчетные и экспериментальные результаты.

Следует отметить, что основные эксплуатационные характеристики комбинированных электродов МГД - генераторов (и огневых стенок в целом), такие как критическая плотность тока, скорость эрозии, электрохимическая коррозия, электрическая проводимость керамики, уровень межэлектродной изоляции и другие сильно зависят от

I

температуры и ее распределения. Поэтому для проектирования и оптимизации конст-

рукции такой стенки необходимо иметь достаточно полное и точное представление о тепловом режиме ее работы В этой связи особенно актуальным является расчетное и экспериментальное исследование влияния вышеуказанных факторов на ее тепловые характеристики, т е на распределение температуры и плотностей тепловых потоков Актуальным является получение обобщенных зависимостей и разработка расчетных методик, которые могут применяться в инженерной практике при проектировании электродных и изоляционных стенок МГДГ

Разработанные методики расчетов комбинированных огневых стенок МГД - каналов и расчетно-теоретические модели могут быть адаптированы и для случая применения таких стенок (или их более простых вариантов) в других высокотемпературных энергетических аппаратах, например, в камерах сгорания форсированных ГТУ и ВРД В частности, разработки расчетных методик имеют общие ключевые моменты как при анализе теплообмена с сильно неизотермическими стенками каналов МГДГ, так и при

I

анализе теплообмена и тепловой защиты при тангенциальном вдуве (применительно к огневым стенкам камер сгорания и высокотемпературным трактам ГТУ последнего поколения)

Тангенциальный вдув широко применяется для тепловой защиты жаровых труб ка-

I !

мер сгорания (КС), трактов газотурбинных установок (ГТУ) и форсажных камер авиационных двигателей, а так же он может быть применен в МГДГ на изоляционной стенке По сравнению с другими методами охлаждения огневых стенок, в первую очередь, -

I

внутренним охлаждением водой или другими хладагентами - вдув имеет ряд преиму-

I

ществ Во-первых, при вдуве не происходит потерь тепла в цикле рабочим телом в том

I

смысле, что, по крайней мере, суммарная тепловая энергия рабочего потока в случае адиабатической стенки остается прежней Во-вторых, существенно снижаются тепловые потоки от рабочего газа к поверхности огневых стенок В-третьих, выполнение теп-

■ |

лозащиты стенок вдувом не связано с рядом конструктивных трудностей, присущих внутреннему охлаждению (например, вытекающих из требования полной герметичности трактов охлаждения)

По мере повышения температуры и давления в камерах сгорания ГТУ и ВРД ста-

1 I

новится значительным тепловой поток излучением из объема рабочего газового потока В мощных же ГТУ последних поколений и МГД - генераторах открытого цикла радиационный тепловой поток может быть соизмерим, или даже заметно превосходить

I

конвективные тепловые потоки к поверхности огневых стенок. Действительно, тепловые потоки излучением из объема рабочего газа или низкотемпературной плазмы в новых энергетических агрегатах достигают, как показывают оценки, для ГТУ нового поколения 0.5 МВт/м2 и более, а для условий мощных МГД - каналов - более 1.5 МВт/м2 Важно отметить, что защита вдувом не снижает радиационного теплового потока на стенку, так как пристеночные зоны пограничного слоя и слой смешения вдува с основным газовым потоком, как правило, в реальных энергетических аппаратах имеют малую оптическую толщину. Для того чтобы уменьшить и снять высокие тепловые потоки излучением (в дополнение к конвективным), обычно стараются поддерживать температуру поверхности на предельно высоком рабочем уровне. Для наиболее перспективных жаростойких сплавов с теплозащитными (и антикоррозионными) покрытиями [3] эта

температура составляет приблизительно от 1300 до 1500К. Еестественно, что выпол-

i

нить такую теплозащиту оптимальной можно только как комплексную. В этом случае

I

внутренняя сторона стенок интенсивно охлаждается, например, множественными струями газового хладагента, роль которого играет вторичный воздух, подаваемый затем в качестве вдува. Элементы огневых стенок из высокотемпературных материалов служат активной теплоизоляцией, образующей совместно со вдувом их комплексную тепловую защиту. В рассматриваемых условиях радиационный тепловой поток из рабочего объема может приводить к повышению температуры огневых стенок выше температуры адиабатической стенки (Tw> Tad) с обращением направления теплового пото-

1 I I

ка (от поверхности стенки, а не к стенке).

Заметим, что при этом как показывает расчетно - теоретический анализ существенное влияние на теплообмен может оказывать степень турбулентности входящего потока газа.

В таких условиях требуется сопоставление интегральных методов расчета теп-

1 I |

лообмена при тангенциальном вдуве, базирующиеся на аналогии Рейнольдса [4] с двумерными решениями уравнений движения и энергии, и в таком специфическом случае требуются дополнительные исследования для выяснения особенностей теплообмена.

( I

Указанные выше основные особенности высокотемпературных огневых стенок

I

энергетических аппаратов в большой степени определяют их эффективность с точки зрения тепловых потерь, обеспечения токосъема из рабочего плазменного потока (для

МГДГ) и их ресурс Заметим, что рассматриваемые огневые стенки являются одним из самых теплонапряженных элементов энергоустановок, определяющих, поэтому ресурс энергоустановок в целом

Из вышеизложенного следует актуальность главных задач, поставленных в работе, по исследованию особенностей теплообмена и тепловых характеристик рассматриваемых огневых стенок

Цель работы: расчетно-экспериментальное исследование теплового режима перспективных огневых стенок, работающих при высоких параметрах рабочего тела в новых энергетических аппаратах (МГДУ и ГТУ нового поколения) при температурах 1500 - 3500К и плотностях тепловых потоков до нескольких МВт/м2, изучение основных, характерных для этих условий, особенностей работы таких стенок и теплообмена на их огневой поверхности и теплопереноса в высокотемпературных элементах

- исследование особенностей тепловых режимов комбинированных огневых стенок

I

канала МГД-генератора с учетом конвективного теплообмена на сильно неизотермических стенках, переизлучения элементов таких стенок друг на друга и кондуктивно -радиационного теплопереноса в объеме высокотемпературных элементов с характерными для керамических материалов оптическими свойствами,

- исследование особенностей конвективного теплообмена при тепловой защите высокотемпературных огневых стенок тангенциальным вдувом холодного газа при Т^/>ТаС1 в отсутствие аналогии Рейнольдса и при различной степени турбулентности внешнего

| I

потока, применительно к изоляционным стенкам МГД - генераторов и к стенкам камер сгорания форсированных ГТУ,

- исследование тепловых потоков и температурных полей в высокотемпературных

I

элементах комбинированных электродов (со специальными керамическими токовыво-дами) каналов МГД - генераторов с учетом джоулевой диссипации при значительных плотностях электрического тока на их поверхности и в объеме,

- исследование сопряженных теплофизических и электрофизических характеристик

I

огневых стенок при поверхностных токах утечки по утепляющему (и восстанавливаемому) слою материала «репленишмента» или по проводящим пленкам расплава оса-

I I

ждающейся К-фазы

Научная новизна работы:

1. Разработана расчетная модель конвективного теплообмена на сильно неизотермической поверхности комбинированной стенки канала МГДГ. В созданной на ее основе программе использована низкорейнольдсовая К-е модель развития турбулентности без пристеночных функций [4]. При изменении граничных условий модель адаптируется к анализу эффективности тепловой защиты тангенциальным вдувом на высокотемпературных огневых стенках (для условий работы форсированных камер сгорания ГТУ). Проведен анализ эффективности теплозащитной газовой завесы при Т^лг'Тас} в отсутствие аналогии Рейнольдса. Оценено влияние ряда определяющих факторов на эффективность тепловой защиты: степени турбулентности внешнего газового потока, переменной плотности и вязкости газа Выявлен новый эффект - увеличенной тур-

I I

булентности потока на начальном участке в зоне вдува, заметно ухудшающий эффек-

г I

тивность газовой завесы в указанных условиях

2. Проведено обобщение теплообмена при тангенциальном вдуве в турбулентный поток с зависящими от температуры свойствами методом характеристических масштабов [5] . Впервые показано наличие подобия полей скорости для различных охлаждающих теплоносителей при отсутствии аналогии Рейнольдса в случае тангенциального

I 1

вдува в турбулентный поток. При этом поля температуры также подобны между собой

I I

(но не подобны полям скорости). Кроме того, имеет место подобие полей безразмерной турбулентной вязкости, что не выявляется в рамках классической теории подобия.

I

3. Получено аналитическое решение (в обобщенных переменных), описывающее кон-дукционно - радиационный перенос тепла в объеме высокотемпературных элементов огневой стенки из высокотемпературных оксидов с сильным рассеянием и слабым по-

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Щигель, Сергей Станиславович, 2013 год

Литература

1. Магнитогидродинамическое преобразование энергии: Физико - технические аспекты. / Под ред. В А.Кириллина, А.Е. Шейндлина. - М.: Наука, 1983. - 198с.

2. Шейндлин А.Е., Битюрин В.А., Жук А.З., Сон Э.Е., Иванов П.П., Мирошниченко В.И. Высокотемпературный МГД генератор на алюмоводородной плазме // Известия Академии Наук, Энергетика. - 2011. - №5 - С. 38-44.

3. Хайрулин С.М. Совершенствование теплового состояния жаровых труб и температурного поля на выходе высокофорсированных камер сгорания энергетических газотурбинных установок. Дис. канд. техн. наук- 05 04.12 / ИВТАН. - М.,1990. - 108 с.

4. Кутателадзе С С., Леонтьев А.И. Теплообмен и трение в .турбулентном пограничном слое. - М.: Энергия, 1982. - 344 с.

5. Иванов А.Б., Набоких Ф.Б., Лукин Б.В. и др. Окисные материалы для горячего канала

I 1 I

МГД-генератора открытого цикла // В сб. Материалы для канала МГД - генератора. -М.: Наука, 1969. -С.52-62. '

■ I I , |

6. Буренков Д.К., Долинский Ю.Л., Залкинд В.И. Особенности работы «полосатой» электродной стенки в МГД - каналах открытого цикла // Препрпинт/ ИВТАН. 3-026. - М., 1970.-16 с.

| I ' I '

7 Залкинд В.И., Казакевич О.Я., Кириллов В.В., и др Разработка и исследование ком-| I

бинированных электродов для канала МГД - генератора // В сб.: 8-ая междунар. конференция по МГД-преобразованию энергии. Москва. 12-18 сент.1983г. - Т 4. - М.: -ИВТАН.- 1983.-С.16-22.

I

8. Петухов Б.С., Карпухин А.В , Кириллов В.В , Плавинский А.И., Поляков А Ф , Семенов В.Д., Соколов Ю.Н., Цыпулев Ю.В. Экспериментальное исследование тепловых потоков в МГД-канале // ТВТ. - 1982. - Т.20,№4. - С.738-744.

9. Асиновский Э.И., Бронин С.Я., Залкинд В.И. и др Физико-технические основы создания длительно работающих горячих стенок канала МГД - генератора // В сб : Мате-

• ( I

риалы научно-техн. совещания стран членов СЭВ и СФРЮ «Физико-технические проблемы создания МГДЭС» Киев. 2-8 сент.1984г - М.: - ИВТАН. - 1985. - С.41-45.

10. Зеликсон Ю.М , Кириллов В.В., Решетов Е.П , Флид Б.Д. Некоторые закономерности

I

работы металлических электродов МГД-генератора // ТВТ.-1970.-Т 8,№1- С 193-202.

11. Залкинд. В.И., Кириллов В.В., Маркина А.П. Катодные пятна и эрозия металлических электродов в канале МГДГ открытого цикла // ТВТ. - 1982. - Т.20,№6. - С.1182-1187.

12. Залкинд В.И., Кондратьев Б.И., Кириллов В В и др. Исследование эрозии металлических электродов в каналах МГД - генератора открытого цикла. // Препринт / ИВТАН. -№3-015. - 1977,- М., - 14 с.

13. Залкинд В.И., Кириллов В.В., Пахомов Е.П., Романов А.И. Выбор электродов для энергетических МГД - генераторов открытого цикла, работающих на чистом топливе. // Доклад на 8-й международной конференции по МГД - преобразованию энергии. Москва. - М.,-1983,-С.28-34.

14. Кириллов. В.В. К проблеме создания энергетических МГД - генераторов: Дис. докт. техн. наук: 01.02^05 / ИВТАН. - М„ - 1976. - 218с.

| I

15. Гохштейн Я.П., Хайкин P.A. Исследования электрохимических реакций в твердых

I

электролитах на основе Zr02 при,высоких температурах // ТВТ. - 1969. - т 7., №5. -С.1031-1033.

I

16. Гохштейн Я П., Сафонов A.A. Влияние температуры на критическую плотность тока через электроды МГД - генератора из керамики Zr02.// Доклады АН СССР. - 1970. -Т. 195,- вып. 1,- С. 140-143.

17.,Залкинд В.И,, Казакевич О.Я., Крапивный В Ф., Симоненко Л.С., Щигель С.С., Яковлев B.C. Разработка и испытания каркасных электродов на основе оксидной цирконий - индиевой керамики для МГД - генераторов на газовом топливе. // В сб.: ИПЭ АН Украины «Плазменные и магнитогидродинамические установки» - Киев. - 1992. - С 136-142.

I

18. Лукин Е.С., Козловский В С., Залкинд В.И., Калиновская И.Н., Сафронова Т.В., Ши-

| , I

ков В.К. Композиты на основе керамических волокон для каналов МГД-генераторов электрической энергии // В сб.: ИПЭ АН Украины «Плазменные и магнитогидродина-

II'- !

мические установки» - Киев. - 1992. - С.172-179.

!

1 I I

19. Козловский B.C., Лукин Е.С., Сафронова Т В., Бондарь Ж.В. Электродные элементы для каналов МГД - генераторов с повышенной электропроводностью. // В сб ИПЭ АН Украины «Плазменные и магнитогидродинамические установки» - Киев - 1992. -С.149-153.

' I , I |

20. Электродная стенка магнитогидродинамического генератора: AC. SU №1698941

А1 СССР / Белкин Е.Я., Вирник A.M., Гохштейн Я.П., Залкинд.В.И., Кириллов В.В., Ку-файкин А.Я., Чернышев Г.П., Щигель С.С. ;15 августа 1991г.

21. Попов В.М. Теплообмен в зоне контакта азъемных и неразъемных соединений. -М.: Энергия, 1971. -216с.

22. Нехамин М.М., Халабуда С.Н. Контактные термические сопротивления в комбинированных конструкциях. // В сб.: Высокотемпературное преобразование энергии. АНУССР. - ИПЭС. - Киев. - 1989. - С.53-55.

23. Флетчер К. Вычислительные методы в динамике жидкостей: В 2т. - М.: Мир, 1991. -Т.1.- 552 с.

24. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости. - М.: Энергоатомиздат, 1984. -152 с.

! I , I

25. Себиси Т., Брэдшоу П. Конвективный теплообмен. Физические основы и вычислительные методы. - М.: Мир, 1982. -592 с.

26. Шевелев Ю.Д. Пространственные задачи в вычислительной аэрогидродинамике. -М.: Наука, 1986. -367с.

27. Михин В.И. Низкорейнольдсова к -е модель турбулентности с модельными функ-

, i '

циями, не содержащими пространственной координаты в качестве аргумента.// Пре-

J i

принт /' ФЭИ. - 2654. - Обнинск - 1997. - 14с.

i

28. Михин В.И. Низкорейнольдсова к-s модель турбулентности, не содержащая «пристенные» модельные функции // РНКТ. - М.: - 2002. - т.2. - С.224-228.

: 1 |

29. Abe К., Kondoh Т., Nagano Y. New turbulence model for predicting fluid flow and heat

transfer in separating and reattaching flows-1. Flow field calculations // Int.J. Heat Mass Transfer. - Vol. 37. - 1994. - pp. 139-151.

30. Sato H., SHimada M., Nagano Y. A two-eqation model for predicting fluid heat transfering

various Prandtl numberfluids // Hroceedins of the Tenth International Heat trasfer coference.

i

-1994. - Brighton. UK. - Vol.2. - pp. 443-448. ' i i 31.,Шаоен К.,,Денинг Лью. Экспериментальное исследование эффективности завесы,

,! 1 I .1

коэффициентов теплоотдачи и турбулентности течения при завесном охлаждении. //Ракетная техника и космонавтика. - №8. - Т.8. -1980. - С. 57-65.

' i I

32. Щучкин В.В. Конвективно-пленочное охлаждение в сверхзвуковом высокотемпературном потокё, численное решение сопряженной задачи. Автореф. дис. канд. техн. наук. 01.04.14./ МГТУ им. Баумана - М - 2005. - 16с.

33. Волчков Э.П. Исследование эффективности заградительного и комбинированного охлаждения в турбулентном пограничном слое. Автореф. дис. канд. техн. наук. / Институт Теплофизики СО АН СССР - Новосибирск. - 1965. - 23с.

34. Волчков Э.П., Лебедев В.П., Терехов В.И. Теплообмен в турбулентных пристенных струйных течениях// Теплофизика и аэромеханика. - 1997. - Т.4. - №2. - С.195-210.

35. Лебедев В.П. Газовые завесы в турбулентном пограничном слое. Дис. д-р. Техн. наук./ Институт Теплофизики СО АН СССР - Новосибирск. - 1999. - 151 с.

36. Гухман A.A. Введение в теорию подобия. - М.: Высшая школа, 1973. -296 с.

37. Гухман A.A. Применение теории подобия к исследованию процессов тепло-массобмена - М.: Высшая школа, 1974. - 329с.

38. Кутателадзе С.С., Леоньтьев А.И.//Теплофизика высоких температур, т. 1, №2,1963 39.,Шец Дж. Турбулентное течение. Процессы вдува и перемешивания. - М.:Мир, 1984.

С.247. ' 1

40. Волчков Э.П.'Пристенные газовые завесы. - Новосибирск: Наука, 1987. - С. 116.

41. Васечкин В.Н., Миронов Б.П., Ярыгина Н.И. Эффективность пористой и щелевой завес в потоках с различным уровнем турбулентности.// Препринт./ИТФ СО АН СССР №103-83,-1983.-С.23. !

42. ЛеоньтьевА.Й., Осипов М.И. Тепломассобменная защита стенок канала и диффузо-

1 I

ра магнитогидродинамического генератора// 8-я междунар. конф. по МГД - преобразо-

I | I

ванию энергии. - М. - ИВТАН. - 1983. -т.2. - С.95-101.

,1.' I

43. Леоньтьев А.И., Осипов М.И., Арбеков А.Н., Федотова М.С., Чиненова И.В., Резуль-

I

таты теоретичёского и экспериментального исследования изоляторных стенок канала МГД - генератора вдувом газа.// В сб. Высокотемпературное преобразование энергии. АНУССР. - ИПЭС,- Киев. - 1989. -С.73-75.

44. Базеев Е.Т, Гаркуша Л.К., Коберник B.C. и др. Исследование теплозащиты МГД -

! ' " , • 1 1

канала вдувом // 8-я междунар. конф. по МГД - преобразованию энергии. Москва 12-18 сентября 1983г. - М,- ИВТАН. - 1983. - т.2. - С.95-101.

45. Желнин В.А., Олесевич А.К. Расчет пограничного слоя на изоляционной стенке ка-

I

нала МГД - генератора со вдувом// В сб. Новые способы преобразования энергии и

I 1 '

теплозащита'. - Киев. - Наукова Думка. - 1987. - С. 99-103.

46. Битюрин В.А., Желнин В.А., Олесевич А.К., Осипов М.И. Некоторые вопросы расче-

j

та пограничного слоя на изоляционной стенке магнитогидродинамического генерато-

I

ра//В сб.: 8-ая междунар. Конференция по МГД преобразованию энергии. Москва. 1218 сент.1983г. - Т.2. - М. - ИВТАН. - 1985. - С.130-133.

47. Швец. Ю.И., Вишняк В.Ф., Войцеховский В.Р., Панченко В.Н. Влияние вдува на параметры течения и теплообмен плазмы в плоском канале // В сб. Новые способы преобразования энергии и теплозащита. - Киев. - Наукова Думка - 1987. - С. 126-130.

48. Недоспасов A.B., Побережский Л.П., Чернов Ю.Г. Состав и свойства рабочих тел МГД - генераторов открытого цикла. - М.: - Наука - 1977. - 240 с.

49. Железняк М.Б., Зателепин В.Н., Мнацаканян А.Х., Ротинов А.Г. Приближенный метод расчета радиационных тепловых потоков на стенки газодинамического тракта МГДЭС на природном газе //ТВТ. - 1981. -Т.19. - вып.5. - С.1018-1021.

50. Патанкар С., Сполдинг Д. Тепло - и массообмен в пограничных слоях - М - Энергия. 1971.-173с.

' 1

51. Щеголев Г.М., Базеев Е.Т., Мазур Н.И., Мирошниченко A.A., Нехамин М.М., Симо-

I '

ненко Л.С., Шупик И.С., Акишев А.Х. Экспериментальное исследование электропрочности проницаемых изоляторов электродных стенок канала МГД - генератора// В сб.

I I ■ 1 >

Новые способы преобразования энергии и теплозащита. - Киев. - Наукова Думка. -1987.-С. 126-130.

52. Бронин С.Я., Бусаров И.Г., Колобов В.М. Проникновение присадки в керамический изолятор МГД - генератора // В сб. Высокотемпературное преобразование энергии. АН УССР - ИПЭС.-Киев - 1989,- С.61-63

' I |

53. Кирилов В.В. , Залкинд В.И., Семенов В.Д. Исследование теплообмена и пограничных слоев в канале МГД - генератора при переменной температуре стенок

I '|

//Теплоэнергетика. - 1975. - 22. - №11. - С.19-23.

; ' I

54. Дорфман А.Ш. Теплообмен при обтекании неизотермических тел./ М.: Машиностроение, 1982. - 192с. j

! I I

55. Кэйс В.М. Конвективный тепло - и массообмен. / М.: Энергия, 1972. -446с

56.'СЭккерт Э.Р., Дрейк P.M. Теория тепло - и массообмена. /М.: Госэнергоиздат, 1961. -680с.

57. BurenkovD.K., Akchurinl.X., KrapivnyV.F., KirillovV.V., ZalkindV.I., KamakinV.V., Shchigel S.S.// 9-th Int/ Sympos on MHD Electrical Power Generation. - Japan. - 1986. - V.3. -pp.969 - 980.

i I

154

1 1 I

', 1 1

58. Битюрин В.А., Желнин В.А., Любимов Г.А. и др. Численное моделирование неоднородных течений в канале МГД - генератора и его применение при обработке экспериментальных данных // 8-я междунар. конф. по МГД - преобразованию энергии. Москва 12-18 сентября 1983г. - М. - ИВТАЙ. - 1983. - Т.1. - С.166-174. 1 59. Битюрин В.А., Бочаров А.Н., Желнин A.B., Любимов Г.А. Двумерные тепловые и электрические эффекты на комбинированной стенке МГД - генератора в условиях сопряженного теплообмена // ТВТ. - 1988. - Т.26. - № 3. - С. 589-598.

60. Битюрин В.А., Желнин A.B. Сопряженный теплообмен на комбинированном электроде // Материалы научно-технич. совещания стран членов СЭВ и СФРЮ. Киев. 1218 сент. 1984г. - М. - ИВТАН. - Т.1. - 1985,- С. 156-160.

61. Битюрин В.А., Бочаров А.Н., Желнин В.А., Любимов Г.А. Сопряженный теплообмен

1 i i 1

на неизотермических стенках с сильнонеоднородными свойствами // Известия АН

СССР. Механика жидкости и газа. - 1985. - №4. - С. 9-16.

i i i

62. Степанов C.B. Коэффициент поглощения многофазных материалов.//ТВТ. - Т25. -

Ñb 1. — М,- 1988,- С.180-182.

■ > i

63. Галактионов A.B., Петров В.А., Степанов C.B. Радиационно-кондуктивный перенос

энергии в сильно рассеивающих твердых материалах.// Тепломасообмен. Минский

международный форум. 25-27 мая 1988 г. Минск. - 1988. - секции 1,2. - С. 208-222. 1 i 1

64. Берковский М.А., Петров В.А, Степанов C.B. Прохождение светового пучка через

1 i i цилиндрический слой слабо-поглощающей сильно-рассеивающей среды с произволь-! <

ным характером отражения на границах // Тепломассообмен VII, Материалы VII Все-

I i

союзной конференции по тепломассообмену, т.II - Радиационный и комбинированный теплообмен, Минск: ИТМО им. А.В.Лыкова. - 1984. - С. 30-34.

65. Блох А.Г., Журавлев Ю.А., Рыжков Л.Н. Теплообмен излучением.// Справочник. - М.

Энергоатомиздат. - 1991. - 432с.

1 i

66. Kunitomo TI Present Status of Research on Radiative Properties of Materials.// International Journal of Thermophisics. - Vol. 5. - № 1,- 1984,- pp.73-89.

67. Ши. Д. Численные методы в задачах теплообмена - М.: «Мир», 1988. -544 с.

68. Зателепин В.Н. Теоретическое исследование пространственных эффектов и расчет течения в МГД - канале. Автореф. дис. канд. техн. наук. 05.14.08./ИВТАН - М.,1980. -16с.

■ , !

69. Васильева И.А., Депутатова Л.В., Нефедов А.П. Экспериментальное исследование концентрации атомов присадки в канале МГД - генератора установки У-02// в сб. Маг-нитогидродинамический метод получения энергии. - М. - Энергия - 1972. - с. 134141.

70. Биберман Л.М., Железняк М.Б., Зателепин В.Н. и др. Теплообмен в канале МГД -генератора большой мощности // Изв. АН СССР. МЖГ. - 1979 . - №3. - С. 136-149.

71. Биберман Л.М., Железняк М.Б., Мнацаканян А.Х. и др. Радиационный теплообмен в камере сгорания МГД - электростанции на природном газе // ТВТ. - 1980. - Т.18 - №2. - С.394-402.

72. Андрианова В.Г., Петров В.А., Резник В.Ю., Романов А.И., Смирнова Л.Г. Исследование излучательных характеристик некоторых высокотемпературных материалов для МГД-генераторов//Препринт/ИВТАН №1-11. - М.: - 1983.- С.40.

Iii!

73. Васильева И.А., Короткое А.Н., Нефедов А.П. и др. Измерение отражательной способности стенок МГД генератора // ТВТ. - 1983. - Т.21. - №4. - С.815-817.

74. Васильева И.А., Короткое А.Н., Нефедов А.П. и др. Измерение отражательной способности изоляционных стенок в процессе работы МГД - генератора// В сб.: 8-ая ме-

i

ждунар. Конференция по МГД - преобразованию энергии. Москва. 12-18 сент. 1983г. -

T.3.Í- Ml-ИВТХн. - 1985.-С.5-10. '

i

75. Авторское свидетельство. 750 288 СССР кл. G01 J 1/04 Способ определения коэффициента диффузного отражения./ Зеге Э.П. , Кацев И.Л. //Бюл. изобр. 1980. №27

■ , i

76. Короткое A.H. Измерение оптических свойств огневых стенок в крупных МГД - установках.//Препринт/ИВТАН. - М,- 1989,- С44.

ч i

77.КондратьевМ.Г., Низовский В.Л., ШабашовВ И. Исследование нормальной монохроматической излучательной способности керамик на основе МдО и 7лОг // В сб. Новые

i i

способы преобразования энергии и теплозащита. - Киев. - Наукова Думка. - 1987. -С.56-59.

78. Broriin S.Ya., Kolobov V.l. // 8-th lint. Sympos. on MHD Electrical Power Generation. -Moscow. - 1983. -V.1. - P.287. !

79. Колобов B.M. Теоретическое исследование структуры и устойчивости приэлектрод-

ных слоев в газовых разрядах. Дис. канд. техн. наук. 01.04.08. /ИВТАН - М.,1985. -

142с. !

i . i

80. Гохштейн Я.П., Любимов В.Д., Романов А.И., Соколов Ю.Н. Разраработка высокоог-

I i

! 1 ¡ I

неупорного электрода с окисным токовыводом (1п20з) для канала МГДГ открытого цикла на основе электрохимического исследования межфазных границ/ В сб. Четвертый советско-американский коллоквиум по МГД - преобразованию энергии ИВТАН, М. - 1978.

81. Акопян. Ф.Ф. Барыкин Б.М., Чернышев Г.П. Электропроводность и теплопроводность керамики на основе оксидов циркония и индия //ТВТ. - 1987. - Т.23. №2. -С.405-408.

82. Морозова П.В. Тихонов П.А. Егорова О.В. Процессы испарения оксида индия из керамических Материалов в системе Zr02-Y203-In03 II В сб. Высокотемпературное преобразование энергии. АНУССР. - ИПЭС. - Киев. - 1989. - С.87-88.

83. Морозова П.В., Тихонов П.А., Комаров A.B. Электрические свойства твердых растворов в системе Zr02-ln203 //Физическая химия-1986. - №6 - С.38.

, i I i

84. Зеликсон Ю.М., Иванов А.Б., Кириллов В.В , Решетов Е.П., Флид Б.Д. Приэлектрод-ные падения потенциала и сопротивления электродов на основе двуокиси циркония в потоке ионизированного газа IIТВТ. - 1971. - Т. 9. - №3. - С. 42-46.

85. Казакевич. О.Я. Исследование процессов на электродах МГД - генератора открытого цикла с целью повышения эффективности их работы. Автореф. дис. канд. техн. наук. 05.14.08./ИВТАН - М.,1988. -16с.

' 86. Бейлис И.Й., Кириллов. В.В. //ТВТ. - 1986. -т24. - №4. - С.796. ■ i • '

87. Бейлис И.И., Залкинд В.И., Кириллов В.В., Щигель С.С. Двумерный анализ джоуле-

i i I

вой диссипации в комбинированных электродах МГДГ.// ТВТ. - 1990. - Т.28. - № 6. -С. 1220-1225.

88. 1\11агнитогидродинамическое преобразование энергии. Открытый цикл. Совместное

, I 1

советско-американское издание. / Под редакцией Б.Я. Шумяцкого [СССР] и М. Петрика [США].' - М.: Наука, 1979. - 583с.

89. Голубцов В.А., Залкинд И.Я. Огнеупоры и шлаки в энергетике.// М.: - Г ос. энергетическое' изд-во. - 1953. - С. 165. '

i

90. Афанасенкова H.H., Залкинд В.И., Повелицин В.А., Шиков В.К., Щигель С.С. Разработка электродных стенок МГД - генератора открытого цикла, вопросы восстановления их огневой поверхности и выбор теплового режима// в Сб. Плазменные и магни-тогидродинамические установки. - 1992. - Киев. - ИПЭ АН Украины. - С143-148.

91. Исследования по МГД преобразованию энергии./ Юб. сб. ОИВТРАН. - Москва. -2006.-С151.

92. Мейтлис В.П., Филоненко H.H. Тепловой пробой в межэлектродном промежутке канала МГД генератора при наличии шлаковой пленки //ТВТ. - 1981. - Т19. - №6. -С.1293-1297.

93. Мейтлис В.Н., Филоненко H.H. Влияние теплообмена на развитие перегревной неустойчивости в,плоском слое.// Препринт./Институт физики им. Л.В.Киренского СО АН СССР.- 1970.-С.16.

94. Казакевич О.Я., Качурин А.Х., Стрелкова Г Г., Шевченко A.B. Технология получения диоксида циркония в потоке продуктов сгорания // Сб. ИПЭ АН Украины "Плазменные и магнитогидродинамические установки" - Киев- 1992,- С.163-168.

| I ' ! I I 1 I

95. Ганефельд З.В., Зырин A.B., СтрелковаГ.Г. Свойства диоксида циркония, получае-

I

мого в потоке продуктов сгорания. Технология получения диоксида циркония в потоке продуктов сгорания. // Сборник ИПЭ АН Украины "Плазменные и магнитогидродина-

1 I ! '

мические установки" - Киев - 1992. - С.169-172.

96. Способ восстановления конструкционных элементов стенки канала МГД-

I

генератора. Патент SU 1806438A3. Ганефельд.Р.В., Г.Г. Стрелкова, Казакевич

| ' I

О.Я.,А.Х. Качурин, Залкинд В.И. Приоритет от15.11.1991г.

97. Залкинд В.И., Щигель С.С. Джоулев разогрев проводящих пленок на огневых поверхностях межэлектродных промежутков в каналах МГД - генератора.// В сб. "Плаз! ' I

менные и магнитогидродинамические установки" - 1992. - Киев. - ИПЭ АН Украины. -С.153-155. ' '

98. Васенин И.М., Глазунов A.A., Губарев А.В , Иванов В.А., Королева Л.А., Кулигин

. . I ,

Е.В., Панченко В.П., Чернов Ю.Г., Якушев A.A. Метод и комплекс программ «Канал»

j .

расчета одно- и двухфазных течений в сверхзвуковых МГД генераторах.// Препринт

5014/12./ ИАЭ'-1'990. - M - С.45.

' i

99. Алипченков В.М., Зайчик Л.И., Зеигарник Ю.А., Мелихов О.И., Мостинский И.Л., Са-

мигулин М.С., Соловьев С.Л., Стоник О.Г., Шагалиев P.M. Разработка трехжидкостной

i '

модели двухфазного потока для дисперсно-кольцевого режима течения в каналах.// Препринт/Отраслевой центр МАЭ РФ по расчетным кодам для АЭС и реакторных установок. Объединенный институт высоких температур РАН. - 2001. - М. - С.53.

)

100 Шпильрайн Э.Э , Каган Д Н., Бархатов Л.С , Жмакин Л И., В В. Королева В В Комплексное исследование тепло- и электрофизических свойств тугоплавких окислов в жидкой и твердой фазах//ИФЖ. - 1980 - T.XXXVIII - №4,- С.581-586

101. Ларичева М.А., Мостинский И Л Исследование скорости осаждения частиц из потока конденсационного аэрозоля в неизотермических условиях// ТВТ - 1976 - Том 4

- №6. - С. 1241-1247

102. Шейндлин А.Е., Кириллов В.В., Шумяцкий Б Я. Локальные характеристики неидеального МГД - генератора и приближенные методы их расчета // Препринт / ИВТАН

- 1977 - А 77/7- М - С.48

Тепловая схема установки У-02 [4п]:

1 - газодувка; 2 - высокотемпературный возухоподогреватель; 3 - камера сгорания; 4 МГД - генератор; 5 -модельный парогенератор; 6 - система мокрого вывода присадки; 7 - система сухого вывода присадки; 8 - экспериментальный электрофильтр; 9 -теплообменник; 10 -вакуумные насосы; 11 -система подачи жидкого топлива; 12 -система подачи кислорода; 13-система подачи присадки

Основные параметры Установки У-02 :

Расход продуктов сгорания кг/с до 1.50

Степень обогащения окислителя кислородом % до 50

Максимальное давление за компрессором МПа 0.15 0.17

Температура в камере сгорания К до 2900

Давление торможения на выходе из канала МПа 0.04

Скорость потока в МГД - канале м/с 700-900

Анализ возможного исполнения стенок алюмоводородного МГД - генератора с использованием разработанной инженерной методики расчета теплового режима.

При проектировании МГДГ (особенно в случае алюмоводородных МГД - генераторов) одной из наиболее сложных задач является разработка электродных (огневых) стенок, обеспечивающих одновременно эффективный токосъем, достаточную электрическую прочность МГД - канала, допустимые тепловые потери и длительный ресурс работы. Условия работы таких огневых стенок достаточно сложны, так как, с одной стороны, необходимо обеспечить достаточно высокую температуру огневой поверхности (на уровне не менее 2200 К) для обеспечения диффузного протекания тока на электро-

| I , I

ды и снижения тепловых потерь. С другой стороны, эрозия поверхности под воздейст-

■ ч . , I1

вием высокоскоростного химически активного потока плазмы и электрического тока

, I

должна быть минимальной. Кроме того, необходимо обеспечить электрическую прочность межэлементного промежутка, что, как правило, требует снижения температуры

I | '

этого промежутка. Наиболее перспективными с точки зрения длительной и эффективной работы с минимальными тепловыми потерями в принципе являются огневые стен! I

ки с использованием высокотемпературных элементов. Одним из наиболее исследо-

I I 1 '

ванных и доработанных вариантов таких стенок конкретно для МГД - генераторов от-

( I ,

крытого цикла являются комбинированные огневые стенки с использованием модульных каркасных элементов.

В алюмоводородном МГДГ в отличие от МГДГ на п.с. природного газа появляются два новых принципиальных момента.

Среда в МГД - канале является в отличие от МГДГ на продуктах сгорания природ-

'I 1 1

ного газа не окислительной, а восстановительной (водород). Это позволяет рассмот-

I

реть в качестве материалов для заполнения ячеек каркасных электродов ряд соедине-

I 1 , '

ний, нестойких в окислительной среде при высоких температурах, но обладающих необходимыми термостойкостью и жаропрочностью. К таким соединениям относятся, например, карбиды титана, тантала и. гафния (Т/С, ТаС, НЮ), пирографит и даже тугоплавкие металлы Л/Ъ) . Указанные материалы, что чрезвычайно важно, обладают

" ! 1 1 I 1

электрической проводимостью п- типа. Это позволяет избежать образования электри-

ческих запорных слоев на границе металл-керамика и соответственно электрохимического разрушения зоны контакта. Таким образом, снимается необходимость применения специальных токовыводов. Электрическая проводимость указанных соединений при высоких температурах весьма значительна. Это должно обеспечить (при относительно низкой теплопроводности) эффективный токоотвод и отсутствие контрагирован-ного разряда на высокотемпературной огневой поверхности электрода. Вместе с тем, требуется детальная проверка химической совместимости этих материалов со средой в канале алюмоводородного МГДГ при высоких температурах (около 3000К).

Таблица 1.п.

Свойства тугоплавких материалов (по данным [1п-4п]).

! i i Материал i ¡4 ' ' Температура плавления К Теплопроводность Вт / мК Проводимость мО/м Коэффициент, линейного расширения 106

Вольфрам 3683 201 18*10ь i 4.5

Тантал i ! 3269 55 7.4*10ь 6.6

Молибден i i 2883 147 19*10ь 5.4

■ Ниобий i , ' 1 I 2688 52.5 I 6.7*10ь 7.1

Карбид тита- 3523 1,7 1.5*10" 7.6

Карбид ниобия 3773 14 1.35*10Ь 6.8

Карбид тантала | I 4148 22.2 3.33*10Ь 6.6

МдО 2370 (1930 *) 3]5-7 (1000К) < 1<Г 13.5

А120з 2300 29-6 (1000К) < 10"4 8.6

BN i 3273 17-50 < 10"й .05-10.0

Пирографит Параллельно >2770 2073К 0.28*10ь 1.45(1700К)

Перпендикуляр- 1 i но >2770 2073К 1.45 0. 8*103? 24 (1700К)

- температура ликвидуса с А120з

Во вторых наличие К-фазы (А120з) в канале алюмоводородного МГДГ может приводить к образованию на огневых поверхностях пленок расплавленного корунда. Особенности осаждения К-фазы, образования и течения таких пленок, влияние токов утечки по ним на тепловой режим работы огневых стенок и локальные характеристики МГДГ описаны в главе 4.

Рассмотрим некоторые особенности теплового режима работы возможных конструкций комбинированных огневых стенок с использованием вышеуказанных материалов без осаждения К-фазы. Эти режимы возможны в период запуска, в случае полного улавливания К-фазы на входе в канал МГДГ или при соответствующем фракционном составе К-фазы, не приводящем к ее осаждению и образованию пленок А1203

Рассмотрим вначале возможную конструкцию каркасного электрода с медным каркасом, заполнением вышеуказанными карбидами и изолятором из оксида магния

I

(МдО) или нитрида бора (ВЛ/) представленную на рис.1 п.

! I I

Теплопроводности материалов лежат в диапазоне: карбид титана (10-40 Вт/м К),

I I

ТаС около 20 Вт/м, карбид гафния 12-17 Вт/м. Имеющийся в литературе разброс данных, по-видимому, связан с различной пористостью материалов. Поэтому после выбора того или иного карбида в качестве заполнения каркасных электродов по соображе-

I )

ниям химической совместимости со средой канала, необходимо уточнение теплофизи-ческйх свойств конкретного материала.

Для оценки электродов с заполнением на основе карбидов примем, в первом при-

I

ближении, их теплопроводность равной 20 Вт/мК. Шаг секционирования 25мм, толщину медного ребра - 2мм, ширину изолятора из МдО или 6Л/ - 6мм; их теплопроводность

соответственно 5 Вт/мК и 25 Вт/мК. Температура торможения - 3200К, коэффициент

! | 2 конвективной теплоотдачи на изотермической поверхности - 2200 Вт/м К (из условий

I

газодинамических расчетов МГДГ, проведенных ИНЭП ОИВТ РАН). Эти условия соот-

II I

ветствуют примерно первой трети расчетного канала по длине. Используя методику

| I I

расчета теплообмена на сильно неизотермических поверхностях применительно к конвективному теплообмену на огневых стенках МГДГ, разработанную в отделе 2.1

I

ИФТПЭ ОИВТ РАН, проведем предварительную оценку вариантов исполнения комбинированной стенки МГДГ при указанных условиях в отношении теплового режима их

I

работы.

I I

| ( | I

1 163 I

На Рис.2п. представлено распределение температуры по огневой поверхности каркасного элемента с изолятором из оксида магния. Видно, что полученное распределение не может быть признано удовлетворительным, т.к. температура изолятора слишком высока (Т«> 1950К) выше температуры электродов. При этом не обеспечивается электропрочность межэлектродных промежутков,

Несколько лучше с этой точки зрения ситуация с изолятором из нитрида бора (рис.Зп.) Однако в этом случае температура огневой поверхности керамического заполнения электродов слишком низка 1900К), что может привести к необеспечению диффузного режима протекания электрического тока на электрод. Кроме того при этом тепловые потери неоправданно высоки.

Принципиально изменяет ситуацию наличие зазора между массивом «керамического» заполнения на основе карбидов и боковой поверхностью медного ребра (рис.4п-

I I

5п.), однако в случае использования оксида магния в качестве изолятора температура на его поверхности слишком высока с точки зрения обеспечения эффективной межэлектродной изоляции. По-видимому, оптимальной является конструкция с использованием в качестве изолятора нитрида бора при наличии вышеупомянутых зазоров (соответствующее распределение температуры и плотности теплового потока по поверхности электродного модуля представлено на рис. 6п-7п).

Нами предлагается к рассмотрению еще один вариант конструкции элемента с

утепляющим слоем из пирографита, отличающийся тем, что на огневой поверхности

, 1 ' 1 I

слои пирографита расположены параллельно потоку плазмы, а на боковых поверхно-

11 I

стях гранях заполнения перпендикулярно к потоку. При этом используется анизотропия свойств пирографита (теплопроводность графита поперек слоев - 1.5 Вт/мК, вдоль

I 1

слоев -125 Вт/мК) Заполнение под «утепляющим колпаком» из пирографита может 1 ! 1 . 1 быть выполнено из любого малотеплопроводного, термостойкого и жаропрочного материала химически совместимого с пирографитом (2г02, А120з) (см. рис.8п.).

Как показывают расчеты (с учетом анизотропии проводимости пирографита), тепловой режим [заботы каркасного элемента огневой стенки с «утеплением» из пирогра-

I , '

фита и изолятором на основе нитрида бора оказывается вполне приемлемым с точки зрения требований предъявляемых как к температуре межэлектродного промежутка, так и к температуре огневой поверхности электрода. Распределения температуры и плотности теплового потока для расчетного режима представлены на рис.Эп. и рис.1 Оп.

При таком исполнении каркасного электрода важно то, что (вследствие анизотропии электрической проводимости пирографита) в данной конфигурации обеспечивается протекание по его слоям электрического тока поступающего из плазмы к металлическому основанию электрода При этом, как и в предыдущем случае, электропроводность пирографита п- типа обеспечивает отсутствие запорных слоев Как следует из рис 8п в данном варианте конструкции нет «холодных» металлических ребер выходящих непосредственно в плазму, что является положительным моментом, препятствующим возможности контрагированного разряда на электроде

При этом, как говорилось ранее, должно быть проведено тщательное исследование химической совместимости, в данном случае пирографита, со средой в канале алюмоводородного МГД - генератора при рабочих температурах (около 3000К) Кроме того необходимо исследовать возможное взаимодействие используемых материалов с

||| I

расплавом АЬОз , который может образовываться на огневой поверхности электрода в результате осаждения К-фазы 1

I I

В качестве электросъемного элемента («колпака») над массивом заполнения из

I

малотеплопроводного материала (например, А12О3) в восстановительной среде водорода могут быть, по-видимому, использованы и тугоплавкие металлы, стоящие в ряду напряжений правее водорода При этом, даже при наличии в канале некоторого оста-

I

точного количества окислителя, окисления огневой поверхности не должно происходить Однако эрозионная стойкость такой поверхности (И/, Nb) при контакте с высоко-

I 1 1

скоростным (V > 1500К), высокотемпературном потоком (около 3000К, при наличии в

I

потоке К-фазы А120з) требует экспериментальной проверки На рис 11п-12п приведены

I ' I

распределения температуры и плотности теплового потока для случая расположения слоя Л/Ь толщиной 2мм над массивом Д/20з в соответствии с конструкцией рис 2 и изолятором из нитрида бора для расчетных условий

I

I

I

I 1 I 165

1 1

Рис.1 п. Конструкция каркасного элемента электродной стенки алюмоводородного МГДГ (Х= 1м, расчетный режим). 1 - заполнение Т/С; 2 - металлическое ребро (Си); 3 -изолятор (МдО\ В1\1)\ 4 - зазор; 5- каналы с охлаждающей водой; 6 - межэлементная изоляция

По сравнению со слоем из более теплопроводного вольфрама, приводящего к значительному снижению температуры огневой поверхности и возрастанию плотности теплового потока 9 (рис.13п-14п) использование слоя ниобия дает вполне приемлемые результаты.

Рис.2п. Распределение температуры по огневой поверхности каркасного элемента электродной стенки (Х= 1м, расчетный режим. Т/С, МдО; в контакте с ребром каркаса)

I 900е+003

Рис.Зп. Распределение температуры по огневой поверхности каркасного элемента электродной стенки (Х= 1м, расчетный режим. Т/С, ВЛ/; в контакте с ребром каркаса)

О 20 Х(мм)

Рис.4п. Распределение температуры по огневой поверхности каркасного элемента электродной стенки (Х= 1м, расчетный режим. Т/С, МдО; с зазором)

Р со^ом _

я (МВг/м2)

6 75е+00б ... —:'—

ч к

4 50М-006 ~

Г 1 1

Г 4 1

.

1 25е»00б "Г" ... .... II ...

0 ООн-ОМ

■ •

0 20 Х(К)

Рис.бп. Распределение плотности теплового потока по огневой поверхности каркасного элемента электродной стенки (Х= 1м, расчетный режим. Т/С, МдО\ с зазором)

Т(Ю I 725*003

И "3 1 150*003 А

V у

5 750*002 -.С.-J..

0 000*000

о

20

Х(мм)

Рис.бп. Распределение температуры по огневой поверхности каркасного элемента электродной стенки (Х= 1м, расчетный режим. Т/С, ВЛ/; с зазором)

8 700*006

Я (МВт/м2)

6.675*006

* 4

450*006

2 225*006

0.000*000

О

20

Х(мм)

Рис.7п. Распределение плотности теплового потока по огневой поверхности каркасного элемента электродной стенки (Х= 1м, расчетный режим. Т/С, BN; с зазором)

Рис.8п. Конструкция элемента электродной стенки алюмоводородного МГДГ с «утеплением из пирографита» (Х= 1м, расчетный режим).

1 - заполнение Т/С; А120з\ 2 - металлическое ребро (Си); 3 - изолятор (МдО; ВЛ/); 4 -зазор; 5- каналы с охладающей водой; 6- межэлементная изоляция

м

3

о.скнмоо ■'_! :__]___ | ,

О 20 Х(мм)

Рис.Эп. Распределение температуры по огневой поверхности элемента электродной стенки с «утеплением из пирографита» (Х= 1м, расчетный режим. ЛС,ВЫ)

7 500е+003

I К75е+003

I 250е+003

б 250(^002

8 700*006