Содержание к диссертации
Введение
Раздел I. Методы и способы расчета термодинамических свойств продуктов сгорания 10
1.1. Метод определяющих реакций 10
1.2. Метод расчета сгорания топливовоздушнои смеси при допущении химического равновесия 12
1.2.1. Условная формула (молекула) компонентов топлива 13
1.2.2. Соотношение компонентов, условная формула топливовоздушнои смеси 17
1.2.3. Энтальпия топлива 19
1.2.4. Система уравнений химического равновесия 22
Раздел 2. Реальные параметры рабочих процессов в ГТУ 20
2.1. Расчет потерь в процессе сжатия воздуха в компрессоре 29
2.2. Методы учета потерь в проточных частях осевых компрессоров. Коэффициент полезного действия 34
2.3. Учет потерь в проточных частях осевых турбин 41
2.4. Параметры воздуха на входе в камеру сгорания 48
Раздел 3. Термодинамические свойства продуктов сгорания 51
3.1. Газообразные топлива 52
3.2. Жидкие топлива на основе керосинов 64
3.3. Тяжелые дистилятные топлива 65
3.3.1. Состав тяжелых дистилятных топлив 67
3.3.2. Энтальпия тяжелых дистилятных топлив 69
3.3.3. Термодинамические свойства продуктов сгорания дизельного топлива 72
3.3.4. Термодинамические свойства продуктов сгорания солярового масла 78
3.4. Термодинамические свойства продуктов сгорания топливных композиций 83
3.5. К возможности использования энергетического котла в качестве низконапорного парогенератора при сбросном дожигании отработавших в ГТУ газов 89
Раздел 4. Математическая модель термодинамических свойств продуктов сгорания 98
4.1. Математическая модель термодинамических свойств продуктов, образующихся при сгорании природных газов 100
4.2. Обобщенные термодинамические свойства продуктов, образующихся при сгорании авиационных керосинов 108
4.3. Математическая модель термодинамических свойств продуктов, образующихся при сгорании дизельных топлив 111
4.4. Аналитическая аппроксимация термодинамических свойств продуктов, образующихся при сгорании солярового масла 114
Выводы по диссертационной работе 117
Список литературы 119
- Метод расчета сгорания топливовоздушнои смеси при допущении химического равновесия
- Методы учета потерь в проточных частях осевых компрессоров. Коэффициент полезного действия
- Термодинамические свойства продуктов сгорания солярового масла
- Обобщенные термодинамические свойства продуктов, образующихся при сгорании авиационных керосинов
Введение к работе
Использование в энергетике парогазовой и газотурбинной техники и технологий является актуальной задачей на современном этапе развития страны. Актуальность вызвана многими причинами. Острейшая необходимость обновления морально и материально устаревшей техники, требование снижения материальных затрат на переоснащение, а также необходимость повышения экономичности внедряемой техники приводит к выбору из альтернативных способов преобразования энергий газотурбинного цикла.
Использование газотурбинных установок (ГТУ) на тепловых электрических станциях требует существенно меньших капитальных затрат на сооружение зданий и энергоблоков. Ввиду отсутствия разветвленных систем жизнеобеспечения работоспособности ГТУ (отсутствие парового котла, конденсационной системы, питательных насосов, системы регенерации теплоты) газотурбинный блок, по сути, представляет автономную модульную единицу [20,21,22,26]. Газотурбинную установку можно демонтировать и установить в минимальные сроки. Не требуется сооружение специальных утепленных помещений, громоздкой дымовой трубы.
Подвод теплоты в газотурбинном цикле происходит при весьма высоких температурах, при более чем в два раза превышающих уровень температур паротурбинных установок. Не представляет принципиальных трудностей утилизация теплоты отработавших в ГТУ газов путем использования пароге-нерирующего или теплофикационного контуров в котлах-утилизаторах (КУ). Генерируемый пар может быть использован для технологических нужд производства, или в качестве рабочего тела «подстроенных—подключенных» паротурбинных ступеней. Естественно, при утилизации теплоты в КУ снижается уровень температур, при котором происходит отвод теплоты от парогазового цикла. Термический КПД тепловой машины рассчитывается по соотношению Лт =1 ботв/6под или в приближении постоянства теплоемкости процессов Г1т = 1-Тотв/Тпоя . Несложно оценить теоретическое значение КПД парогазового цикла при известных значениях температур подвода и отвода теплоты. Минимальное значение температуры Готв парогазового цикла может быть достигнуто при использовании конденсационных турбин. Максимальное значение коэффициента полезного действия парогазовых установок (ПТУ) с турбинами типа К оценивают » 60 %.
Освоение парогазовой и газотурбинной техники наряду с техническими и производственными вопросами выдвигает и необходимость выполнения ряда научных задач. Одной из важнейших проблем, по мнению автора, является задача определения термодинамических, теплофизических и экологических характеристик образовавшихся в результате сгорания топливовоздуш-ной смеси газообразных продуктов.
От надежности и корректности определения термодинамических
свойств (теплоемкости Ср, удельной работоспособности R, показателя изоэн тропических процессов расширения к) рабочих тел газовых турбин зависит достоверность оценки экономических показателей ГТУ. Во многих случаях различием термодинамических свойств рабочих тел компрессоров и турбин ГТУ пренебрегают, считают это отличие незначительным и не существенным. При коэффициентах избытка воздуха а больше 4-5 (характерные значения для ГТУ) и содержания более 75 % не участвующего в процессе горения N2 это допущение кажется вполне обоснованным, ведь стехиометриче-ское (теоретическое, при а—1) значение соотношения воздуха для углеводородных топлив равно «15. Достаточно отметить, что термодинамические свойства воздуха (рабочего тела компрессора) отличаются на 20- 30 % от основных термодинамических свойств газов. Такая ошибка учета термодинамических свойств приводит к большим погрешностям расчетов реальных экономических показателей (коэффициента полезного действия) газотурбинных установок в сторону их повышения против реальных. Такая «ошибка» выгодна разработчикам техники и ущербна потребителю. Пользователь техники- теплоэлектроцентрали, в случае использования их на ТЭС, будет нести реальный потери в виде не реализованной выгоды -не подтвержденных экономических параметров газотурбинной техники.
Приведем подтверждение сказанному на конкретных цифрах. Если принять теплоемкость газов - продуктов сгорания топливовоздушнои смеси (ТВС) равной Ср воздуха, которая при температурах « 1500 К приблизительно равна 1,1 кДж/(кг. К), мощность газовой турбины будет существенно ниже по сравнению с действительным процессом. Теплоемкость продуктов сгорания ТВС находится в пределах 1,25 -1,35 кДж/(кг. К). Мощность газовой турбины определяют по формуле N - GCpT2(\-l/n /Пиз.т» следовательно, она пропорциональна теплоемкости газов.
Коэффициент полезного действия ГТУ, например электрического г)э, в некоторых случаях, рассчитывают в виде отношения электрической мощности нетто к мощности турбины. Естественно, «повышенные показатели» ГТУ в результате элементарных «ошибок» при использовании Ср воздуха не подтверждаются при эксплуатации техники на электрических станциях.
В работах [2,10,17,23,28,30.46,47,54,58,69,71,73,74,79,106] имеются сведения о термодинамических свойствах газообразных веществ и газовых смесей. Однако эти результаты не полные, или они получены для ограниченного набора исходных данных и условий, оказывающих влияние на термодинамические параметры. К тому же приведенные результаты получены методами, не отвечающими современным требованиям по точности (методами определяющих реакций).
Как отмечено выше, на сегодняшний день отсутствуют надежные данные по термодинамическим свойствам газов, образовавшихся при сгорании топливовоздушных смесей широкого класса топлив. Для многих перспективных и альтернативных тяжелых дистилятных топлив стационарных ГТУ отсутствует информация о химическом составе и энтальпии, которые являются исходными данными для проведения термодинамических расчетов процессов горения современными методами.
Цель работы может быть сформулирована следующими положениями:
- анализ и обобщение, а также получение расчетным путем, исходных данных по составу и энтальпии используемых и альтернативных топлив, которые необходимы для выполнения термодинамических расчетов процессов горения в камерах ГТУ;
- выполнение многофакторных термодинамических расчетов сгорания топливовоздушной смеси при вариации определяющих параметров;
- анализ и обобщение результатов расчета, представление их в виде удобном для современных средств обработки и использования при проектировании и разработке ГТУ, расчете реальных параметров при эксплуатации.
Научная новизна. Полученные результаты по термодинамическим свойствам продуктов сгорания по совокупности представляют наиболее полные справочные данные по существующим и альтернативным топливам стационарных ГТУ, эти данные обобщены в удобном для использования виде. При подготовке исходных данных термодинамического расчета установлены эквивалентные формулы и значения энтальпий горючих, которые ранее отсутствовали. Дан анализ возможности использования станционного оборудования при газотурбинной надстройке станций.
Практическая ценность. Полученные данные необходимы для корректного расчета действительных характеристик ГТУ на этапе разработки, регулирования и настройки с целью обеспечения оптимальных показателей по экономичности, надежности и ресурса при изменении режима работы, климатических условии, а также изменении вида топлива при эксплуатации. Достоверность и обоснованность результатов исследований и основных научных положений подтверждается тем, что в качестве исходных данных использованы термодинамические свойства индивидуальных веществ, признанных в научных кругах мира, логическое построение расчетных схем подтверждается повторением результатов, а также их совпадением в контрольных точках с имеющимися в литературе данными.
Личное участие. Все основные результаты работы получены автором лично под научным руководством доктора технических наук, профессора Шигапова А.Б.
Автор защищает результаты обобщений состава и энтальпий тяжелых дистилятных топлив (дизельного топлива, солярового масла), результаты анализа состава природных газов и влияние выбора значений термодинамических свойств индивидуальных веществ на расчетные величины, результаты анализа и обобщений термодинамических свойств продуктов сгорания топлив стационарных ГТУ, математические модели полученных термодинамических свойств.
Апробация. Отдельные результаты работы докладывались на III- молодежной международной научной конференции «Тинчуринские чтения» посвященной 40-летию КГЭУ, Казань, 2008; на XIII Всероссийской межвузовской НТК «Газотурбинные и комбинированные установки и двигатели» -М:. МГТУ им. Н.Э. Баумана. 2008 (два доклада); на XIII аспирантско- магистерском семинаре, посвященного дню энергетике и 40 летию образования КГЭУ, Казань, КГЭУ, 2008; на IV- молодежной международной научной конференции «Тинчуринские чтения», Казань, 2009.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 8 работ, две из которых в журналах, рекомендованных ВАК.
Объем работы. Диссертация изложена на 127 страницах и состоит из введения, четырех разделов основного текста, выводов по диссертационной работе, списка литературы из 136 наименований. Иллюстрационный материал содержит 37 рисунка и 23 таблиц.
Рабочее тело газотурбинных установок представляет продукты сгорания углеводородного топлива. Молекулярная масса продуктов сгорания определяется углеводородным составом топлива и окислителя — атмосферного воздуха. Углеводородный состав топлива приближенно можно описать формулой С„НОТ, где п = 0,82 — 0,88;,т — 0,12 - 0,18, при сгорании которого образуется СО2 и НгО с молекулярными массами 44 и 18 соответственно. В состав
продуктов сгорания кроме углекислого газа и паров воды входит также азот воздуха с молекулярной массой 14. Можно легко заметить, что с увеличением содержания водорода в топливе молекулярная масса образовавшихся при горении продуктов сгорания \х уменьшается, следовательно, газовая постоянная і? = і?о/Н- = 8314,3/_і растет. Содержание в топливе элементов, обладающих большой молекулярной массой, таких, как сера, ванадий снижает работоспособность R рабочего тела. Содержание серы и ванадия крайне нежелательно также из-за коррозионной агрессивности образовавшихся окислов в составе продуктов сгорания.
С увеличением относительного содержания водорода в топливе растет и температура продуктов сгорания. Это связано с тем, что при сгорании водорода выделяется существенно большая теплота (около 120 МДж/кг) по сравнению с углеродом (» 34 МДж/кг).
Даже поверхностный, качественный анализ показывает на сложность предмета исследований. К сожалению, полного перечня надежных данных по термодинамическим свойствам продуктов сгорания в настоящее время отсутствует. Это объясняется тем, что методики расчетов в общем случае довольно сложные, приближенные методы не обеспечивают необходимую точность определения термодинамических свойств.
Метод расчета сгорания топливовоздушнои смеси при допущении химического равновесия
При горении топливо-воздушной смеси в камере сгорания газотурбинной установки образуются продукты, представляющие многокомпонентную газовую смесь. Необходимые для тепловых расчетов ГТУ параметры продуктов сгорания определяются в результате выполнения термодинамических расчетов процессов горения.
Целью термодинамического расчета является получение информации о составе и температуре продуктов сгорания в энергетической установке. Метод [4,18,19,40,52,76,77,90,91,103,118,124] основан на совместном рассмотрении уравнений химического равновесия в реагирующей среде веществ, образующихся в результате горения. Ввиду того, что данная методика в теплотехнике ранее не использовалась, целесообразно вкратце с ней ознакомиться.
Расчеты по данной методике обычно выполняются на компьютерах с использованием программных средств. Преимуществами метода является получение полной информации о составе и температуре продуктов сгорания, что позволяет определить экологические характеристики топочных и дымовых газов, или рабочего тела ГТУ. Методика позволяет расчетным путем получать содержание вредных выбросов, а также компонентов, которые способны раствориться в межкристаллической структуре материалов контактирующих поверхностей (атомарные кислород-0 и водород-Н), приводящие к появлению высокотемпературной хрупкости металлов.
Термодинамический расчет выполняется при некоторых допущениях, которые определяются как уровнем знаний, так и необходимостью упрощения деталей происходящих процессов. Например, принимается допущение о том, что газ и его компоненты подчиняются закону идеального газа. Расчет проводится без учета конструктивных особенностей конкретной топки, камеры сгорания (например, системы смесеобразования, форсунок), процессов смешения горючего и воздуха — окислителя. Не учитываются также пред-пламенные (индукционные, период задержки воспламенения) процессы. Принимается также допущение о мгновенном установлении химического и термодинамического равновесия в среде. Эти допущения являются следствием того, что скорости реакций принимаются большими. Необходимо отметить, что эти допущения не являются критическими для условий теплоэнергетических установок. Сопоставления результатов расчета в равновесном приближении и с учетом кинетики (скоростей прохождения реакций) показывают их хорошее совпадение.
Для выполнения ТР необходимо знать условную формулу и энтальпию топлива. Состав топлива характеризуется количеством химических элементов в условной формуле.
С целью сохранения однозначности определений назовем топливом смесь горючего и окислителя. Состав топлива представляется условной формулой вида А Ъ\ Л Ь2 А , где А/- символ / - го химического элемента, fy количество атомов данного химического элемента в топливе, например, C14H82N12 Молекулярная масса топлива, заданного условной формулой, определяется по формуле Д.т = ЕЦ/6/9 где ц - атомная масса элемента А 1 , гр/моль. Например, молекулярная масса топлива C14H82N12 равна JJ,T=12,01 х14+1,008х82+14,008х12 = 418,892 гр/моль. По этим соотношениям определяются условная формула и молекулярная масса окислителя и горючего.
Обычно компоненты топлива (окислитель и горючее) представляют сложную смесь индивидуальных веществ. Использование в качестве окислителя и горючего индивидуальных веществ, например кислорода 02 и водорода Н2, в теплоэнергетике не имеет место, такой случай характерен только для ракетно-космической техники. В некоторых случаях вещественный состав горючего вообще не известен. Например, в состав каменных углей входят, практически, все известные углеводородные соединения [47,56,70]. Естественно, в этих случаях определение вещественного состава (состава индивидуальных компонентов) топлива превращается в очень трудоемкую, часто, невыполнимую задачу. В этих случаях ограничиваются определением только элементного состава горючего не исследуя структуру и химические связи веществ - компонентов.
Наиболее простым для составления условной формулы горючего является случай, когда известен вещественный состав горючего. Например, состав природных газов входит метан, в небольшом количестве другие предельные углеводороды: этан, пропан, бутан и другие [45,73,74,76,77,91.93]. В составе предельных углеводородов могут содержаться изомерные соединения. Обычно их концентрация небольшая, во многих случаях сведений о структурном составе углеводородных соединений отсутствуют.
В состав газов входят также балластные компоненты: азот и углекислый газ, снижающие энергетические характеристики топлива, однако их содержание небольшое. Наиболее нежелательными компонентами являются соединения серы - сероводород и меркаптановая (меркаптиновая) сера, которые изобилуют в попутных газах нефтяных месторождений. В природных газах сернистые соединения практически отсутствуют, что является, естественно, большим преимуществом газообразных топлив. Рассмотрим порядок составления условной формулы газообразного горючего для условной молекулярной массы р,г= 1000 единиц при заданных массовых долях компонентов gj. В качестве примера возьмем природный газ следующего состава: СН4 = 0,9846 (98,46 %); С2Н6 - 0,0026; С3Н8 = 0,0007; СЮ2 = 0,0013; N2 = 0,0108. Число молей компонентов у-того вещества в горючем рассчитывают по соотношению Yij =\ir[gj/[ijj. Например, число молей метана в составе заданного природного газа с условной молекулярной массой 1000 единиц "сн4 =Рг\рсн4/Рся4) = 100 (0,9846 / 16,042) = 61,37639 моль. Для остальных компонент имеем пс н = 0,08647; nN =0,385494; пс н = 0,01575; пС02 =0,029539 молей. Полезно напомнить, что атомные массы элементов, входящих в состав характерных топливных составов газотурбинных установок в гр/моль следующие: С= 12,01; 0= 16; Н= 1,008; N=14,008; S = 32,066; Ar = 39,944; V= 50,95. Молекулярные массы компонентов природного газа, естественно, равны: цССЩ) = 16,042; я(С2Н6) = 30,06; и(С3Н8) = 44,094; ц(С02) = 44,01; n(N2) = 28,016 гр/моль.
Методы учета потерь в проточных частях осевых компрессоров. Коэффициент полезного действия
Учет гидравлических и энергетических потерь в каналах проточных частей лопаточных машин- компрессоров и газовых турбин представляет большие трудности, методика их расчета зависит от вида принятых соотношений и систем уравнений [65,69,88,92]. Все многообразие методов оценок потерь можно разбить на расчетно-теоретические и экспериментальные. Последние получают аэродинамическими продувками схожих по формам и размерам профилей. Экспериментальные данные являются наиболее надежными, тем более в расчетных методах используются, как правило, эмпирические поправочные коэффициенты, принимаемые по результатам экспериментальных испытаний. В соответствии с обозначениями, принятыми на рис. 2.2 и рис. 2.3 потери механической энергии в решетке рабочего колеса ступени может быть оценены по соотношению где изоэнтропическая и действительная скорости истечения в относительном движении воздушного потока на выходе из межлопаточного канала РК определяются выражениями й из = л/ из.рк Й = J2/zCT_pK . Некоторая условность принятых соотношений объясняется тем, что в относительном движении механическая работа не совершается, подведенная к потоку в ступени работа не идет на изменение относительной скорости-изменение W вызвано исключительно геометрическими факторами. Потери механической энергии иногда рассчитывают коэффициентом потерь изоэнтропической работы Отношение изоэнтропической работы сжатия в лопатках РК к действительной представляет коэффициент полезного действия решетки Аналогичные соотношения имеют место и для лопаток направляющего аппарата
В лопаточных аппаратах иногда потери оценивают по снижению скоростей потока: в решетках РК М/ = 2/ 2из в лопатках НА ф = Сз/Сзиз-Следовательно, имеют место следующие соотношения: Ф Пиз.на =-71- і 1К = Л/Г1из.рк =л/1 рк (2-8) В некоторых случаях потери оценивают уменьшением полного давления потока на решетке Ар , либо коэффициентом потерь полного давления потока а , или удельной силой лобового сопротивления Rx. Например, для решеток направляющего аппарата здесь сх коэффициент лобового сопротивления решетки НА. Коэффициент потерь полного давления потока а однозначно определяет изменение энтропии, поэтому увеличение энтропии также может служить в качестве количественного показателя потерь в решетках. Изменение полного давления среды и энтропии потока имеют простую зависимость для изотермического случая. Поэтому для решеток направляющего аппарата (в лопатках НА температура заторможенного потока может быть принята по стоянной, Т2 = Т3 ) имеет место следующая зависимость Здесь газовая постоянная воздуха R — 286,99 Дж/кг град. Для оценки экономичности в теории авиационных двигателей пользуются понятиями внутреннего, лопаточного КПД, а также изоэнтропического и политропического коэффициентов полезного действия. Для оценки потерь в ступени или многоступенчатого компрессора целесообразно воспользоваться отношением минимально возможной работы, затраченной на сжатие воздуха к работе, реализуемой с учетом потерь. Наименьшая работа в компрессоре, естественно, имеет место при отсутствии потерь, то есть в изоэнтропическом процессе. Работу с учетом потерь можно представить в виде политропического процесса сжатия со средним показателем п, определяемые по соотношениям (2.1). Процесс сжатия воздуха в ступени компрессора в h-s диаграмме имеет вид, представленный на рис. 2.2. Идеальный изоэнтропический процесс отмечен точками и нижним индексом из. Отрезки hm-CT, /гиз.рю из.на представляют работу, затраченную в лопатках рабочего колеса и направляющего аппарата ступени, соответственно, в идеальном адиабатическом процессе. Действительный процесс сжатия происходит с трением и выделением теплоты (политропический процесс). Соответствующие данному процессу состояния отмечены точками 1,рк, 2 , работа сжатия воздуха /гст, /zCT.pK, /гст.на
Термодинамические свойства продуктов сгорания солярового масла
Самым большим преимуществом представленных результатов является то, что они справедливы для любых сочетаний коэффициентов полезного действия компрессора т)из.к и степени сжатия 7ик.
Проведенный численный анализ термодинамических свойств дизельного топлива и солярового масла, таблицы 3.8-3.17, показал их слабую зависимость от давления р2- Этот важный факт дает возможность построения обобщенных характеристик стационарных газотурбинных установок.
Основным видом топлива для газотурбинной техники в энергетике в ближайшие годы будет природный газ. Резервным на тепловых электрических станциях может быть только жидкое топливо. В качестве жидких топ-лив будут использоваться наиболее дешевые тяжелые фракции прямой перегонки нефти — дизельное топливо и соляровое масло. Жидкие топлива имеют относительно большую плотность, достаточно стабильны при хранении, по-жаро- и взрывобезопасны.
При снижении температуры воздуха ниже 25 С потребление природного газа растет, это приводит к снижению давления в магистральных газопроводах. Тепловые электрические станции в подобных ситуациях переходят к частичному или к режиму полного использования резервного топлива. В режиме частичного использования энергетические установки (котлы, камеры сгорания ГТУ) используют резервное топливо с «подсветкой» - разбавлением с основным топливом - природным газом. Аналогичная ситуация появляется также при истечении сроков хранения жидкого топлива.
Рекомендуемая в нормативном методе[73,74,96] тепловых расчетов котлов аддитивный способ расчета термодинамических свойств образовавшихся продуктов сгорания в некоторых случаях может не выполняться. Разумеется, методика расчета свойств продуктов сгорания не может рассматриваться отдельно без привязки к способу организации сжигания топлива.
Ожидать абсолютной идентичности термодинамических свойств образовавшихся продуктов при независимом сжигании компонентов горючей смеси и при последующем их смешении, или образовавшихся газов при сгорании предварительно перемешанных топливных компонентов, видимо, нельзя.
В качестве примера приведем результаты расчета термодинамических свойств образовавшихся продуктов предварительно смешанных горючих компонентов: природного газа и дизельного топлива, заданных осредненны-ми составами. Осредненные составы, записанные в виде эквивалентных формул условной молекулярной массой 1000 единиц имеют для природного газа окисления горючих элементов равны 16,7- 16,8 для природного газа; и 14,325 кг воздуха/кг горючего для дизельного топлива.
Предположим, что для сжигания предварительно перемешанная смесь указанных компонентов в равных пропорциях подается в камеру сгорания газотурбинной установки. Видимо закономерности горения не нарушатся и в том случае, если компоненты в заданных пропорциях поступают в камеру сгорания ГТУ через индивидуальные форсунки. Естественно, идентичность горения топливовоздушной смеси в этих случаях соблюдается при отсутствии химических реакций между индивидуальными веществами данной топливной композиции.
В соответствии с аддитивным механизмом среднее массовое соотношение воздуха к заданной топливной смеси G0 равно 15,5375. Ожидать получения осредненных значений всех термодинамических свойств образовавшихся продуктов сгорания можно только при благоприятном стечении обстоятельств. При таком значении G0 природный газ горит при недостатке кислорода воздуха (а=0,928), дизельное топливо - при избытке (а=1,08). Степень отличия термодинамических свойств образовавшихся продуктов сгорания от идеально аддитивных, естественно, определяется массовым соотношением топливных компонентов и коэффициентом избытка воздуха.
Расчеты проводились без учета влияния температуры воздуха, поступающего в камеру сгорания после компрессора, его значение принималось равным нормальным Г2= 288,15 К.
Варьировалось относительное содержание (массовая доля) дизельного топлива gAT в топливной композиции в интервале от 0,2 до 0,8 с шагом 0,2. Содержание элементов, а также энтальпия в эквивалентной формуле топливной композиции рассчитывались по аддитивным соотношениям
Обобщенные термодинамические свойства продуктов, образующихся при сгорании авиационных керосинов
Выполнив, аналогичные преобразования для продуктов сгорания авиационных керосинов, получим следующие апроксимационные зависимости термодинамических свойств продуктов сгорания [91]. Для температуры газов на входе в турбину Графики зависимостей температуры продуктов сгорания на входе в турбину Гз(Г2,ос), теплоемкости газов С„(7з,а), а также показателя процессов расширения (Гз,а) представлены на рис. 4.5, 4.6, 4.7. Нетрудно заметить, что зависимость 73(7/2,0:) близка к линейной, теплоемкость и показатель процессов удовлетворительно аппроксимируются квадратичными и кубичными параболами.
Термодинамические свойства газообразных продуктов, образующихся при сгорании дизельных топлив, представлены на рис. 4.16- 4.18, и соотношениями (4.8) для температуры на входе в турбину, а также (4.9) (4.10) для теплоемкости и показателя изоэнтропических процессов расширения газов в турбине, соответственно [96].
Таким образом, получены все необходимые аналитические зависимости, необходимые для расчета характеристик ГТУ при использовании дизельного топлива.
В этом параграфе приведены термодинамические параметры газов, образующихся при сгорании топлива для газотурбинных установок -солярового масла [95,96].
При математической аппроксимации температуры, теплоемкости, а также показателя идеальных процессов расширения газов в турбине были использованы несколько зависимостей, имеющие, в основном, различный порядок разложения коэффициентов при полиномах от коэффициента избытка воздуха. По этим аппроксимациям были проведены расчеты при вариации определяющих параметров - температуры и а, и выбраны наиболее удачные из них, обеспечивающие минимальные погрешности при минимальных порядках разложения. Для температуры газов на входе в турбину, как и для рассмотренных выше топливных пар, вполне подходящим является линейная аппроксимация от начальной температуры воздуха на входе в камеру сгорания (рис. 4.19) и четвертого порядка для коэффициентов разложения при полиномах по коэффициенту избытка воздуха а. Данная зависимость имеет следующий вид: Аппроксимации теплоемкости газов (рис. 4.20) и показателя адиабатического процесса расширения газов в турбине (рис. 4.21) дали следующие зависимости: Краткие выводы по диссертационной работе можно сформулировать следующим образом: 1. Дан анализ методов расчета процессов горения топливовоздушной смеси. Показаны преимущества метода, основанного на решении системы химического равновесия. Этот метод выбран соискателем для численных исследований термодинамических свойств продуктов сгорания стационарных газотурбинных установок ТЭС. 2. Подготовлен массив исходных данных для проведения параметрических исследований процессов горения топливовоздушной смеси. Для некоторых топлив химический состав и энтальпия получены расчетным путем, используя либо компонентный состав и теплоту образования веществ (природные газы), либо массовые доли химических элементов и теплотворную способность (жидкие топлива). 3. Проведен многопараметрический расчетный анализ термодинамических свойств продуктов сгорания ряда топливовоздушных смесей и топливной композиции природный газ + дизельное топливо при вариации исходных данных. С целью анализа результатов многофакторных расчетов, выбраны обобщенные комплексы, позволяющие сократить количество параметров, оказывающих влияние на термодинамические свойства образовавшихся газов. 4. Показано, что термодинамические свойства продуктов сгорания природных газов, практически, не зависят от места добычи, поэтому в расчетах может быть принято осредненное по составу горючее. 5. Результаты расчетов термодинамических свойств продуктов сгорания природных газов, практически, не зависит от выбора теплоты образования по отечественным и зарубежным источникам. 6. Показано, что адиабатическая температура продуктов сгорания применительно к топочным объемам никогда не реализуется, она имеет место только при бесконечно больших скоростях горения ТВС. 7. Получены выражения для среднего показателя процессов политропического сжатия воздуха в компрессоре, а также расширения газов в турбине ГТУ, которые необходимы для корректного расчета параметров воздуха на входе в камеру сгорания, а также отработавших газов на входе в котел-утилизатор.. 8. Показано, что при дожигании отработавших в ГТУ продуктов сгорания температура существенно ниже чем температура топочных газов при непосредственном сжигании топлива в энергетическом котле. Это вызывает большие трудности и проблемы при попытке использования энергетического котла в качестве низконапорного парогенератора при сбросном сжигании. 9. Результаты исследований обобщены и представлены в графическом виде, а также в форме аппроксимационных зависимостей с бинарными входами. Полученные зависимости рекомендуются использовать при выборе конструкционных, режимных и эксплуатационных параметров ГТУ и ПТУ.
