close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

bd000100236

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
СЛОБОДЯНСКИЙ ИЛЬЯ АЛЕКСАНДРОВИЧ
МНОГОУРОВНЕВОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ СТАБИЛИЗАЦИИ
ПЛАМЕНИ В КАМЕРАХ СГОРАНИЯ ГТУ
Специальность 05.07.05 – тепловые и электроракетные двигатели
и энергоустановки летательных аппаратов
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Казань - 2006
Работа выполнена в Казанском государственном техническом университете
им.А.Н.Туполева.
Научный руководитель:
Мингазов Билал Галавтдинович,
доктор технических наук, профессор
Официальные оппоненты:
Щукин Андрей Викторович,
доктор технических наук, профессор
Харитонов Валерий Федорович,
кандидат технических наук, доцент
Ведущая организация:
ОАО КПП «Авиамотор», г. Казань
Защита состоится ___ ___________ 2006 года в ___ час. на заседании диссертационного совета Д212.079.02 Казанского государственного
технического университета им.А.Н.Туполева по адресу:
420111, Казань, К.Маркса, 10.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке
КГТУ им.А.Н.Туполева.
Автореферат разослан ___ ___________ 2006 года.
Ученый секретарь
специализированного совета
к.т.н., доцент
2
А.Г.Каримова
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность. Несмотря на многообразие существующих подходов,
на сегодняшний день не выработана универсальная методика, позволяющая
учитывать совокупность сложных химических и газодинамических процессов при определении пределов стабилизации пламени в камерах сгорания
ГТУ. Многоуровневое моделирование стабилизации пламени применительно к основным камерам сгорания ГТУ подразумевает использование
моделей различного уровня сложности с целью повышения достоверности
описания пределов устойчивой работы камеры сгорания. Многоуровневый
подход к исследованию проблемы стабилизации пламени, предложенный в
данной работе, позволяет сократить материальные и временные затраты на
выявление причин и разработку рекомендаций по расширению пределов
устойчивой работы модернизированной камеры сгорания наземной ГТУ.
Многоуровневое моделирование стабилизации пламени в камерах сгорания
может быть также использовано для определения границ устойчивого горения при конверсии авиационных ГТД в наземные энергетические установки, работающие на природном газе.
Цель работы. Создание на основе многоуровневого моделирования
надежных методов расчета пределов стабилизации пламени в камерах сгорания газотурбинных энергетических установок (ГТУ), работающих на газообразном топливе, и выявление областей применения моделей различного уровня сложности.
Задачи исследования.
1. Анализ существующих моделей и выбор критериев стабилизации пламени применительно к основным камерам сгорания ГТУ с позиций макромоделирования.
2. Исследование влияния подвода вторичного воздуха на газодинамическую структуру течения и масообмен в первичной зоне камеры сгорания,
а также на условия стабилизации пламени.
3. Применение многоуровневого моделирования для определения пределов
стабилизации пламени в камерах сгорания ГТУ.
4. Разработка мероприятий по предотвращению погасаний камер сгорания
при разгоне ГТУ.
3
Научная новизна.
1. На основе трехмерного моделирования рабочего процесса в жаровой
трубе камеры сгорания получены зависимости объема зоны обратных
токов и массообмена в первичной зоне от параметров фронтового устройства.
2. Показано влияние подвода вторичного воздуха на формирование условий для стабилизации пламени в основных камерах сгорания ГТД.
3. Показана эффективность совместного применения моделей различного
уровня сложности при определении условий стабилизации пламени в
камерах сгорания ГТУ.
Практическая значимость.
Предложенный подход применен для решения проблемы неустойчивой работы камеры сгорания на режимах разгона газотурбинной установки
ГТНР-25И, а также может быть использован при модернизации камер сгорания авиационных ГТД и энергетических установок.
Апробация работы.
Диссертационная работа, отдельные ее разделы и результаты докладывались и обсуждались:
– на Всероссийской научно-технической конференции «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей», Самара, СГАУ,
2004 г;
– на конференциях пользователей программного комплекса Fluent,
www.pro-cessflow.ru – 2004, 2005 гг.;
– на 3-ей Международной научно-практической конференции «Авиакосмические технологии и оборудование. Казань-2006».
Публикации. По теме диссертации опубликовано 5 работ, в том числе
2 статьи, 3 доклада на конференциях.
Личный вклад автора. Автором непосредственно выполнены все
представленные в работе расчеты, на основании которых сделан анализ областей применения моделей различного уровня сложности. По результатам
применения моделей различных уровней сложности разработаны рекомендации по увеличению расширению бедной границы устойчивой работы основной камеры сгорания ГТУ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех
глав, заключения, списка использованных источников.
4
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.
Во введении рассмотрены вопросы, связанные с обоснованием необходимости моделирования процессов в камерах сгорания газотурбинных
двигателей и энергетических установок на уровне микромоделирования,
основанном на применении трехмерных методов расчета течения и химической кинетики.
В первой главе проведен анализ существующих теорий, моделей и
критериев стабилизации пламени применительно к условиям работы основных камер сгорания ГТУ. Установлено, что на современном этапе выделяют два основных подхода к описанию пределов устойчивой работы
камер сгорания ГТУ: макромоделирования и моделирование на микроуровне. Уровень макромоделирования предполагает описание пределов
срыва пламени на основе обобщенных критериальных зависимостей, без
дискретизации исследуемой области течения. В частности с позиций тепловой теории граница бедного срыва пламени большинства камер сгорания
может быть обобщена с помощью следующей критериальной зависимости:
Gзот
Vзот T 1,5 p 0,85
= f (α ) , где Gзот , Vзот – расход газа через зону обратных токов
и ее объем. Моделирование на микроуровне заключается в глубокой дискретизации расчетной области и численном решении уравнений сохранения и химической кинетики до значений установленных невязок.
Вторая глава содержит описание основных положений и моделей, используемых при моделировании на микроуровне с применением пакета вычислительной газовой динамики Fluent.
Применяемый подход позволяет при построении расчетно-теоретической модели обходиться без условного разделения рабочего объема камеры сгорания. Моделирование газодинамических процессов, процессов
смесеобразования и горения проводиться с помощью численного решения
выбранной системы уравнений. Для этого весь объем камеры сгорания дискретизируется расчетной сеткой.
Для описания движения вязкой жидкости в качестве математической
модели расчета используется система уравнений, включающая уравнения
неразрывности, движения вязкой жидкости Навье-Стокса:
5
∂ρ
∂
+
(ρ ui ) = 0 ;
∂ t ∂ xi
 

∂u
∂
(ρ ui ) + ∂ ρ u i u j = − ∂p + ∂ µ  ∂ ui + j − 2 δi j ∂ ui  + ∂ (− ρ ui′ ui′ ) .
∂t
∂ xi
∂ xi ∂ x j   ∂ x j ∂ xi 3
∂ xi   ∂ x j


(
)
Для замыкания системы использовалась стандартная k-ε модель турбулентности, хорошо зарекомендовавшая себя для решения широкого
класса задач. Модель базируется на предположении о развитой турбулентности во всех областях течения, что позволяет пренебречь молекулярной
вязкостью потока. Суть модели заключается в независимом определении
турбулентных скоростей и масштаба турбулентности по результатам решения двух уравнений – переноса кинетической энергии турбулентности:

∂
(ρ k ) + ∂ (ρ k ui ) = ∂  µ + µ t
∂t
∂ xi
∂ x j 
σk
 ∂k

 ∂x
 j

 + Gk + Gb − ρε − Y м + S k

и скорости ее диссипации:

∂
(ρ ε ) + ∂ (ρ ε u i ) = ∂  µ + µ t
σε
∂t
∂ xi
∂ x j 
 ∂ε 
ε
ε2

ρ
+
C
(
G
+
C
G
)
−
C
+ Sε

ε
k
ε
b
ε
1
3
2
 ∂x
k
k
 j 
,
где Gk – учитывает кинетическую энергию турбулентности, обусловленную градиентом осредненной составляющей скорости;
Gb – учитывает кинетическую энергию турбулентности, обусловленную градиентом пульсационной составляющей скорости;
Yм – учитывает влияние турбулентных пульсаций на сжимаемость,
учитывается лишь для потоков с высокими числами Маха.
=1,0;
σk
σ ε =1,3 – турбулентные числа Прандтля для параметров k и ε
соответственно;
C1ε =1,44; C 2ε = 1,92; C 3ε = 0,87 – константы модели;
µ t – турбулентная вязкость.
Для связи кинетической энергии турбулентности k с диссипацией ε
вводится параметр µ t – турбулентная вязкость:
µt = ρ C µ
k2
ε
,
где Cµ = 0,09 – константа.
Анализ полученных результатов и оценка их адекватности проводились на основе сравнения с имеющимися экспериментальными данными.
6
Моделирование процессов теплообмена в Fluent осуществляется с
учетом теплопроводности, конвективного теплообмена и теплообмена излучением. Для задач, допускающих пренебрежение лучистым теплообменом, уравнение энергии может быть представлено в виде:


∂
( ρ E ) + ∇ ⋅ (vr (ρ E + p )) = ∇ ⋅  k eff ∇T − ∑ h j J j + τ eff ⋅ vr  + S h ,
∂t
j


(
)
где keff – эффективный коэффициент теплопроводности, определяемый в
зависимости от выбранной модели турбулентности;


∇ ⋅  ∑ h j J j  – диффузионный поток i-го компонента.
 j



Радиационный теплообмен описывается совокупностью процессов
излучения, рассеяния и поглощения тепловой энергии исследуемой средой.
Для моделирования радиационного теплообмена в данной работе использовался метод дискретных ординат. При моделировании течений многокомпонентных реагирующих потоков использовалось решение уравнений сохранения для реагирующих компонентов. При этом определение местных массовых долей каждого компонента смеси Yi проводилось по результатам решения уравнения конвективной диффузии для отдельного i-го
компонента.
r r
r r
r r
σ T 4 σ s 4π r r
∇ ⋅ (I (r , s )s ) + (a + σ s ) I (r , s ) = a n 2
+
I (r , s ′)Φ (s ⋅ s ′)dΩ ′ .
π
4π 0∫
При решении задач связанных со стабилизацией пламени в основных
камерах сгорания необходимо оценивать значения скоростей химических
реакций. Для этого моделирование химического реагирования осуществлялось на основе метода обобщенных конечных скоростей химических реакций. В пакете Fluent вычисление скоростей химических реакций Ri возможно на основе четырех представлений о механизме процесса горения:
Модель скорости распространения ламинарного фронта пламени.
Скорости реакций определяются строго по кинетическим выражениям Аррениуса, пренебрегая влиянием турбулентных пульсаций:
(
)
Ri, r = Γ vi′, r − vi′′, r

N
N


j =1
j =1

) k j, r ∏r [C j, r ]η ′j, r − kb, r ∏r [C j, r ]η ′j, r 
7
Модель распада вихря. Предполагается, что скорости химических реакций определяются турбулентностью, что позволяет избежать длительных
вычислений химической кинетики.
Ri, r = vi′, r M ω , i ABρ
ΣP Y p
ε
k N n
∑ v j, r M ω , j
;
j
Ri, r = vi′, r M ω , i Aρ

Yp
min R 

k
 v ′R, r M ω , R
ε

.


Диффузионно-кинетический механизм базируется на совместном определении скорости химической реакции с позиций модели распространения ламинарного фронта пламени и модели распада вихря. За фактическое
значение скорости химической реакции принимается наименьшее значение,
определенное по результатам решения уравнений Аррениуса и модели распада вихря.
В концепции распада вихря (EDC) детальный механизм химической
кинетики встраивается в турбулентное поле течения. При этом резко возрастает время решения.
В настоящей работе скорость горения рассчитывались по диффузионно-кинетической модели. Данный выбор обусловлен наиболее точным
совпадением результатов расчета с данными экспериментов. Совместный
учет химической кинетики и турбулентного характера течения дал физически корректные результаты.
В третьей главе представлены результаты численного расчета течения
и горения в модельных горелочных устройствах, проведенного с целью выбора расчетных моделей и сопоставления результатов численного расчета и
имеющихся экспериментальных данных.
Исследование истечения закрученной кольцевой струи из лопаточного завихрителя в полузакрытое пространство, ограниченное стеками жаровой трубы, проводилось на моделе, представленной на рисунке 1(рис.1).
Течение предполагалось стационарным. За рабочее тело принимался
воздух со свойствами идеального газа. В качестве математической модели
расчета была использована система уравнений, включающая уравнения неразрывности, движения вязкой жидкости Навье-Стокса и энергии. Для замыкания системы использовалась стандартная k-ε модель турбулентности.
8
1– входное сечение, граничное условие –
расход на входе; 2 – лопаточный завихритель с углом установки лопаток
ϕ = 30 ÷ 60° и числом лопаток n = 10 ÷ 16 ;
3 – диффузор, граничное условие – твердая
непроницаемая стенка; 4 – обечайка жаровой трубы, граничное условие – твердая непроницаемая стенка; 5 – выходное сечение,
граничное условие – постоянное давление
на выходе
Рис.1. Расчетная область
В результате серии расчетов получено распределение осевой скорости
за фронтовым устройством при различных геометрических параметрах завихрителя и граничных условиях. Показано, что при течении воздушного
потока через лопаточный завихритель формируется неравномерный профиль распределения давления в поперечном сечении с минимальным значением у оси камеры. Наличие значительных градиентов давления в приосевой области камеры приводит к формированию циркуляционного течения, состоящего из зон прямого и обратного токов.
Результаты расчетов достаточно хорошо согласуются с экспериментальными результатами других авторов (рис.2,3).
Рис.2. Зависимость коэффициента гидравлических потерь завихрителя
от числа и угла установки лопаток.
– результаты численного расчета;
– результаты эксперимента
Исследование влияния струй вторичного воздуха проводилось в расчетной области, включающей в себя лопаточный завихритель с числом лопаток n = 16 и углом установки лопаток ϕ = 30° , переходный конус, обе9
чайку жаровой трубы диаметром DH = 270 мм, 8 отверстий ø24 мм для подвода вторичного воздуха, расположенных в один ряд (рис.4).
Рис.3. Безразмерный профиль осевой скорости
и статического давления в поперечном сечении жаровой трубы.
– результаты расчета,
– результаты эксперимента
В качестве математической модели расчета была использована система уравнений, включающая уравнения неразрывности, движения вязкой
жидкости Новье-Стокса, энергии. Для замыкания системы использовалась
k-ε модель турбулентности.
Рис.4. Расчетная область от числа и угла установки лопаток
1 – входное сечение; 2 – лопаточный завихритель;
3 – диффузор, 4 – обечайка жаровой трубы, 5 – выходное сечение,
6 – отверстия подвода вторичного воздуха ø24 мм
Результаты расчетов по исследованию влияния длины первичной зоны на границу и объем зоны обратных токов представлены на рис.5,6.
Оценка влияние раскрытия фронтового устройства на картину течения в первичной зоне камеры сгорания проводилась при постоянной длине
первичной зоны lпз=1.0 · dН и оценивалась принятым в ряде работ парамет10
Рис.5. Граница зоны обратных токов в зависимости от длины первичной зоны
А – lпз=1.0 · dН , q = 0,5 ; Б – lпз=1.5 · dН , q = 0,5 , В – lпз=2.0 · dН , q = 0,5 ; Г – q = 1.0
Рис.6. Зависимость объема ЗОТ от длины первичной зоны
Gзав
ром q =
, представляющим отношение расхода воздуха через заGзав + Go
вихритель к сумме расходов воздуха через завихритель и струи вторичного
воздуха. Принято, что изменение параметра q происходит за счет изменения расхода вторичного воздуха, при постоянном расходе воздуха через завихритель. Течение предполагалось стационарным. В качестве модели рабочего тела принимался воздух со свойствами идеального газа. В качестве
математической модели расчета была использована система уравнений,
включающая уравнения неразрывности, движения вязкой жидкости НавьеСтокса и энергии. Для замыкания системы использовалась стандартная k-ε
модель турбулентности.
Результаты расчетов при 0.2 < q < 1 , представленные на рис.7.
11
Рис.7. Поле распределения вектора скорости
и границы зоны обратных токов в зависимости от раскрытия завихрителя
А – q = 0,2 ; Б – q = 0,4 ; В – q = 0,5 ; Г – q = 0.6 ; Д – q = 1.0 .
Увеличение расхода воздуха через поперечные отверстия приводит к
уменьшению объема зоны обратных токов, при этом в диапазоне 0,5 < q < 1
уменьшение происходит с сохранением геометрического подобия формы
ЗОТ, а в диапазоне q < 0,5 наряду с уменьшением объема наблюдается и
деформация ее формы. Это хорошо согласуется с экспериментальными данными работы Б.Г.Мингазова. Для удобства анализа полученные результаты
представлялись в виде Vзот = f (q ) , где Vзот =
Vзот
q =1.0
V зот
представляет собой
отношение объема ЗОТ при подводе вторичного воздуха к объему зоны обратных токов при отсутствии поперечных струй (рис.8). Можно заметить,
что при 0,2 < q < 0,5 объем ЗОТ слабо зависит от раскрытия фронтового
Рис.8. Зависимость объема ЗОТ от раскрытия фронтового устройства
12
устройства, а при 0,5 < q < 1,0 зависимость носит более выраженный характер. Проведено расчетное исследование влияния раскрытия фронтового
устройства на неравномерность поля скоростей внутри жаровой трубы.
Установлено, что подвод вторичного воздуха через поперечные струи
способствует выравниванию поля осевой и тангенциальной скорости в поперечном сечении камеры, что качественно согласуется с экспериментальными данными работы Михайлова А.И. и др.
Проведено исследование массообмена между первичной зоной и поперечными струями вторичного воздуха. В качестве расчетной области использовалась модель камеры сгорания с лопаточным завихрителем и одним
поясом отверстий подвода вторичного воздуха. Геометрия модели и граничные условия соответствуют размерам испытательного стенда и условиям экспериментов Вахнеева С.Н., Онищика И.И., Христофорова И.Л. Исследование массообмена между ЗОТ и поперечными струями вторичного
воздуха камеры сгорания заключалось в установлении зависимостей между
расходами воздуха в прямом и обратном токах первичной зоны в зависимости от расхода воздуха через поперечные струи.
Расчет проводился по неструктурированной сетке размером 163,5 тыс.
ячеек до значений невязок порядка 10-3.
Сравнение расчетного и экспериментального распределения относительной осевой скорости представлено на рис.9, где W ос =
Wос
.
Wср
Рис.9. Распределение относительной осевой скорости
– результаты эксперимента
– результаты расчета
13
Определение расходов в контрольном сечении производилось по зависимостям:
R зот
для ЗОТ: G зот =
∫
R жт
ρ v x ds ; для ПТ: G пт =
0
∫ ρ v x ds
.
R зот
Зависимости приведенных расходов в прямом и обратном токах от
параметра q представлены на рис.10.
Gпт
Gз
Gпт
Gз
3,5
3
3,5
3
2,5
2,5
2
2
1,5
1,5
1
1
0,5
0,5
0
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
q
0
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
q
Рис.10. Зависимость приведенных расходов воздуха
в прямом и обратном токе от параметра q .
– результаты расчета; ♦ – результаты эксперимента
При увеличении дальнобойности поперечных струй происходит увеличение доли вторичного воздуха, эжектируемого в первичную зону камеры. При значении параметра q < 0,5 эжекция вторичного воздуха в первичную зону значительно усиливается. Это обусловлено смыканием поперечных струй у оси камеры, их дроблением в результате соударения друг с
другом и последующим отклонением части раздробленной струи в первичную зону.
Хорошее совпадение результатов расчета с данными натурных экспериментов подтверждает адекватность выбранных моделей.
Для выбора модели механизма горения были проведены расчеты процессов горения топливовоздушной смеси в следе за конусообразным телом.
Расчетная область представляла двумерную осе симметричную область течения, внутри которой концентрично с жаровой трубой располагалось ко-
14
ническое тело с диаметром основания 10 мм и углом при вершине 30°. Расчетная область, представлена на рис.11.
Рис.11. Расчетная область
1 – граница подачи воздуха, 2 – граница подачи топлива, 3 – конусообразное тело, 4 –
ось метрии, 5 – граница выхода потока, 6 – стенка трубы
Расчет проводился в стационарной постановке по неструктурированной сетке, состоящей из порядка 2·103 ячеек до значений невязок 10-4. Имитация срыва пламени проводилась с помощью серии стационарных расчетов путем последовательного уменьшения расхода топлива при каждом последующем расчете. В качестве условия «срыва пламени» принималось равенство температур входящего и исходящего воздуха, Твх =Твых, Таким образом, принято, что срыву пламени соответствует среднее значение коэффициентов избытка воздуха для двух расчетов, в первом из которых наблюдался рост температур, а для второго выполнялось условие Твх =Твых.
Расчет по диффузионно-кинетической модели позволил получить,
наиболее точное совпадение результатов расчета с данными экспериментов
по определению бедной границы срыва пламени, приведенных в литературе. Совместный учет химической кинетики и турбулентного характера течения дал физически корректные результаты: воспламенение и стабилизация пламени наблюдались только в зоне за конусообразным телом, где в
силу срыва потока при внезапном расширении, формируется зона аэродинамической циркуляции. Для определения лимитирующего фактора были
проанализированы значения скоростей химических реакций, определенные
по выражению Аррениуса и с позиций модели распада вихря (диффузионный механизм). Установлено, что в большинстве диапазона устойчивого
горения лимитирующим является механизм турбулентной диффузии. Однако, в низкотемпературных областях, а также в зонах расчетной области с
составами смеси, находящимися вне концентрационных пределов воспламенения фактором, ограничивающим развитие горения, является кинетический механизм.
15
На основании проведенных расчетов были определены границы устойчивого горения в расчетной области, представленные на рис.12. Расчет
по диффузионно-кинетической модели показал наилучшее совпадение с результатами эксперимента.
W, м/с
α
– модель распада вихря;
– диффузионно-кинетическая модель;
– результаты эксперимента;
– кинетическая модель.
Рис.12. Бедная граница срыва пламени
Для оценки влияния процесса горения на структуру течения и массообмен в первичной зоне жаровой трубы проведены расчетные исследования камеры сгорания ГТНР-25И (рис.13).
Рис.13. Камера сгорания ГТНР-25И
1– входное сечение, 2 – выходное сечение, 3 – обечайка жаровой трубы, 4 – наружный кожух
подвода воздуха, 5 – отверстия подвода воздуха, 6 – каналы топливной форсунки, 7 – лопаточный завихритель с углом установки лопаток ϕ = 30° и числом лопаток n = 16 .
16
Для оценки влияния горения на газодинамическую структуру в пер*
T
вичной зоне использован параметр θ = г , представляющий собой отноTк*
шение полных температур на выходе и входе камеры сгорания и описывающий степень подогрева в камере сгорания. Для описания химического
реагирования была выбрана диффузионно-кинетическая модель горения. В
качестве топлива использовался метан с химической формулой СН4 , процесс окисления которого происходит по следующим реакциям:
СН 4 + 1.5О2 → СО + 2 Н 2 О ; СО + 0 . 5 О 2 → СО 2 .
По результатам расчета получены распределение вектора скорости в
первичной зоне, а также границы зоны обратных токов, представленные на
рис.14.
Рис.14. Границы зоны обратных токов.
А – θ = 1,0 ; Б – θ = 1,75 , В – θ = 2,7
При увеличении степени подогрева потока форма зоны обратных токов несколько изменяется: происходит существенное сокращение длины и
уменьшение диаметра. Это качественно согласуется с экспериментальными
данными работы Б.Г.Мингазова. Полученные результаты представлены на
рис.15 в виде зависимости V зот = f (θ ) , где V зот =
V зот
θ =1.0
Vзот
представляет со-
бой отношение объема ЗОТ при горении к объему зоны обратных токов
при холодной продувке.
Рис.15. Изменение объема ЗОТ от степени подогрева в камере сгорания
17
По
Gпт
θ =1.0
Gпт
результатам
= f (θ ) ,
Gзот
θ =1.0
Gзот
расчетов
были
построены
зависимости
вида
= f (θ ) , описывающие массообмен между первичной
зоной и поперечными струями вторичного воздуха при горении (рис.16).
Рис.16. Зависимость приведенных расходов воздуха
в прямом и обратном токах от степени подогрева θ.
На основании соответствия результатов численных расчетов экспериментальным данным различных авторов, сделан вывод о возможности
применения моделирования на микроуровне к решению задачи по определению условий стабилизации пламени в камерах сгорания ГТУ.
В четвертой главе представлены результаты практического применения многоуровневого моделирования стабилизации пламени к исследованию причин нестабильной работы некоторых жаровых труб на режимах
разгона газотурбинной установки ГТНР-25И.
В качестве модели I-го уровня сложности использовался программный комплекс ГРАД, с помощью которого были определены параметры рабочего тела на входе и выходе из камеры сгорания на режиме разгона с
учетом тепловой инерционности теплообменника. В качестве входных данных использовалась осредненная (по 10 жаровым трубам) осциллограмма
запуска и разгона ГТНР-25И.
Для выявления неравномерности условий работы жаровых труб, вызванной тангенциальным подводом воздуха, проведен численный расчет
половины блока камеры сгорания. По результатам расчета установлено, что
максимальная разница в расходах воздуха по жаровым трубам не превышает 11,5%, что способствует формированию окружной неравномерности
18
температурного поля на выходе из камеры, но не достаточной для объяснения нестабильной работы камеры.
Для выявления причин погасания отдельных жаровых труб с позиций
макромоделирования применялся критерий тепловой теории стабилизации
пламени, модернизированный Б.Г.Мингазовым и описанный в первой главе
настоящей работы. Значения параметров полного давления и температуры
на входе в камеру сгорания принимались по результатам расчета в программном комплексе ГРАД. А значения расхода воздуха через ЗОТ и ее
объем определялись на основе результатов численного моделирования газодинамической структуры течения, рассмотренных в третьей главе данной
работы. В результате была построена расчетная линия работы камеры сгорания при разгоне агрегата. При сравнении линии работы камеры сгорания
с обобщенной бедной границей срыва пламени установлено, что в данном
случае моделирование на макро уровне не выявило области срыва пламени,
а показало лишь уменьшения запаса устойчивой работы камеры по бедному срыву (рис.17). Этот результат справедлив лишь для некоторых жаровых труб, не имевших полного погасания в момент разгона агрегата.
Gзот
VзотTк1,5 pк0,85
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
αзот
Рис.17. Результаты макромоделирования
– обобщенная граница бедного срыва пламени (макромоделирование);
– рабочая линия камеры при разгоне агрегата.
Для выявления причин погасания отдельных жаровых труб с позиций
микромоделирования проведен численный расчет стационарного течения с
горением в жаровой трубе камеры сгорания ГТНР-25И (рис.13). При расчете использовались модели и подходы аналогичные, рассмотренным в
19
третьей главе настоящей работы. Значения граничных условий соответствуют соответствующим параметрам, определенным в программном комплексе ГРАД. В качестве топлива использовался метан с химической формулой СН4. Расчет проводился на неструктурированной сетке порядка 4·105
ячеек до значений невязок порядка 10-4. Численное моделирование показало формирование зон горения в периферийной области жарой трубы, где
существуют вторичные возвратные течения, формирующиеся за струями
вторичного воздуха (рис.18). Это также подтверждается следами побежалости на стенке жаровой трубы вблизи отверстий подвода вторичного воздуха. Анализ полей концентраций показал, что центральная ЗОТ, формируемая лопаточным завихрителем, чрезмерно обеднена, а составы смеси,
Рис.18. Температурное поле внутри камеры сгорания ГТНР-25И
способные к реагирования располагаются по периферии первичной зоны
(рис.19).
Отсюда следует, что для полного выявления картины стабилизации
пламени необходимы дополнительные исследования с применением численного моделирования на микроуровне условий в первичной зоне камеры
сгорания.
Центральная зона обратных токов не способна выполнять роль стабилизатора пламени, при этом имеет место нестабильное горение в пристеночных зонах («мерцание») камеры сгорания. Можно предположить, что
нарушение организации нормального процесса горения связано с чрезмерным подводом вторичного воздуха и малой длиной первичной зоны. Согласно результатам представленным в третьей главе, такое распределение
20
вторичного воздуха способствует обеднению и снижению температуры
продуктов сгорания в ЗОТ, а также уменьшению времени пребывания смеси в ней.
Рис.19. Коэффициент избытка воздуха внутри камеры сгорания ГТНР-25И
Основываясь на результатах моделирования на микроуровне, получена уточненная граница бедного срыва исходной камеры, которая показывает, что в исследованной камере сгорания на некоторых режимах ее работы
возможен бедный срыв пламени (рис.20).
G зот
1,6
V зот Tк1,5 p к0,85 1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
Рис.20. Результаты микромоделирования
–
–
–
–
3,5
αзот
обобщенная граница бедного срыва пламени (макромоделирование);
рабочая линия камеры при разгоне агрегата;
граница бедного срыва исходной камеры;
линия работы камеры без теплообменника.
21
На основании этого было проведено расчетное исследование перераспределения подвода вторичного воздуха с целью улучшения условий стабилизации пламени приосевой зоной обратных токов. Согласно исследованию газодинамической структуры течения, представленному в третьей главе настоящей работы, раскрытие фронтового устройства доведено до величины q = 0,5 . При таком соотношении расходов воздуха через завихритель
и радиальные струи достигается соотношение
Gзот
, обеспечивающее хоVзот
рошее перемешивание и достаточную для воспламенения тепловую мощность зоны обратных токов.
Расчет проводился на неструктурированной сетке, состоящей из 270
тыс. ячеек до значений невязок порядка 10-4. В результате расчета получено
температурное поле внутри модернизированной жаровой трубы (рис.21).
Рис.21. Температурное поле внутри модернизированной жаровой трубы.
Для предлагаемого варианта модернизированной жаровой трубы было проведен расчет пределов устойчивой работы по бедной границе срыва пламени, представленные на рис.22.
Видно, что уменьшение расхода воздуха через поперечные струи до
значения q = 0,5 приводит к расширению пределов стабилизации пламени
по бедному срыву. Положительные результаты регулировки жалюзийных
прорезей охлаждения стенки жаровой трубы, проведенные на камерах сгорания эксплуатирующихся ГТУ являются показателем истинности основных результатов данной работы. За счет увеличения расхода воздуха на охлаждение стенки жаровой трубы, снизилось количество воздуха, проходя22
G зот
V зот Tк1,5 p к0,85
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
αзот
Рис.22. Бедная граница срыва пламени модернизированной камеры сгорания
– обобщенная граница бедного срыва пламени (макромоделирование);
– граница бедного срыва исходной камеры;
– граница бедного срыва модернизированной камеры;
– линия работы камеры модернизированной камеры.
щего через первичную зону, что привело к ее «обогащению» (при неизменной подаче топлива), и улучшению условий для стабилизации пламени в
первичной зоне и восстановлению нормальной работы камеры сгорания
при разгоне агрегата во всем диапазоне атмосферных температур. Таким
образом, использование многоуровневого моделирования стабилизации
пламени позволяет более точно диагностировать и устранять причины нестабильной работы камер сгорания ГТУ на режимах переходных режимах.
В заключении представлены основные выводы, полученные в данной
работе, содержащие следующие положения:
1. Рассмотрены два основных подхода к описанию пределов устойчивой
работы камер сгорания ГТУ: макромоделирование и моделирование на
микроуровне.
2. На основе трехмерного моделирования получены закономерности формирования структуры течения и масообмена в первичной зоне камеры
сгорания.
3. Показано, что совместный анализ критериальных зависимостей и моделирования на микроурвне позволяет более точно описывать границу бедного срыва пламени.
23
4. На основе многоуровневого подхода получено, что критериаьные зависимости целесообразно применять на этапах предварительных расчетов,
а при доводке и модернизации камер сгорания ГТД более эффективным
является моделирование на микроуровне.
5. Предложены практические рекомендации по модернизации камеры сгорания ГТНР-25И с целью расширения границ устойчивой работы в режиме запуска.
На основании проведенных исследований разработаны рекомендации
по расширению пределов устойчивой работы камеры сгорания на режимах
разгона агрегата. Это привело к снижению до нормы неравномерности
температурного поля на входе в турбину и восстановлению безотказного
запуска и разгона агрегата.
1.
2.
3.
4.
5.
Список публикаций по теме диссертации
Слободянский И.А. Исследование эжекции вторичного воздуха в первичную зону камеры сгорания ГТД / Мингазов Б.Г.// Изв. вузов «Авиационная техника». – Казань: 2006, №1, с.69-70.
Слободянский И.А. Исследование устойчивости горения в камерах сгорания газоперекачивающего агрегата. / Мингазов Б.Г., Осипов Б.М., Явкин В.Б. // Труды V Всерос.науч.-техн. конф. «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей». – Самара: Изд-во СГАУ, вып.
5, 2004. с.121-129.
Слободянский И.А., CFD исследование структуры течения в первичной
зоне камеры сгорания ГТУ. / Мингазов Б.Г. //Конференция пользователей программного комплекса Fluent. www. processflow.ru, 2004. – 8c.
Мингазов Б.Г., Слободянский И.А., Явкин В.Б. Исследование пределов
устойчивой работы камеры сгорания ГТД методами вычислительной газовой динамики. / Конференция пользователей программного комплекса
Fluent. www. processflow.ru, 2005. – 7c.
Слободянский И.А., Мингазов Б.Г. Явкин В.Б. Исследование причин погасания пламени в жаровых трубах наземной газотурбинной установки
ГТНР-25Н / Труды 3-ей Международной научно-практической конференции «Авиакосмические технологии и оборудование. Казань-2006, 7 с.
Формат 60×84 1/16. бумага офсетная. Печать офсетная.
Печ.л.1,75. Усл.печ.л.1,62. Усл.кр.-отт.1,62. Уч.-изд.л.1,09.
Тираж 100. Заказ Д 89.
Типография Издательства Казанского государственного
Технического университета
420111, Казань, К.Маркса, 10.
24
Документ
Категория
Без категории
Просмотров
0
Размер файла
359 Кб
Теги
bd000100236
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа