close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Совершенствование метода расчета полноты сгорания топлива в газотурбинном двигателе прогнозированием кривой выгорания.

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
Евдокимов Олег Анатольевич
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДА РАСЧЕТА ПОЛНОТЫ СГОРАНИЯ
ТОПЛИВА В ГАЗОТУРБИННОМ ДВИГАТЕЛЕ ПРОГНОЗИРОВАНИЕМ
КРИВОЙ ВЫГОРАНИЯ
Специальность 05.07.05 – Тепловые, электроракетные двигатели и
энергоустановки летательных аппаратов
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Рыбинск – 2013
2
Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном
учреждении высшего профессионального образования «Рыбинский государственный авиационный технический университет имени П.А. Соловьева».
Научный руководитель:
Гурьянов Александр Игоревич, кандидат технических наук.
Официальные оппоненты:
Богданов Василий Иванович, доктор технических наук, открытое акционерное
общество «Научно–производственное объединение «Сатурн», г. Рыбинск, эксперт;
Сыченков Виталий Алексеевич, кандидат технических наук, федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Казанский национальный исследовательский технический университет им. А.Н. Туполева», г. Казань, доцент кафедры авиационных двигателей
и энергетических установок.
Ведущая организация: федеральное государственное бюджетное образовательное
учреждение высшего профессионального образования «Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С. П. Королёва (национальный исследовательский университет)», г. Самара.
Защита диссертации состоится 25 июня 2013 г. в 13-00 на заседании диссертационного совета Д 212.210.01 в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Рыбинский
государственный авиационный технический университет имени П.А. Соловьева»
по адресу: 152934, г. Рыбинск, Ярославской области, ул. Пушкина, 53, ауд. Г-237.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Рыбинский государственный авиационный технический университет
имени П.А. Соловьева».
Автореферат разослан 23 мая 2013 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
Конюхов Борис Михайлович
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы.
Важной задачей на стадии проектирования камер сгорания и горелочных модулей является расчёт основных термогазодинамических параметров, к числу которых относятся среднемассовая температура в зоне горения и полнота сгорания
топлива. Величина последней неразрывно связана с величинами эмиссии монооксида углерода и несгоревших углеводородов. Наличие их в продуктах сгорания
обостряет проблему соответствия камеры требованиям по эмиссионным выбросам, предъявляемым международными и российскими нормами. Как правило, эта
проблема решается на стадии опытной доводки камеры, но постоянное ужесточение норм по эмиссии определяет актуальность мероприятий по повышению полноты сгорания, что обуславливает необходимость создания новых и уточнения
существующих методов прогнозирования кривой выгорания.
Степень разработанности темы исследования.
Большинство применяемых на практике методов расчёта камер сгорания основано на использовании балансовых соотношений для энергии, массы и зачастую не позволяет учесть влияние геометрии проточной части на процессы газодинамики, тепломассообмена и горения. Это связано с нелинейной взаимосвязью
комплекса аэротермохимических процессов, протекающих в зоне горения, и
сложностью их описания с помощью упрощённых физико-математических моделей, не всегда дающих адекватные результаты. По этой причине применяемые на
практике методики расчёта характеристик камер сгорания стали глубоко индивидуальными и насыщенными большим количеством опытных данных, часто полученных для геометрически подобных камер, что существенно затрудняет их применение при создании камер сгорания перспективных двигателей с использованием новых схем организации процесса горения. Попытки создания обобщающих
методик расчета полноты сгорания в доступной литературе встречаются крайне
редко.
Цель диссертационной работы состоит в уточнении метода расчета полноты
сгорания топлива в камерах сгорания газотурбинных двигателей и горелочных
устройствах на основе подхода к прогнозированию кривой выгорания, учитывающего вид сжигаемого топлива и схему организации процесса горения, обеспечивающего необходимую степень точности и позволяющего выполнять проектировочные расчеты с сокращением их сроков.
Для достижения поставленной цели необходимо решить ряд задач:
– выполнить анализ существующих методов расчета полноты сгорания
топлива в камерах сгорания ГТД и горелочных устройствах, оценить условия и
4
границы их применимости, определить недостатки и проблемы, возникающие при
их использовании;
– провести численные исследования рабочего процесса камер сгорания и
горелочных модулей, реализующих распространенные на практике схемы
организации процесса горения, выявить и оценить геометрические и
термогазодинамические параметры, оказывающие определяющее влияние на
полноту сгорания топлива;
– выполнить экспериментальные исследования камер сгорания и горелочных
модулей, определить эмиссионные характеристики, полноту сгорания топлива,
среднемассовую температуру и протяженность зоны горения;
– на основе полученных результатов и существующих методов расчета
горения разработать уточненную методику расчета полноты сгорания топлива и
построения кривой выгорания для камер сгорания и горелочных модулей с учетом
влияния геометрических и аэротермохимических факторов;
– провести верификацию уточненной методики расчета по результатам
экспериментальных исследований процесса выгорания топлива в камерах
сгорания различного назначения;
– по результатам верификации методики расчета, на основе проведенных
экспериментальных исследований и существующих расчетных зависимостей,
определить границы применимости уточненной модели выгорания топлива.
Научная новизна работы.
– на основе теоретических и экспериментальных исследований определен эффект влияния диффузионной и кинетической схем организации горения, геометрических и термогазодинамических входных параметров, коэффициента избытка
воздуха на характер изменения полноты сгорания топлива по длине огневой камеры, выраженный в виде полученных и уточненных математических зависимостей;
– разработанный метод прогнозирования полноты сгорания позволил получить рекомендации и выражения для выбора объема зоны горения камер сгорания
и горелочных модулей, режимов по номинальной тепловой мощности и коэффициенту избытка воздуха, обеспечивающие достижение требуемой степени преобразования энергии при горении и эмиссии несгоревших углеводородов при сокращении массогабаритных характеристик.
Теоретическая и практическая значимость.
Уточненная методика расчета позволяет на стадии проектирования и опытной
доводки камер сгорания и горелочных модулей осуществлять расчет полноты
сгорания топлива и температуры по объему зоны горения, проектировать
расположение отверстий для формирования вторичной зоны горения в камерах
сгорания двигателей, выполнять расчет кривой выгорания на режимах
5
переменной тепловой мощности, проводить аналитические расчеты, связанные с
конверсией авиационной и наземной техники и «двойными» технологиями.
Методология и методы исследования.
Для решения поставленных задач использованы: аналитические методы на базе основополагающих законов газовой динамики, термодинамики, теории подобия и размерностей, методы планирования, постановки и статистической обработки теплофизического эксперимента, методы численного моделирования турбулентных течений с горением.
Положения, выносимые на защиту:
– результаты численного моделирования рабочего процесса поточной камеры
сгорания и диффузионного горелочного модуля;
– экспериментальные данные по исследованию выгорания топлива в камерах
сгорания и горелочных модулях;
– уточненная методика расчета полноты сгорания топлива по длине зоны горения;
– результаты расчета процесса выгорания топлива в камерах сгорания и горелочных модулях по уточненной методике.
Степень достоверности и апробация результатов.
Достоверность научных положений обеспечивается использованием основополагающих законов термогазодинамики, положений теории подобия и размерностей, статистической обработкой полученных опытных данных, применением
метрологического оборудования, прошедшего необходимую проверку и подтверждается соответствием расчетных и опытных данных, а также совпадением с результатами работ других авторов.
Основные результаты выполненных исследований докладывались на конференциях: I Международная научно-техническая конференция, посвященная 70летию основателя Рыбинской школы теплофизиков, доктора технических наук,
профессора Пиралишвили Ш.А., Рыбинск, 2009 г.; Пятая Российская Национальная Конференция по Теплообмену, Москва, 2010 г.; XVII, XVIII и XIX Школасеминар молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И.
Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях», Жуковский, 2009 г., Звенигород, 2011 г., Орехово-Зуево, 2013 г.; Международная научная школа «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических технологиях», Москва, 2011; Четвертая международная конференция
"Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках", Москва, 2011 г.
По материалам диссертации опубликовано 16 печатных работ, из них 3 статьи
в изданиях утверждённых ВАК.
Диссертация содержит 125 стр. машинописного текста, 85 рисунков и состоит
из введения, 4-х глав, заключения, списка литературы из 106 наименований.
6
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность темы диссертации, выполнена краткая
характеристика работы, сформулированы цели и задачи исследований, отмечена
научная новизна, теоретическая и практическая значимость полученных результатов, личный вклад автора и положения, выносимые на защиту.
В первой главе диссертации выполнен анализ работ по выгоранию топлива в
камерах сгорания и горелочных модулях. Рассмотрены существующие методы
расчета полноты сгорания и температуры горения, приведенные в работах ЦИАМ
им. П.И. Баранова (1), А. Лефевра (2), Ю.В. Полежаева (3), А.В. Талантова и Б.Г.
Мингазова (4), В.Н. Груздева (5):
  f ( kV ); kV 
1.25
k
p
Gв
,
 Tk Vж.т.
(1)
где η – полнота сгорания топлива, kv – критерий форсирования; Gв – массовый
расход воздуха через камеру сгорания (КС); pk – давление на входе в КС; Tk –
температура на входе в КС; Vж.т. – объем жаровой трубы (ЖТ);
 F U С T
Q
  выдр .  Г f T рpГ
; Ti  Tk  i  Tад ,
(2)
Q
GT Q
где Qвыд – теплота, фактически выделившаяся при сгорании единицы массы
топлива; Qр – теплота сгорания топлива; ρг – плотность продуктов сгорания; Ff –
площадь фронта пламени; UT – скорость распространения пламени; Сpг – изобарная теплоемкость продуктов сгорания; ΔT – повышение температуры в процессе
горения (ΔTад – для адиабатного процесса); GT – массовый расход топлива.
0 ,5
0 ,5
L
d 
Ci  L 
C
0 ,5  d 0 
;    34  Re00 ,2   0   i ,
(3)
   3  Re0    
Ci  d0 T
Ci
 d0  L
 d* 
 d* 
где L – длина зоны горения; d0 – диаметр сопла топливной форсунки; Re0 –
число Рейнольдса на срезе сопла форсунки; d* - условный масштаб пламени, d* =
0,003 м; Ci – концентрация i-го компонента топлива, ∆Ci – разность концентраций
в ядре и на границе струи;
3 x
2 x
x
1 



 U 
 U2 
 
li
li
li
н
н

1

e

1

e
 1  e



 ;
2 





 
3
U
U
 
m0 
m0 


  ,

c pгi 1Tгi 1 Gгi 1  c pвTк Gвi  Gт Q р

Tгi 

c pi Gгi

3U 3
  m'30
W
(4)
где Um – скорость распространения пламени по молю; W` – пульсационная составляющая скорости; Δx – протяженность участка зоны горения; Uн – нормальная
скорость распространения пламени; ε – интенсивность турбулентности; li – масштаб турбулентности;
7
  0,59  x  1,95  x 2  8,13  x 3  28,39  x 4 


110, 44  x 5  116,19  x 6  39,99  x 7 ; при 0    0,92; ,

  0,84  0,08  x ; при 0,92    1;

(5)
где x  x L .
На основе анализа существующих экспериментальных исследований по выгоранию топлива определены параметры, оказывающие существенное влияние на
полноту сгорания топлива и температуру горения, получены выражения, описывающие процесс выгорания водорода и метана в турбулентных реагирующих
струях по длине зоны горения L (из уравнения 3)
H  0, 4  xi 5  3,18  xi 4  8, 48  xi 3  10 ,17  xi 2  5,71  xi  0 ,25 ;
(6)
2
CH 4  5,38  xi 5  7 ,43  xi 4  2 ,75  xi 3  7 ,93  xi 2  0 ,14  xi  0 ,005 .
(7)
Рассмотрены основные схемы горения, реализуемые современными камерами
сгорания и горелочными модулями, проанализировано их влияние на величину
полноты сгорания.
Выполненный анализ позволил сформулировать цели и задачи, решаемые в
рамках диссертационной работы.
Вторая глава диссертации посвящена численному моделированию процесса
выгорания топлива в модельной поточной камере сгорания и диффузионном
горелочном модуле с прямоточным слоем смешения.
Для описания течения в расчетной области используется система осреднённых
по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса, замыкаемая моделью турбулентности
SST k-ω и уравнением состояния. При решении задачи рассмотрена стационарная
постановка, сетка построена из гексагональных элементов с помощью метода
конечных объемов и состоит из 600000 узлов, на стенках задавалось сгущение,
соответствовавшее значению безразмерной координаты y+≈1,5. Моделирование
химических реакций выполнено с использованием кинетической схемы горения
метана WD2 NO. Для описания механизма горения применялась модель EDM.
Изучение полноты сгорания топлива для распространенных на практике схем
горения
с
полным
предварительным
смешением
компонентов
выполнено
на
модели
поточной
камеры
сгорания,
имеющей
цилиндрическую форму с четырьмя
поясами
отверстий
подачи
вторичного воздуха. СтабилиРисунок 1 – Схема поточной камеры сгорания с
зация пламени обеспечивалась за
полным предварительным смешением компонентов:
счёт создания зоны обратных
1 –смесительное устройство с закруткой потока; 2 –
токов в проточной части жаровой
стабилизатор; 3, 4 – пояса охлаждающих отверстий
трубы в области аэродинами-
8
ческого следа за телом неудобообтекаемой формы в виде конуса. На рисунке 1
показана схема модели камеры сгорания.
В результате численного моделирования установлено, что существенное
влияние на процесс выгорания топлива оказывает режим течения. На рисунке 2
показано, что в области значений Re < 10000 повышение числа Re приводит к
увеличению относительной протяженности зоны горения, выраженной в виде
объема рассматриваемого участка длиной l и площадью поперечного сечения S,
отнесенного к суммарному объему жаровой трубы V  V Vж .т. с длиной Lж.т.. С
другой стороны, в области Re > 12000 наблюдается обратный эффект,
сопровождаемый интенсивным выгоранием смеси и повышением полноты
сгорания топлива. Следует также отметить, что при достижении значения Re ≈
25000 и дальнейшем увеличении числа Рейнольдса вплоть до верхнего предела
исследуемого диапазона (Re ≈ 50000) протяженность зоны горения слабо зависит
от режима течения и медленно увеличивается от значения 1,74 до 1,81.
На рисунке 3 показаны распределения полной среднемассовой температуры в
камере сгорания. Значения температуры и мощности представлены в
безразмерном виде путем отнесения их к величине адиабатной температуры
горения метана в воздухе при стандартных условиях и стехиометрическом соотношении компонентов на входе в зону горения T*ад = 2369 K и номинальной
мощности камеры сгорания (для рассмотренного случая N  N N ном , где
N ном  50 кВт ), соответственно.
Видно, что при увеличении значений
коэффициента избытка воздуха от α = 1 до α = 2,5, величина полной
среднемассовой температуры на выходе из зоне горения уменьшается от
T *  0 ,9 до T *  0 ,63 .
Рисунок 2 – Зависимость протяженности
зоны горения от числа Re: 1 – эксперимент;
2 – численное моделирование; α = 1
Рисунок 3 – Численное исследование изменения
относительной среднемассовой температуры в
зоне горения: номинальная тепловая мощность
N  1 ;1 –α =1; 2 – α =1,5; 3 – α =2; 4 – α =2,5.
9
Для выполнения расчётов диффузионного горелочного модуля с прямоточным
слоем смешения сгенерирована сетка с числом узлов 1.3 млн (рисунок 4). При
выполнении численного моделирования в качестве начальных заданы условия
«прилипания» и адиабатности стенок горелки. Граничные условия расчетов
варьировались в широком диапазоне значений: расход метана на входе в устройство Gт = 0,0001..0,001 кг/с; давление воздуха на входе в 1-ю, 2-ю ступени подачи
P = 101325 Па и выходе из устройства P = 100000 Па; температура топлива и
окислителя на входе в устройство T = 300 K. Прочие условия расчета задавались
аналогично расчету поточной камеры сгорания.
При сопоставлении полученных результатов (рисунок 5) с расчетом выгорания
топлива в поточной камере сгорания (рисунок 2)
установлено, что в диффузионном горелочном
модуле при значениях Re ≥ 20000 ( N  0 ,4 ) с
повышением номинальной тепловой мощности
наблюдается увеличение протяженности зоны горения, в то время как при решении задачи горения
предварительно перемешанной топливовоздушной
смеси в указанном диапазоне число Re слабо влияет
Рисунок 4 – Расчетная модель
на процесс выгорания.
диффузионного горелочного
модуля с прямоточным слоем
На рисунке 6 показано изменение полной
смешения
среднемассовой температуры по объему зоны
горения на режиме по номинальной тепловой мощности N  1 . На участке зоны
горения, ограниченном выходным сечением форсунки и значением
относительного объема V  1, 2 , температура горения изменяется скачкообразно,
Рисунок 5 – Зависимость объема зоны горения
от мощности горелочного модуля: 1 – эксперимент; 2 – численное моделирование; 3 –
расчет по уравнениям (9), (10)
Рисунок 6 – Численное исследование изменения полной среднемассовой температуры
по объему зоны горения на режиме N  1
10
достигая значения T *  0 ,67 . Дальнейшее увеличение T * протекает по закону
близкому к линейному и определяет ее среднемассовое значение на выходе из
расчетной области T *  0 , 705 . Это обусловлено использованием двухступенчатой
схемы подачи воздуха в зону горения, позволяющей обеспечивать более
равномерное поле температуры на выходе из устройства одновременно с
высокими значениями полноты сгорания топлива.
Таким образом, численное моделирование рабочего процесса поточной
камеры сгорания и диффузионного горелочного модуля с прямоточным слоем
смешения позволило изучить влияние основных термогазодинамических
параметров (α, N, Re, π* и др.) на полноту сгорания топлива и температуру
горения, необходимое для постановки экспериментального исследования.
В третьей главе выполнены экспериментальные исследования процесса
выгорания топлива в нескольких конструкциях камер сгорания и горелочных
модулей.
Для постановки опытов смонтирован стенд, схема которого представлена на
рисунке 7. В процессе экспериментальных исследований проводились измерения
расходов, давления, начальной температуры топлива и окислителя, концентраций
продуктов сгорания и температуры по длине зоны горения. В качестве топлива
использовался метан, максимальные относительные погрешности измерений
составляют: расхода 3,5%; температуры – 2%; давления – 2%, концентраций –
10%.
В результате эксперимента получены системы уравнений, описывающие
процесс выгорания топлива в исследованных устройствах:
- для камер сгорания и горелочных модулей, реализующих сжигание
предварительно подготовленных топливовоздушных смесей (рисунок 1)
  1, 21   0, 48  ln(V )  0, 71   0,0426   2  0,1742    0,75  


  8,3 10 11  Re2  4, 63 106  Re  0,995  ;

 (8)
*
2
0,08
T  2,52   0, 48  V  1,51  V  0,5    0, 7  e



  9,1 10 11  Re2  8,1 10 6  Re  0, 48  ;

- для диффузионных горелочных модулей с прямоточной схемой смешения
компонентов без закрутки потока (рисунок 4)
  1, 48   0,72  ln(V )  0, 25    0,53  N  0,95  ;

При 0,1  N  0,5 *
 (9)
T  1,75   0,04  V 3  0,35  V 2  0,78  V  0,11   0,1  N  0,55 ; 

  1, 7   0, 72  ln(V )  0, 01   0,53  N  1,15  ;
При 0,5  N  1,0
 (10)
T *  1, 72   0, 046  V 3  0,35  V 2  0, 78  V  0,11   0,1 N  0,55  ;
- для камер сгорания диффузионного типа (рисунок 7, поз. 18)
11
  1,95  1,05  ln(V )  0,85    0,02   2  0,13    0,95  


  0,092  N 2  0,17  N  0,697  ;

 (11)
*
3
2
T  2,52   2,46  V  8.89  V  10,23  V  3,155  


  0,66  e 0,075    0,04  N 2  0,074  N  0,653 ;

Выполнено
сравнение
результатов
экспериментального исследования,
численного моделирования и
расчетов по существующим
методикам (1-5) и предложенным уравнениям (8-11).
Сравнение
результатов
экспериментального
исследования показывает, что на
режиме N  0,75 , α = 1
отношение
объемов
зоны
горения
поточной
камеры
сгорания, реализующей схему
Рисунок 7 – Функциональная схема
сжигания
предварительно
экспериментального стенда: 1 – компрессор подачи
воздуха; 2,3,10 – регулируемые вентили; 4 –
перемешанной смеси, и камеры
расходомер воздушный; 5,12 – приёмник полной
сгорания с диффузионной схетемпературы; 6,9,13 – пружинные манометры; 7 –
мой горения, определяющих
блок питания свечи зажигания; 8 – топливный
баллон; 11 – расходомер топливный; 14 –
значение η = 0,995, составляет
газозаборный зонд; 15 – газовый анализатор; 16 Vпот Vинд  7,3 .
термоэлектрический термометр; 17 – цифровой
Анализ
расчетных
вольтметр; 18 – камера сгорания
зависимостей для полноты
сгорания топлива, построенных согласно методикам, изложенным в литературе,
показывает, что наиболее адекватное описание процесса выгорания дает решение
уравнений (4) и (5), предложенных учеными Казанской научной школы. Средние расхождения
расчетных значений и результатов эксперимента
составляют для поточной камеры сгорания 7% и
11%, соответственно, для диффузионного
горелочного модуля 18% и 17%, для
индивидуальной камеры сгорания 11% и 12%.
Сравнение результатов расчета полноты
сгорания топлива и температуры по длине зоны
Рисунок 8 – Фотография зоны
горения на основе полученных регрессионных
горения на режиме α = 1, N  2,25
уравнений (8-11) с данными эксперимента
показывает, что максимальное расхождение не превышает 9%, средняя величина
составляет 4,7%.
12
Рисунок 9 – Кривые выгорания топлива на
режиме   1, N  1 : 1 – эксперимент; 2 – численное моделирование; 3 – расчет по (8); 4 –
расчет по (4); 5–расчет по (5), 6–расчет по (2)
Рисунок 11 – Кривые выгорания топлива в
диффузионном горелочном модуле на режиме
N  1 : 1 – эксперимент; 2 – численное моделирование; 3 – расчет по (10); 4 – расчет по уравнению (4); 5 – расчет по (5), 6 – расчет по (2)
Рисунок 10 – Кривые изменения температуры по объему зоны горения на режиме
  1, N  1 : 1 – эксперимент; 2 – численное моделирование; 3– расчет по (8)
Рисунок 12 – Кривые изменения температуры горения в диффузионном горелочном модуле на режиме N  1 : 1 –
эксперимент; 2– численное моделирование; 3 – расчет по уравнению (10)
Рисунок 13 – Кривые выгорания топлива на режиме
α = 1, N  2,25 : 1– эксперимент; 2– расчет по уравнению (11); 3 – расчет по уравнению (4); 4 – расчет
по уравнению (5); 5 – расчет по уравнению (2)
Рисунок 14 – Кривые изменения
температуры горения на режиме α
= 1, N  2,25 : 1 – эксперимент; 2 –
расчет по уравнению (11)
13
Отмеченные расхождения обусловлены допущениями и ограничениями,
положенными в основу существующих методов расчета полноты сгорания
топлива, в частности, предположением об однородности топливовоздушной смеси
на входе в зону горения. Это определяет необходимость выбора уточненного
подхода к оценке интегральных характеристик процесса горения с учетом схемы
подачи топлива и окислителя и условий их смешения в зоне протекания реакции.
В четвертой главе диссертации приведена уточненная методика расчета
полноты сгорания в камерах сгорания и горелочных модулях, построенная на
основе существующих зависимостей и полученных математических зависимостей
(блок-схема приведена на рисунке 15).
Начало расчета
Исходные данные
*
в
*
Т
*
в
*
Т
Определение характеристик топлива и окислителя Q p , L0 , E, k0 , Ri , c p ,  ...
*
гЗ
P , P , Т , Т , Gв , Gт , з , Т , d , L
i
Расчет интегральных характеристик устройств сжигания с
использованием известных
методик проектирования
Схема организации процесса
горения
не выполняется
выполняется
Re 
4  (Gв  Gт )
Gв
p*
, N  Gт  Q р ,  
, *  в
d 
L0  Gт
pатм
предварительно
перемешанная
смесь
*
Расчет η и Tгор
жидкое
Топливо
по зависимостям
(4), (5)
газ
жидкое
Топливо
диффузионная
*
Расчет η и Tгор
по зависимостям
(3), (6), (7), (9),
(10), (11)
Расчет термогазодинамических параметров
газ
Проверка
соответствия
ηрасч/ηз ≤ δ2
Рассчитанные
значения η и выпол*
няется
Tгор
*
Расчет η и Tгор
по зависимости
(11) с учетом
*
Расчет η и Tгор
по зависимостям
(4), (8)
k  L0 ж .т . L0 г .т .
нет
Проверка
соответствия
ηрасч/ηэкс ≤ δ1
Имеется ли критерий проверки?
(эксперимент, kv
и т.д.)
да
Завершение расчета
не выполняется
Рисунок 15 – Блок-схема методики расчета процесса выгорания топлива в камере сгорания газотурбинного двигателя
14
Полученная методика расчета
позволяет учитывать вид сжигаемого
топлива, схему горения, реализуемую устройством и может быть применена для
расчета камер сгорания ГТД, горелочных модулей и диффузионных реагирующих
струй.
Зависимости (3)-(5), (8)-(11) получены для значений степени повышения
давления *  1 ; для расчета полноты сгорания при *  1 необходимо
пользоваться поправкой, полученной на основе анализа доступных в литературе
публикаций ученых ВТИ, КГТУ им. А.Н.
Туполева, ЦИАМ им. П.И. Баранова
     * , где n = 0,1..0,4.
С использованием уточненной методики выполнены расчеты выгорания
топлива в горелочном модуле вихревого
эжекционного типа, разработанном проф.
Пиралишвили Ш.А., турбулентной реагирующей струе, состоящей из водорода H2
(75%) и азота N2 (25%), камере сгорания
двигателя ГТД-10М. Результаты расчетов
показаны на рисунках 16-18.
Видно, что зависимость для полноты сгорания, построенная по уравнению
Рисунок 16 – Кривые выгорания топлива в (8) хорошо согласуется с экспериментальными точками, среднее расхождение
горелочном модуле: 1 – эксперимент; 2 –
расчет по зависимости (8); 3 – расчет по
значений составляет 4,2 %. Аналогичная
зависимостям (4)
величина для зависимости (4) составляет
11%.
n
Рисунок 17 – Изменение полноты сгорания
топлива по длине турбулентной реагирующей струи: 1 – эксперимент; 2 – расчет по
зависимостям (3), (6)
Рисунок 18 – Изменение полноты сгорания
топлива по объему камеры сгорания ГТД10РМ: 1 – расчет по уточненной методике (11);
2 – эксперимент (данные КО КСиВУ ОАО
«НПО «Сатурн»)
15
Зависимость (рисунок 17), полученная на основе струйно-факельной теории
горения проф., чл.-корр. РАН Ю.В. Полежаева (3) с использованием предложенных уравнений (6), (7), показывает приемлемое сходство с экспериментальными
данными (максимальное относительное отклонение 7%), что позволяет сделать
вывод об адекватности выбранного подхода к расчету процесса выгорания топлива.
На практике экспериментального исследования характеристик камеры сгорания в составе двигателя измерение полноты сгорания топлива, как правило, выполняется только в выходном сечении устройства. Уточненная методика расчета
позволяет прогнозировать значения полноты сгорания топлива в характерных сечениях зоны горения, что представляет важную задачу на стадии проектирования
устройства. Сравнение экспериментальных и расчетных данных для камеры сгорания ГТД-10РМ, разработанной ОАО «НПО «Сатурн», показано на рисунке 18.
Погрешность расчета полноты сгорания топлива в выходном сечении устройства
составила 4,5%.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
– Анализ известных экспериментальных данных по выгоранию топлива
позволил выявить и оценить значения параметров, оказывающих определяющее
влияние на полноту сгорания топлива в газотурбинном двигателе:
    * n ; n = 0,1..0,4; T *  ( Tk* T0* )x ; x = 0,15..0,3 ;
– На основе теории струйно-факельного горения и известных
экспериментальных
данных
получены
зависимости,
позволяющие
с
погрешностью не более 7% рассчитывать интегральные значения полноты
сгорания топлива по длине зоны горения устройств сжигания топлива;
– Экспериментальные исследования процесса выгорания топлива в условиях диффузионной и кинетической схем горения показали, что соотношение
объемов реакций составляет Vкин/Vдиф ~ 5..8, что подтверждает необходимость
применения комплексного подхода к определению интегральных характеристик
камер сгорания и горелочных модулей с учетом схем горения;
– На основе анализа результатов расчетно-экспериментальных исследований
камер сгорания и горелочных модулей и существующих методов расчета
интегральных параметров, известных в литературе, разработана уточненная
методика построения кривой выгорания, позволяющая определять полноту сгорания топлива с учетом вида сжигаемого топлива и схемы организации процесса горения, реализуемой устройством;
– Анализ результатов экспериментальных исследований горелочного модуля
вихревого эжекционного типа и камеры сгорания ГТД-10РМ позволил выполнить
верификацию уточненной методики расчета кривой выгорания, сформулировать и
определить границы ее применимости: α от 1,0 до 2,5;. N от 0,1 до 4,0.
ОСНОВНЫЕ ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ РАБОТЫ:
1.
Евдокимов, О.А. Моделирование кривой выгорания топлива в трубчатой камере сгорания [Текст] / А.И. Гурьянов, О.А. Евдокимов // Авиакосмическое приборостроение. – М.: Научтехлитиздат, 2009. – №11. – С. 22-28.
2.
Евдокимов, О.А. Расчётно-экспериментальное исследование полноты
16
сгорания топлива в потоке [Текст] / А.И. Гурьянов, О.А. Евдокимов // Вестник
Рыбинской государственной авиационной технологической академии имени П.А.
Соловьева. – Рыбинск: РГАТА, 2011. – №1 (19). – С. 182-188.
3.
Евдокимов, О.А. Экспериментальное и численное исследование выгорания топлива в вихревом газовом горелочном модуле [Текст] / О.А. Евдокимов
// Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени
академика С.П. Королева (национального исследовательского университета),
2011. – №3 (27). – ч. 2. – С. 156-163.
4.
Евдокимов, О.А. Формирование кривой выгорания топлива по длине
трубчатой камеры сгорания [Текст] / О.А. Евдокимов // Труды XVII Школысеминара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И.
Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях». – М.: Издательский дом МЭИ, 2009. – С. 328-331.
5.
Евдокимов, О.А. Исследование процесса выгорания топлива в турбулентном потоке [Текст] / А.И. Гурьянов, О.А. Евдокимов // Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических технологиях: тезисы докладов Международной научной школы (Москва, 5-7 сентября 2011 г.) – М.: Издательский
дом МЭИ, 2011. – С. 104-106.
6.
Евдокимов, О.А. Исследование выгорания топлива в трубчатой камере сгорания [Текст] / А.И. Гурьянов, О.А. Евдокимов // Тезисы докладов XVIII
Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством академика
РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в новых
энергетических технологиях». – М.: Издательский дом МЭИ, 2011. – С. 139-140.
7.
Пат № 2454605 Российская Федерация МПК F 23 D 14/62. Вихревая
эжекционная газовая горелка технологического назначения. Пиралишвили Ш.А.,
Гурьянов А.И., Веретенников С.В., Евдокимов О.А. – опубл. 27.06.12, Бюл. № 18.
– 5 с.: ил.
8.
Евдокимов, О.А. Методика расчетно-экспериментального определения полноты сгорания устройств сжигания топлива [Текст] / О.А. Евдокимов,
А.И. Гурьянов // Тезисы докладов XIX Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в новых энергетических установках». – М.: Издательский дом МЭИ, 2013. – С. 365-366.
Зав. РИО М. А. Салкова
Подписано в печать 23.05.2013.
Формат 60×84 1/16. Уч.-изд. л. 1. Тираж 100. Заказ 154.
Рыбинский государственный авиационный технический университет
имени П. А. Соловьева (РГАТУ имени П. А. Соловьёва)
Адрес редакции: 152934, г. Рыбинск, ул. Пушкина, 53
Отпечатано в множительной лаборатории РГАТУ имени П. А. Соловьёва
152934, г. Рыбинск, ул. Пушкина, 53
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа