Содержание к диссертации
Введение
Глава I Методология автоматизации проектирования газотурбинных установок 13
1.1 Состояние вопроса 13
1.2 Методология САПР для ГТУ и задачи по ее разработке 18
Глава 2. Разработка системы оптимизации газодинамических расчетов узла турбины. Разработка конечно-элементных моделей газодинамики в межлопаточных каналах турбины 42
2.1. Оптимизация газодинамических расчетов по струйной теории 42
2.2 . Газодинамический расчет межлопаточной зоны соплового аппарата методом конечных элементов 53
2.3. Моделирование трехмерного дозвукового потенциального течения сжимаемого газа в межлопаточном канале неподвижной решетки 65
2.4. Моделирование трансзвукового обтекания профилей 90
ГЛАВА 3. Экспериментальные исследования ползучести жаропрочных сплавов и моделирование долговечности дисков турбин с учетом вида деформаций и истории нагружения. Конечно-элементные исследования напряженно-деформированного состояния деталей ГТУ 95
3.1. Экспериментальное исследование жаропрочных сталей ВЖЛ12У и ЖС6У 95
3.2. Математическая модель и результаты расчетов долговечности диска ГТУ с учетом истории нагружения 112
3.3.Численное моделирование напряженно-деформированного состояния деталей ГТУ методом конечных элементов 118
3.4. Экспериментальная проверка программного комплекса конечно- элементного расчета напряженно-деформированного состояния 124
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования и численное моделирование температурных полей, деформаций и напряжений в деталях тепловых двигателей 130
4.1.Экспериментальные исследования температурных полей и коэффициентов теплоотдачи 130
4.2. Определение коэффициентов теплоотдачи датчиками ИМТК 132
4.3.Численное моделирование объемных температурных полей деталей.. 149
4.4. Теоретическое определение коэффициентов теплоотдачи новых изделий ГТУ 158
4.5. Расчет нестационарного температурного поля деталей ГТУ 175
Глава 5. Экспериментальные исследования и сопоставительный анализ камер сгорания ГТУ 176
5.1. Экспериментальные исследования камер сгорания ГТУ 176
5.2. Исследование дисперсности распыла и факела струи топлива 187
5.3. Трехмерное моделирование рабочего процесса в камере сгорания ГТУ 196
5.4. Трехмерное моделирование рабочего процесса поршневых двигателей 210
Глава 6 Экспериментальные исследования частотных характеристик лопаток и дисков турбин и методы отстройки от резонансных разрушений. Исследование уплотнений газовоздушных трактов ГТУ 224
6.1 Общая методология исследования причин разрушения лопаток ГТУ 224
6.2 Исследование причин вибрационного разрушения лопаток ГТУ 226
6.3. Определение трещин в лопатках голографическим методом 255
6.4.Исследование напряженно-деформированного состояния лопаток турбины голографическим методом при резонансных колебаниях 258
6.5. Расчет собственных колебаний осесимметричных дисков 262
переменной толщины методом конечных элементов
6.6. Исследование уплотнений газовоздушных трактов ГТУ
Глава 7 .Программный комплекс автоматизированного проектирования турбины ГТУ 275
7.1. Общая структура программного комплекса 275
7.2. Программный комплекс расчета характеристик 27Г*
7.3. Особенности эксплуатации программного комплекса и результаты внедрения 281
Общие выводы 288
Приложение Приложение 1. Методы совершенствования конечно-элементных расчетов 291
Приложение 2. Акт внедрения разработок 337
Литература
- Газодинамический расчет межлопаточной зоны соплового аппарата методом конечных элементов
- Математическая модель и результаты расчетов долговечности диска ГТУ с учетом истории нагружения
- Определение коэффициентов теплоотдачи датчиками ИМТК
- Трехмерное моделирование рабочего процесса в камере сгорания ГТУ
Введение к работе
При переходе к рыночной экономике отечественное машиностроение оказалось неподготовленным к возросшим экономическим и экологическим требованиям по эффективному оборудованию, в частности к выпуску высокоэкономичных экологически чистых ГТУ. Длительное отсутствие необходимых вводов в действие энергетических мощностей привело к тому, что на электростанциях России, находящихся к началу 2002 г. в эксплуатации, износ основных производственных фондов составил 52 % , а к 2015 г. выработает парковый ресурс оборудование суммарной мощностью 112 млн кВт, что составит 62 % его общей установленной мощности. По оценке научно-технического совета РАО «ЕЭС России» стратегическим направлением в решении проблемы электроэнергетики и теплоэнергетики России на ближайшие 30 лет должно стать создание новейших газотурбинных и парогазовых установок (ГТУ и ПГУ) отечественного производства, по следующим причинам:
Во - первых, газотурбинные установки имеют низкую стоимость установленной мощности 250 - 500 долл/кВт, что существенно дешевле обычных ТЭС устанавливаемых в РФ ( 1600 долл/кВт ),а для крупных КЭС дешевле в 3 - 6 раз и АЭС в 8 - 12 раз.
Во - вторых, ГТУ имеют невысокую себестоимость получаемой энергии 20 — 25 коп/ ( кВт ч ) электрической и 140 - 150 руб/кВт - тепловой.
В — третьих, значительно сокращаются сроки строительства.
В — четвертых, резко сокращаются вредные выбросы окислов азота NOx, углекислого газа. Таким образом, по техническим и экономическим показателям альтернативы ГТУ сегодня нет [36,105,114].
С другой стороны, лидирующее направление в области проектирования новых сложных объектов, таких как самолеты, корабли, ракеты и другие сложные изделия занимает автоматизация проектирования (САПР), которая позволяет в 2 раза ускорить разработку новой техники[117].
Традиционные методы проектирования и расчетов не достаточно обеспечивают полное соответствие условиям эксплуатации, ограничивают применение методов оптимизации и способов повышения надежности. При определении долговечности деталей не учитывается одновременное действие тепловых и силовых факторов с учетом предыдущей истории нагружения.
При расчете камер сгорания применяется одномерная теория теплопереноса[40,51,57,75,150], которая не подходит для многих камер сгорания ГТУ. Внедрение методов объемного геометрического конструирования и численного трехмерного моделирования протекающих процессов в ГТУ позволяют на этапе автоматизированного проектирования наиболее полно учитывать условия эксплуатации, оптимизировать конструкцию, обеспечивая долговечность и высокие параметры процессов, резко сокращать сроки проектирования и уменьшать экономические затраты на создание новых изделий. Все это подтверждает актуальность рассматриваемой проблемы.
Объектом исследования являются — основные процессы функционирования ГТУ, процессы газовой динамики, процессы теплопередачи и теплопереноса, долговечности лопаток и дисков турбин изготовленных из жаропрочных сталей ВЖЛ12У и ЖС6К, рабочих процессов в камерах сгорания ГТУ; математических моделей этих процессов, методов трехмерного моделирования этих процессов и оптимизации в программных комплексах, а также сопоставление и анализ экспериментальных исследований этих процессов.
Цель диссертационной работы - разработка новых аспектов совершенствования автоматизированного проектирования изделий промышленной теплоэнергетики, а также разработка математических моделей и программных комплексов моделирования основных процессов функционирования ГТУ.
Методологической базой исследования является разработанная методология автоматизации проектирования ГТУ промышленной теплоэнергетики на основе системного анализа и методов прогнозирования направлений развития ГТУ, теории надежности и оптимизации процессов, систем программирования для персональных компьютеров.
Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается методологической базой исследований, основанной на фундаментальных теоретических положениях механики твердого тела, жидкости и газа; соблюдением основных принципов физического и математического моделирования, достаточным объемом экспериментальных исследований, полученных применением современных приборов и оборудования, обеспечивающих требуемую точность и надежность результатов измерений; адекватностью результатов вычислений и экспериментальных исследований выполненных в заводских условиях по стандартным методикам.
Научная новизна:
Разработана новая концепция решения проблемы автоматизации проектирования ГТУ, отличающаяся тем, что она объединяет конструирование с трехмерным моделированием всех процессов, воздействующих на изделие в эксплуатации, и обеспечивает хранение, сопоставление и системный анализ вновь разработанных и ранее созданных конструкций с последующей оптимизацией геометрии и параметров ГТУ с целью повышения экономической эффективности.
Предложена новая концепция декомпозиции ГТУ по основным процессам функционирования и элементам конструкции с последующим использованием единого математического аппарата метода конечных элементов для моделирования всех основных процессов и жизненного цикла объекта проектирования.
Найдены методы экспериментального определения нескольких местных коэффициентов теплоотдачи (на одной поверхности) и расчетов по ним трехмерных стационарных и нестационарных температурных полей деталей ГТУ.
Осуществлен и реализован метод экспериментальных голографических исследований области распыла топлива вращающейся форсункой ГТУ и определения его дисперсности.
Разработаны методики и программные комплексы (ПК) моделирования рабочих процессов ГТУ и поршневых двигателей. Выполнены новые экспериментальные исследования камер сгорания ГТУ с вращающейся форсункой и проведен сопоставительный анализ с традиционными камерами сгорания.
Создан программный комплекс автоматизации проектирования турбины ГТУ с оптимизацией основных параметров на основе трехмерного моделирования течения газа в межлопаточных каналах и теплопрочностных расчетов основных деталей.
Предложена методика определения напряженно-деформированного состояния (НДС) при резонансных колебаниях лопаток и дисков ГТУ и определения амплитудно-частотных характеристик с учетом демпфирования в узлах крепления, а также методы определения причин возникновения резонансных колебаний и рекомендации по их устранению.
8. Разработана методика и ПК расчета долговечности деталей с учетом истории нагружения при длительной эксплуатации на основе энергетического варианта теории ползучести; выполнены экспериментальные исследования ползучести жаропрочных сталей и долговечности диска ГТУ.
Практическая значимость работы состоит в совершенствовании автоматизации проектирования за счет внедрения системного анализа конструкций ГТУ на основе применение трехмерного моделирования газодинамики, тепломассопереноса, рабочих процессов и долговечности основных деталей ГТУ, а также систем моделирования надежности и оптимизации, вычислительного комплекса и особого электронного архива, сосредоточившего всю графическую информацию, результаты экспериментальных исследований и опыт промышленной эксплуатации в сочетании с системами анализа прошлого опыта, и возможностями прогнозирования перспективных направлений развития конструкций агрегатов и оборудования теплоэнергетики.
Диссертационная работа выполнялась по комплексной программе МИНВУЗА РСФСР «Надежность конструкций» 1988-1989 гг., а также по грантам фундаментальных исследований Миннауки РФ в области транспортных наук (тема 95-4.2-48.1995-1996 гг.).
Личный вклад автора в решение проблемы заключается в формулировании общей идеи, цели работы; в выполнении теоретических и основной части экспериментальных исследований и разработке новых методов их проведения; в анализе и обобщении результатов; в руководстве и непосредственном участии в создании программных комплексов по моделированию основных процессов ГТУ и других агрегатов теплоэнергетики.
Автор защищает совокупность положений, на базе которых разработаны основные научные направления развития автоматизации проектирования, методологию решения этой проблемы, математические модели и программные комплексы трехмерного вычисления процессов газодинамики, теплопереноса, теплопередачи и долговечности деталей ГТУ, а также новые экспериментальные методы исследования этих процессов.
Реализация результатов исследования осуществлена на основе внедрения в промышленность следующих решений прикладных задач и рекомендаций:
На основе выполненных исследований и разработанных мероприятий ликвидированы поломки лопаток турбохолодильника предприятия «Теплообменник»
Внедрен программный комплекс автоматизированного проектирования турбины в Омском моторостроительном конструкторском бюро (ОМКБ), в результате использования которого улучшены эксплуатационные характеристики ТВД-20 и ТВД-10Б и снижен расход топлива на 3%.
Разработаны новый способ определения коэффициента теплоотдачи с помощью датчиков ИМТК и программный комплекс определения объемных температурных полей, деформаций и напряжений деталей сложной формы ГТУ и поршневых двигателей, которые внедрены в ОМКБ и АЗЛК.
По результатам газодинамических расчетов направляющего патрубка и соплового аппарата турбины изменены углы атаки лопаток и повышен КПД турбонагнетателя СКБ «Турбина».
Научные результаты исследований также реализованы в виде 30 статей опубликованных во всероссийских и академических журналах «Авиационная техника», «Промышленная энергетика», «Двигателестроение», «Физика горения и взрыва», «Вычислительные технологии», «Конверсия в машиностроении», «Проблемы прочности» и других, а также в 7 авторских свидетельствах [160,161,162,163,164,182,187],большинство которых внедрено в производство.
Апробация работы. Отдельные результаты работы докладывались на следующих Всесоюзных научных конференциях и совещаниях: Второй всесоюзной конференции «Ползучесть в конструкциях» (АН СССР, СО АН СССР Новосибирск 1984 г.), ХХП Всесоюзном совещании по проблемам прочности двигателей (АН СССР, ЦИАМ, Москва 1988 г.), конференции: «Современные проблемы механики и управления в машиностроении» (ВЦ СО АН СССР, г. Иркутск 1988 г.), 9-ой Всесоюзной конференции по аэроупругости турбомашин (СО АН СССР, г. Новосибирск 1983 г.); конференциях «Вибрационная прочность и надежность двигателей и систем летательных аппаратов» (г. Куйбышев КуАИ 1983 г.); «Проектирование и доводка авиационных двигателей» (г. Куйбышев КуАИ 1982 г.). «Вибрационная прочность и надежность двигателей и систем летательных аппаратов» (конференция, г. Куйбышев КуАИ 1984 г.); ХХП Всесоюзной научно-технической конференции «Конструкционная прочность двигателей» (Научный совет АН СССР по проблемам «Надежность и ресурс в машиностроении» Куйбышев 1990); ХХП Всесоюзной научно-технической конференции по конструкционной прочности двигателей (Самара, 1991 г.), Международной научно-практической конференции «Город и транспорт» (г.Омск СибАДИ, 1996г.), Международной научно-практической конференции «Проблемы развития автомобилестроения в России», г.Тольяти, 1997г., II Международной научно-технической конференции «Динамика систем, машин и механизмов» Омск, ОмГТУ,1997;
Технологический конгресс « Современные технологии при создании продукции военного и гражданского назначения» Омск, ОмГТУ, СО РАН, 2001; Международная конференция «Вычислительные технологии и математические модели в науке, технике и образовании» Новосибирск-Алма-Аты, СО РАН, КазНУ,2002.
Публикации. По материалам диссертации опубликованы 35 статей.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, семи глав, общих выводов, списка литературы и приложений. Результаты исследований изложены на 290 страницах основного текста, включающего 228 рисунка, 36 таблицы, библиографию из 244 названий, приложение на 48 страницах.
Газодинамический расчет межлопаточной зоны соплового аппарата методом конечных элементов
Задача газодинамического расчёта в межлопаточных каналах турбины ГТУ является особо актуальной, так как определяет КПД ступени. Алгоритмы для определения потенциала скоростей несжимаемой жидкости разработаны в [116] и в монографии [133]. Для двумерной области в случае применения численных реализаций этих алгоритмов требуется тщательный учёт геометрии лопаток и высокая аналитическая техника пользователя.
В плоской постановке эта задача решалась в [38] для несжимаемой жидкости. По полученным распределениям скоростей проводились уточнения по числу Маха. Алгоритмы эффективны для получения скоростей по профилю лопатки, но возникают технические трудности получения поля скоростей в межлопаточной области. Аналогичные трудности возникают при применении метода конформных отображений. Уточнения по числу Маха становятся недостаточными при больших скоростях и большой относительной толщине лопатки. Целесообразно иметь возможность определения основных параметров потока с использованием профиля решетки. Для этой цели предлагается применить метод конечных элементов. Преимущества подхода заключаются в адаптируемости к любым профилям решеток, вне зависимости от типа и аналитического описания кривой, очерчивающей профиль лопатки. Кроме того, при этом требуется минимальное количество данных для расчета.
Задача нахождения - поля скоростей в решетке турбомашины сводится к нахождению функции и (X, У), такой, что диЛ V = w (диЛ [дУ = V, (2.19) дХ, . . где WYLV соответственно проекции вектора скорости на оси X и У. Функция и удовлетворяет уравнению Лапласа в области течения. д2и д2и . -7 + —,- = 0. (2.20) дХ2 дУ2 v }
На профилях решетки выполняется условие ди/дп - 0, где п - вектор внешней нормали к заданной области. Пусть скорость на входе задана. По расходу определяется скорость на выходе. Если выходная кромка профиля острая, то условие схода потока с кромки является условием единственности функции и, удовлетворяющей уравнению (2.20).
Линия тока, сходящая с кромки, является линией разрыва Д.Критерием того, что направление потока на выходе выбрано правильно, является равенство скоростей на профиле при подходе к кромке со стороны спинки и корытца. Направление потока на выходе из решетки устанавливается уже на расстоянии половины хорды от задних кромок. Различие в направлении потока, по сравнению с найденным на бесконечности, пренебрежимо мало [116, 214].
Можно считать, что сходящий с задней кромки поток совпадает по направлению с касательной к средней линии лопатки в задней кромке. На этой поверхности лопатки можно задать условие = 0. (2.21) дп На линиях, перпендикулярных оси Х(1,2), задаются условия — \\ =-V_ v, —\i2=v ooV где -аох пРоек1ШЯ скорости потока на осьX, дп дп на - оо, a V+ оох проекция скорости потока на ось Хна + оо.
Задача обтекания решетки дозвуковым потоком с циркуляцией достаточно сложная, и существует несколько способов ее решения [58, 63, 71, 83, 107]. Наиболее надежный способ - рассматривать нестационарные уравнения скоростей и пользоваться конечно-разностной аппроксимацией этих уравнений как по временной переменной t, так и по пространственным координатам Хя Y. При достаточно больших значениях t решение будет мало отличаться от стационарного, если принять, что граничные условия не зависят от времени. Недостаток такого подхода - неоправданно большой объем вычислительной работы. Поэтому эффективными с практической точки зрения являются более упрощенные модели.
Предположим, что движение газа в решетке безвихревое везде, кроме вихревых следов, сходящих с задних кромок. Кроме того, при малых углах отклонения решеткой потока, углы VлХ для сжимаемой и несжимаемой жидкостей практически совпадают. Это означает, что граничные условия для дозвукового потока такие же, как и ранее упомянутые.
Математическая модель и результаты расчетов долговечности диска ГТУ с учетом истории нагружения
Экспериментальные исследования показали, что есть класс материалов для которых энергия разрушения А зависит от вида и уровня напряженного состояния. В общем случае [128]: А=А. (1а oi, Т), (3.18.) где 1а — первый инвариант тензора напряжений; а, - интенсивность напряжений; -угол вида напряженного состояния; Г-температура.
Методика трехмерного моделирования напряженно-деформированного состояния с учетом разносопротивляемости в зависимости от вида деформации, действующих нагрузок и температур во времени строится следующим образом.
Из анализа ключевых положений [28, 127, 128], за основу примем нижеперечисленные зависимости энергетического варианта теории ползучести:
С целью апробации методики и разработанного программного комплекса проведен расчет реального диска турбины из материала ЖС6У сложной формы с учетом деформаций ползучести и истории нагружения. Нагру-жение диска и изменение температуры осуществлялось подобно графику (рис. 3.18).
Затем были произведены испытания такого же диска турбины на специальной установке. После трехминутной приработки подшипников при час 116 тоте вращения & = 800...840 1/с диск раскручивался газом до со = 5 341 1/с. При этом он нагревался газом с заданным распределением температуры по телу диска. Затем частота вращения поднималась до со = 6 074 1/с, после чего подачу газа прекращали и диск плавно останавливался. Испытания далее продолжали циклически, раскручивая диск до режима со - 5 341 1/с с повышением температуры газа и времени нагружения по графику (рис. 3.18). После наработки заданного количества циклов частота вращения плавно повышалась до разрушения, которое произошло при достижении со= 6 440 1/с.
Выполненные расчетные исследования (рис. 3.19) по аналогичной программе нагружения показали, что при переходе на последний этап процесс ползучести резко интенсифицируется и рассеянная энергия при частоте вращения со = 6 680 1/с достигает своего критического значения А = 15МПа в точке А (рис. 3.20). Нарис. 3.21 показаны результаты расчетов времени до разрушения ґ(ч) в зависимости от радиуса R (мм) в галтели диска.
Расчетное время до разрушения отличается от найденного экспериментально менее чем на 4 %.
Проведенные расчетно-экспериментальные исследования методики и программного комплекса подтверждают достоверность полученных результатов и реальность предлагаемого решения по определению долговечности дисков турбин ГТУ при плавном циклическом нагружении.
Обычно, в расчетах дисков на прочность осевые и сдвиговые напряжения не учитываются. В этом же случае микрообъем диска имеет лишь радиальные перемещения, зависящие только от радиуса. Использовать данные допущения можно только для тонких дисков, толщина которых не превышает 30 % от внешнего радиуса, и незначительно изогнутых. Использование указанных допущений для дисков большой толщины и кривизны может привести к большой погрешности. Более точный расчет можно получить при рассмотрении объемного напряженного состояния с помощью метода конечных элементов (МКЭ) [167,195, 208].
Определение коэффициентов теплоотдачи датчиками ИМТК
Рассмотрим определение коэффициентов теплоотдачи датчиками измерителя максимальных температур кристаллического (ИМТК) [42, 48, 91, 204, 205].
Этот способ не требует передачи сигнала об измеренной температуре ни по проводам, ни каким-либо другим способом. Малая величина датчика позволяет измерять температуру в любой точке исследуемой детали; имеет достаточно широкий диапазон измеряемой температуры (Ю0...1200С), большой интервал времени хранения при обеспечении достаточно высокой точности ±5 С. В то же время этот метод не дает возможности следить за изменением температуры в процессе эксперимента, кроме того, образуется значительный разрыв во времени между экспериментом и получением результатов.
Несмотря на то, что на некоторых деталях устанавливалось по 250 датчиков ИМТК, проанализировать полностью температурные поля не представилось возможным. Поэтому был предложен метод определения местных коэффициентов теплоотдачи и температур наиболее нагретых поверхностей омываемых газами, с последующим расчётом методом конечных элементов температурных полей всей детали. Такой подход оказался особенно эффективным при определении тепловых деформаций дисков и лопаток ГТД.
При радиоактивном облучении алмаза, или карбида кремния, или других материалов происходит нарушение кристаллической решетки. Наблюдаются смещение узлов решетки с образованием пар Френеля (вакансия -межузельный атом) и другие радиационные нарушения. Накопление радиоактивных дефектов приводит к расширению кристаллической решетки, увеличению ее параметров. У алмаза расширение достигает 7 %.
При нагревании облученных кристаллов до температуры, превышающей температуру облучения, возрастает подвижность атомов и происходит уменьшение концентрации дефектов. Кроме этого, на отжиг дефектов влияет продолжительность выдержки при данной температуре. В зависимости от температуры и интервала ее воздействия решетка кристаллов частично или полностью восстанавливается, причем у алмаза и карбида кремния отжиг дефектов происходит плавно в диапазоне 150.... 1200 С.
Эти свойства позволяют построить градуировочные графики, которые потом можно использовать для измерения температуры. Параметры решетки измеряют косвенным способом, используя специальную рентгеновскую камеру (рис: 4.2.), с помощью которой получают по методу Дебая - Шерера кольца рентгенограмм. Затем по диаметрам колец (рис. 4.3) судят о параметрах решетки алмаза или карбида кремния. Диаметры колец рентгенограммы зависят от диаметра камеры Дебая - Шерера и угла дифрагирующих лучей, который, в свою очередь, зависит от периода решетки по известной формуле Вульфа - Бреггов 2 d Sin ер =к- X , где сі - период кристаллизационной решетки ( расстояние между слоями атомов); р - угол скольжения дифрагирующих лучей; к - прядок дифрагирующего спектра; Я - длина волны характеристического излучения.
Эта зависимость диаметра рентгеновского кольца от периода кристаллической решетки позволяет построить градуировочные графики. Каждая партия облученных кристаллов (алмаза или карбида кремния) отжигается при фиксированных температурах в течение определенного времени в термических печах. Затем с точностью до 0,01мм компаратором ИЗА-2 измеряются диаметры колец рентгенограмм и строятся графики. По оси абсцисс откладывается время отжига, а по оси ординат - диаметр кольца рентгенограммы
Трехмерное моделирование рабочего процесса в камере сгорания ГТУ
В газотурбинных двигателях экономичность и экологичность в значительной степени зависят от температуры и объема зоны горения. Опыт показывает, что при сжигании нефтяных топлив в камерах сгорания удается обеспечить надежное воспламенение и высокую полноту сгорания, приближающуюся к 100%, при этом возможно достижение теплового напряжения (6...15) 104кВт/м3пообъему[129]. Такие характеристики зависят от скорости сгорания топлива, которая согласно многочисленным исследованиям [77, 100, 106, 126, 129, 155] подчинятся закону Аррениуса: __Е_ dGj=Cjkoje RT где Е — энергия активации, ; к0 - предэкспоненциальный множитель, моль м/с; Т - температура, К; R- универсальная газовая постоянная; G,- - количе ство реагирующего вещества, моль/(м с) - для гомогенных реакций.
В тоже время энергия активации зависит от многих параметров [68, 73, 100, 126].
В общем случае энергия активации, также как и коэффициент теплоотдачи, является сложной функциональной зависимостью. Она определяется конкретным числом только в рамках условий отдельного эксперимента.
А. Лефевр отмечает, что минимальная энергия воспламенения Em;n определяется как количество энергии необходимое для нагрева смеси до температуры равной адиабатической температуре пламени, при условии преодоления межатомного расстояния гашения. Кроме того, увеличение пульсацион-ной скорости приводит к увеличению Emin ,что подтверждено результатами опытов, проведенных со стехиометрическими метановоздушными и пропа-новоздушными смесями [153]. Поскольку в камерах сгорания с вращаю щей ся форсункой распределение скоростей, температур и других параметров переменно по пространству, то воспользуемся условиями снижения энергии активации для определения зоны воспламенения топлива - будущего центра очага горения.
К главным из этих параметров следует отнести температуру, коэффициент избытка окислителя, уровень турбулизации потоков, давление, которое влияет на концентрацию паров топлива и окислителя, энергетическое состояние реагирующих молекул и др..
Д. Сполдинг [129], Арефьев К.М. [100], Белый С.А., Прудников А.Щ153] считают, что скорость выгорания капли жидкого топлива зависит от ее диаметра и скорости испарения. Исследование дисперсности распыла топлива вращающейся форсункой [200] показало, что средний диаметр капель равен 10 мкм, а число каплей размером 15 мкм составляет 95 %.Для этих значений время сгорания по [99,128] равно 10"6...0,8 хЮ 6 с. По [23] среднее время выгорания заряда топлива 0,00463 с. Как указывается в [153], при впрыскивании капель керосина в бутановоздушную и ацетеленовоздуш-ную смесь перед бунзеновской горелкой, капли 030 мкм успевали полностью испариться. Пересчитывая пределы воспламенения капельно-паро-воздушной смеси (тумана) и паро-воздушной смеси на одинаковую температуру, авторы приходят к выводу, что бедный предел для тумана очень близок к соответствующему пределу для паровоздушной смеси. С.А.Белый [153] также указывает, что при диаметрах керосина до 0 20 мкм в камерах сгорания ВРД наблюдается 100 % испарение. Приведенные им графики указывают на экспоненциальную зависимость степени испарения капель от их диаметра, что определяет в конечном итоге скорость сгорания топлива. Численная обработка этих экспериментальных зависимостей показала их близость к зависимостям И.И. Вибе. Таким образом, дисперсность распыла топлива получаемая в камерах сгорания с вращающейся форсункой обеспечивает гомогенное сгорание, что подтверждается светло-синим цветом пламени в реальных ГТД.
Заметим из рис.5.18., что минимальное значение Е = 2-3 мДж наступает при коэффициенте избытка воздуха a =0,9...1,2 и степени турбулизации Є0 =0,01. ..0,02.
Из исследований Соколика А.С. [126] устойчивое воспламенение и горение керосина происходит при температуре «300-350С.
Степень турбулентности определяет энергетическое состояние молекул реагирующего газа, и эффективность перемешивания компонентов смеси. А.В.Сударев и В.И.Антоновский [135] указывают, что «для круглых свободных затопленных струй естественная начальная турбулентность 0 =0,01...0,2». В тоже время Лефевр А [68] отмечает, что «Ет1п возрастает при увеличении пульсационной скорости».
Камеры сгорания с вращающейся форсункой имеют внутренний и наружный кожухи в виде тонкостенной перфорированной круглыми отвер стиями оболочки со щелями охлаждения. В связи с этим создаются условия для возникновения пересекающихся затопленных струй создающих турбулентность 0 = 0,01.. .0,02 [135] до воспламенения смеси.
На рис. 5.19. приведена схема осесимметричной камеры сгорания с вращающейся форсункой, моделирующей одну из реальных камер. Внутренний и наружный кожухи камеры перфорированные (на рис. 5.19. соответственно линии АТВ и DC). На них располагаются отверстия для подачи воздуха, за исключением зон НК, MS, OP, ED, FA, где стенки камеры непроницаемые и нереагирующие. Расположение отверстий и их количество выбраны из условия обеспечения требуемых турбулентности [26, 135] и температурного поля на основе расчета изделия [137]. Через форсунку (на рис. 5.19. линия EF) в камеру подается горючее в виде трех вращающихся струй. Продукты сгорания истекают через кольцевое отверстие ВС.
Итак границы воспламенения определяют в основном три главных параметра: температура 300...350 С, турбулентность 0,01...0,02 и стехиометри-ческий коэффициент избытка воздуха.. Учитывая, что время сгорания капель топлива 01О...15мкм составляет 10 6...10 3с, почти мгновенное, а толщина фронта пламени не превышает 1мм [153, 225], можно предположить, что ядро горения представляет собой полый тор расположенный концентрично форсунки и с зазором равным приблизительно половине ее радиуса. Из [153,225] радиус тора распыла топлива равен R = К] (QxI / (пх2 dх3)), где R - расстояние до точки распыла струи; Q - расход жидкости; п - частота вращения; d - диаметр форсунки; коэффициенты: К і = 1,452,х/=0,171,х2 = 0,110, хЗ = -0,946. В этой области существуют все вышеперечисленные параметры: температура 300-350С, степень турбулентности потока воздуха 0,01...0,02, стехиометрическое его количество и происходит воспламенение и сгорание топлива. Здесь скачкообразно поднимаются температура, давление, изменяются плотность и состав газов. Все эти процессы происходят по нормали к фронту пламени.
