Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обзор работ по организации рабочего процесса кс авиационных гтд и постановка задач исследования 11
1.1 Рабочий процесс современных поточных КС и его проблематика 11
1.2 Типы диффузоров КС и их характеристики 14
1.3 Влияние геометрических и режимных параметров на характеристики отрывных диффузоров 28
Выводы по главе 46
глава 2. Двухмерное численное моделирование течение в отрывном диффузоре 49
2.1 Постановка задачи, расчетная область и граничные условия 49
2.2 Результаты двухмерного численного моделирования течения в отрывном диффузоре 52
Вывод по главе 59
ГЛАВА 3. Методика эксгшриментального исследования и стенд для её реализации 61
3.1 Методика экспериментального исследования 61
3.2 Экспериментальный стенд, измеряемые параметры и препарация объекта исследования 74
3.3 Обработка результатов эксперимента 76
3.4 Метрологическое обеспечение стенда и оценка погрешности средств измерения 78
Выводы по главе 86
ГЛАВА 4. Экспериментальное исследование аэродинамики отрывного диффузора 87
4.1 Влияние распределения расходов воздуха между кольцевыми каналами 87
4.2 Влияние осевого положения обтекаемой жаровой трубы по отношению к выходному сечению отрывного диффузора 98
4.3 Влияние степени раскрытия преддиффузора 104
4.4 Влияние числа Рейнольдса на характеристики отрывного диффузора 110
4.5 Математическая обработка результатов эксперимента и их анализ 110
Выводы по главе 112
глава 5. Трехмерное численное моделирование аэродинамики течения в отрывном диффузоре и методика его проектирование 114
5.1 Постановка задачи, математическая модель и граничные условия 114
5.2 Результаты трёхмерного численного моделирования течения в отрывном диффузоре 119
5.3 Анализ результатов расчета и их верификация по экспериментальным данным 121
5.4 Методики проектирование отравного диффузора 122
Выводы по главе 127
Заключение 127
Список использованных источников
- Типы диффузоров КС и их характеристики
- Результаты двухмерного численного моделирования течения в отрывном диффузоре
- Экспериментальный стенд, измеряемые параметры и препарация объекта исследования
- Влияние осевого положения обтекаемой жаровой трубы по отношению к выходному сечению отрывного диффузора
Введение к работе
Газотурбинные двигатели в течение многих десятилетий являются основными силовыми установками в авиации. В последнее время они находят все большее применение в качестве силовых установок на судах и тепловозах, грузовых автомашинах, автобусах, танках и т.д. Все шире газотурбинные установки используются для привода газоперекачивающих агрегатов (ГПА) энергоустановок. Это привело к тому, что производство газотурбинных двигателей стало одной из ведущих отраслей индустриально развитых стран мира. Не стоит большого труда заметить рост важности этой отрасли в наиболее промышленно-значимых, а так же развивающихся странах мира.
Организация рабочего процесса КС существенно отличается от других топливо сжигающих устройств, применяемых в технике. Важными требованиями, предъявляемыми к камерам сгорания ГТД любого класса, являются высокая полнота сгорания, низкий уровень гидравлических потерь, обеспечение заданных профилей распределения параметров потока на выходе.
Для снижения скорости воздуха после компрессора в большинстве современных камер сгорания используется отрывной диффузор, который состоит из плавно расширяющегося преддиффузора с углом раскрытия до 12 и следующего за ним внезапного расширения [1,3,4,30]. Процесс преобразования кинетической энергии потока в потенциальную энергию давления в диффузоре связан с ростом энтропии за счет диссипации части энергии, вызванной различными факторами (потери на трение, вихреобразование, отрыв потока), а любые потери полного давления в диффузоре - это увеличение гидравлического сопротивления камеры сгорания. Течение в диффузоре неустойчиво, так как в связи с противоположным направлением действия сил давления и инерции происходит быстрое нарастание толщины пограничного слоя, что приводит к раннему отрыву потока и образованию зон с возвратным течением у одной или обеих стенок [22, 32, 33]. Этот процесс сопровождается
резким увеличением потерь полного давления. Кроме того, поле скорости за диффузором в этом случае становится существенно неравномерным, что усложняет обеспечение надежного охлаждения стенок жаровой трубы и требуемого поля температур перед турбиной [10,36].
Оптимизация конструкции отрывного диффузора камеры сгорания возможна, если известна информация о совместном влиянии основных режимных и геометрических параметров (степени расширения преддиффузора, положения жаровой трубы, распределения расходов воздуха между кольцевыми каналами) на эффективность диффузора и камеры сгорания. Аналитическое решение задачи в каналах сложной геометрии сопряжено со значительными трудностями. В связи с этим, получить необходимую информацию о причинно-следственных взаимосвязях течения с выбранным режимом и конкретной геометрией можно двумя методами - численным решением задачи с использованием имеющихся пакетов прикладных программ и постановкой тщательно спланированного многофакторного эксперимента. Такой комплексный подход позволит получить необходимые данные для верификации численных методов и даст возможность разработки адекватной математической модели отрывного диффузора.
Обозначенные проблемы послужили толчком к переосмыслению роли диффузора в рабочем процессе современной камеры сгорания. В результате чего, все больше внимания уделяется вопросам оптимизации этого узла, поиску путей повышения его эффективности и разработке методик проектирования. В настоящее время методика проектирования отрывных диффузоров не разработана вследствие отсутствия экспериментальных данных по влиянию различных режимных и геометрических параметров на их эффективность [20, 27—29,30]. Для разрешения указанных проблем требуется проведение исследований, направленных на выявление определяющих факторов и их совместного влияния на газодинамические параметры отрывного диффузора. Необходимо получить критериальные уравнения, позволяющие оценить
влияние геометрических и режимных факторов на эффективность такого диффузора. Выбранная тема, направленная на совершенствование рабочего процесса современных авиационных двигателей за счет оптимизации аэродинамики проточной части камеры сгорания достаточно актуальна и перспективна. Сокращение длины КС, а, следовательно, и веса, снижение потерь в КС и обеспечение требуемых полей распределения параметров пред турбиной - факторы, способствующие созданию техники последующих поколений.
Методы исследований
Для решения постановленных задач использованы теоретические методы расчета геометрии отрывного кольцевого диффузора, методы численного моделирования турбулентных течений, статистического анализа, экспериментальные исследования на газодинамическом стенде.
Достоверность и обоснованность полученных результатов
Достоверность и обоснованность полученных результатов достигается корректным применением соответствующих математических положений и законов и обеспечивается корректным выбором методики проведения эксперимента, применением измерительных приборов с необходимой калибровкой и поверкой метрологического оборудования. Достоверность результатов подтверждается удовлетворительным совпадением данных численных расчетов с результатами опытных исследований, а так же совпадением при сравнении с данными, полученными другими исследователями.
10 На защиту выносятся:
Результаты численных и экспериментальных исследований;
Критериальная модель расчета отрывного кольцевого диффузора;
Методика проектировочного расчета геометрии отрывного кольцевого диффузора.
Научная новизна работы:
Проведено комплексное численное и опытное исследование аэродинамики отрывного кольцевого диффузора КС ГТД, позволившее отработать геометрию канала по минимуму гидравлических потерь и создана критериальная математическая модель расчета геометрии отрывного кольцевого диффузора, погрешность расчета потерь полного давления по которой не превышает 2,7%, а восстановление статического давления 3,5% соответственно.
Практическая ценность
Экспериментальные данные и созданная математическая модель для исследования характеристик отрывного диффузора позволяет сократить время разработки и доводки энергетических установок, с кольцевыми камерами сгорания. Полученные результаты могут быть использованы в процессе проектирование отрывных кольцевых диффузоров и их доводки с минимизации гидравлических потерь.
Типы диффузоров КС и их характеристики
Любой процесс преобразования энергии связан с ростом энтропии за счет диссипации части энергии, вызванной различными факторами: потери на трение (путевые потери), вихреобразование, отрыв потока. При течении потока газа по осесимметричному каналу диффузора суммарные потери складываются из потерь на трение и на отрыв пограничного слоя [1] (рис. 1.1). С уменьшением угла раскрытия диффузора возрастает длина промежуточного канала между компрессором и камерой сгорания, что обуславливает увеличение осевого габарита двигателя в целом и приводит к росту путевых потерь. С ростом угла раскрытия связан другой негативный момент - увеличение доли потерь, связанных с отрывом потока. Для любой заданной степени расширения проходного сечения диффузорного канала существует оптимальное значение угла раскрытия, при котором обеспечивается минимум потерь давления.
Значения этого угла по данным [1] находится в диапазоне 7 20 12. В авиационных двигателях, где осевые габариты и масса должны быть по возможности минимальны желательно угол раскрытия 29 принимать максимально допустимым, выбирая оптимальную конструкцию диффузора на основе технико-экономического компромисса между длиной и потерями давления. Если подходить к проблеме с позиций конструктора, то оптимальным будет диффузор, обеспечивающий требуемое снижение скорости на минимальной длине при минимуме потерь полного давления, равномерных полях параметров и устойчивом течении на выходе из диффузора.
Форму проточной части канала обычно принято оценивать тремя геометрическими параметрами (рис. 1.2) [1,30, 31, 32, 33, 34].
Основным, из которых является степень раскрытия диффузора равна отношению площадей проходных сечений на выходе и входе: вых вх n=F /F . (1.1) Относительное изменение проходного сечения канала определяет темп снижения осевой расходной компоненты скорости потока.
Не менее важной характеристикой является и безразмерная длина диффузора, определяемая как отношение длины образующей стенки или осевого расстояния L к ширине диффузора hex. или
Третий параметр - угол раскрытия диффузора (20) неразрывно связан с первыми двумя зависимостями, вид которых зависит от типа диффузора (плоский, конический или кольцевой) [1].
Наиболее полно оценить эффективность работы диффузора можно по [30,31, 32, 33, 34, 35, 36] коэффициенту относительных потерь полного давления, коэффициенту гидравлических потерь и коэффициенту восстановления статического давления.
Часто требуется восстановить максимально возможное статическое давление при минимальной длине диффузора даже за счет больших потерь энергии в нем [31, 32, 33]. Коэффициент восстановления статического давления показывает, какая часть входного скоростного напора была преобразована в статическое давление при прохождении через диффузор:
Гидравлические характеристики камер сгорания изучались специалистами авиационных фирм и учеными непосредственно в процессе совершенствования авиационных и наземных газотурбинных двигателей [1,4,6,7,8,9]. Исследования проводились аналитическими [8,9] и экспериментальными [6,7,10,11-23,25,26-29] методами. Наиболее полное первое систематическое исследование структуры течения было выполнено в работе [6].
При неизменных характеристиках потока на входе, длины стенки и высоты узкого сечения (горла диффузора) с увеличением угла раскрытия плоского диффузора наблюдалась смена режимов течения в канале, которые были обобщены авторами работы [6] (рис. 1.3).
Кляйн с соавторами [6] отмечает наличие четырех наиболее характерных режимов: - плавное безотрывное течение при отсутствии застойных областей (а); - режим течения с наличием существенных пульсаций параметров. Наблюдаются значительная нестабильная застойная зона с изменяющимися во времени положением и размерами области отрыва потока (б); - наличие полностью развитой застойной области, занимающей значительную область диффузора, с циркуляционным течением в виде треугольной зоны. Основной поток, примыкающий к одной из стенок диффузора, стационарен и носит плавный характер (в);
Результаты двухмерного численного моделирования течения в отрывном диффузоре
Распределение статического и полного давления при различного коэффициента отношения расходов S на базовом режиме (D= 1.518, F= 1,67 и 77 = 1,48) представлены на рис. 2.2-2.6. Результаты расчета показали, что в области внезапного расширения генерируются две вихревые зоны. Размер этих зон практически не зависит от распределения расходов воздуха. Как видно из распределений полного давления, наибольшие потери сосредоточены в вихревых зонах. С ростом доли воздуха, идущего по наружному каналу, происходит уменьшение потерь полного давления.
На распределение статического давления по поверхности обтекателя жаровой трубы заметное влияние оказывает распределение расходов воздуха между внутренним и наружным кольцевыми каналами. С ростом доли воздуха, идущего через кольцевой канал уменьшается статическое давление на поверхности обтекателя жаровой трубы со стороны соответствующего канала, т.к. с ростом расхода в канале возрастает скорость потока и, как следствие, уменьшается его статическое давление.
Распределение статического и полного давления при различного осевого размера зоны внезапного расширения D при п = 148, F = 1,67 и S =1,5 представлены на рис. 2.7—2.10. Результаты расчета показали, что доминирующие влияние на течение в отрывном диффузоре оказывают два вихря, формирующиеся при внезапном расширении потока. Размер этих вихрей определяет долю воздуха, участвующую в их вращательном движении.
Размер вихревых зон возрастает с увеличением зоны внезапного расширения и наоборот. Кроме того, сокращение расстояния между преддиффузором и обтекателем жаровой трубы приводит к значительному ускорению и повороту потока в области внезапного расширения, в результате чего распределение статического давления по поверхности жаровой трубы становится неравномерным, с ярко выраженными зонами пониженного статического давления. Этот факт носит неблагоприятный характер ля организации симметричного и равномерного проникновения струй вторичного воздуха внутрь жаровой трубы.
Из представленных распределений полного и статического давлений видно, что режимы с Я=1,6 и п=1,7 соответствуют наиболее симметричному распределению статического давления по обтекателю жаровой трубы.
Выводы по главе
1. Результаты расчета показали, что доминирующие влияние на течение в отрывном диффузоре оказывают два вихря, формирующиеся при внезапном расширении потока. Размер этих зон практически не зависит от распределения расходов воздуха. Любое изменение положения жаровой трубы приводит к изменению размеров вихрей и их интенсивности. Небольшая длина области внезапного расширения () 1) позволяет уменьшить размер этих вихрей, а, соответственно, и потери на вихреобразование, но приводит к-увеличению потерь при повороте потока и обтекании жаровой трубы, в результате чего суммарные потери возрастут. Увеличение осевого размера зоны внезапного расширения (Z) 2), приводит к росту суммарных потерь, несмотря на уменьшение потерь вызванных обтеканием жаровой трубы, вследствие генерации крупных вихрей, которые растягиваются вниз по потоку и проникают в кольцевые каналы. Аналогичным образом происходит изменение вихревых областей в случае радиального смещения жаровой трубы.
Экспериментальный стенд, измеряемые параметры и препарация объекта исследования
Для расчета коэффициентов потерь полного давления, проводилось осреднение измеренных параметров. В соответствии с рекомендациями [19, 69, 87], для вычисления потерь в потоке газа без энергообмена, осреднение необходимо производить из условия равенства в исходном и осредненном потоках величин расхода, полной энтальпии и энтропии. В этом случае, осредненное значение полного давления для каждого сечения рассчитывалось по формуле [45, 101]
В выражениях (3.11) и (3.12) интегрирование по площади заменялось суммированием. Для этого поперечное сечение канала разбивалось на пять площадей, таким образом, чтобы в центре каждой из них находилась трубка приема полного давления гребёнки. Тогда формулы (3.11) и (3.12) могут быть приписаны в виде: Расход воздуха на входе и выходе из модели определялся интегрированием профиля скорости в рассматриваемом сечении [70, 71]:
Коэффициент отношения расходов в наружном и внутреннем канале рассчитывался по формуле [35]: EpHi-VHi-FHi
Поскольку в ходе эксперимента температура воздуха равна комнатной, а коэффициент скорости А- 0,25, то его сжимаемостью можно пренебречь, а плотность воздуха можно считать постоянной и тогда выражение для отношения расходов примет вид:
Затем определялись коэффициенты относительных потерь полного давления, восстановления статического давления и гидравлических потерь по формулам (3.1), (3.2) и (3.3). Толщина пограничного слоя на входе оценивалась по измеренному профилю скорости [100, 103]. За границу погранслоя принималась точка, в которой скорость потока равна 0,99Voo. Далее определялась толщина вытеснения и толщина потери импульса по формулам
Измерение давлений гребенками осуществлялось в трех сечениях, одно расположено посередине модели, а два других на расстоянии ±15 от среднего сечения (рис. 3.5). Приемные трубки гребёнок выполнены из нержавеющей стали 12Х18Н10Т. Наружный диаметр трубки равнялся 1 мм, а диаметр приемного отверстия - 0,6 мм (рис.3.5). Носики трубок выполнены в соответствии с рекомендациями [70, 71]. Тарировка изготовленных гребенок была выполнена в однородном потоке воздуха, генерируемого аэродинамической трубой, путем сравнения показаний с эталонной трубкой Пито. В ходе тарировки отклонений показаний гребёнок выявлено не было, а их нечувствительность к углу поворота составила ±15.
Замеры статического давления на стенках жаровой трубы и наружного кожуха камеры сгорания производились в тех же сечениях, в которых располагались гребёнки. Исключение составляют замеры статического давления на стенках преддиффузора, у которых для предотвращения влияния возмущений потока, вносимых гребенками, на замеры давления дренажные отверстия смещены вбок на 3 от места расположения гребенок.
Для замера статического давления перпендикулярно к стенкам модели, выполнены отверстия диаметром 0,5 мм. Погрешность определения статического давления при помощи таких отверстий при скорости движения потока, соответствующей М 0,4 не превышала 0,2% от динамического напора. Отверстия выполнены в соответствии со следующими рекомендациями [102, 103]: - длина приёмного отверстия превышала его диаметр более чем в 3 раза; - неперпендикулярность оси приёмного отверстия к поверхности составляла менее 5; - кромки приёмных отверстий, обращенные к потоку, не имели заусенцев; - параметр шероховатости поверхности вблизи приёмных отверстий не превышать значения Ra=2,5, что достигалось путем тщательной обработки поверхности.
Для определения толщины пограничного слоя на входе, использовался зонд, приемная часть которого представляла собой сплюснутую медицинскую иглу (рис. 3.6), что позволило уменьшить минимальную координату над стенкой и смещение эффективного центра отверстия от геометрической оси.
В качестве вторичных измерительных приборов для регистрации давления использовались четыре батарейных манометра на 25 трубок каждый, рабочей жидкостью в которых был спирт, подкрашенный в красный цвет (рис.3.7). Отсчет по миллиметровой шкале производился с точностью до ±0,5мм. При измерении малых давлений, два манометра имели возможность изменять угол наклона относительно горизонта, что позволяло снизить погрешность, а при расчетах вводился дополнительный коэффициент равный синусу угла наклона:
При измерении полного напора очень малыми насадками в пограничном слое на их показания может существенно повлиять вязкость потока. На рис. 3.8 представлены зависимости погрешности измерения скоростного напора, обусловленные влиянием вязкости потока, в функции числа Рейнольдса, подсчитанному по внутреннему диаметру трубки или высоте в слуае сплюснутого насадка.
Влияние осевого положения обтекаемой жаровой трубы по отношению к выходному сечению отрывного диффузора
Зависимости коэффициента относительных потерь полного давления о" от относительного осевого размера зоны внезапного расширения D для различных радиальных положений жаровой трубы F и степени расширения преддиффузора п представлены на рисунках 4.25 - 4.29. Из анализа этих графиков следует что зависимости a (D) меняются с изменением D и п. Наиболее сильно изменяются зависимости при п = 1.7 и F = 3,79, соответствующие предельным положением жаровой трубы.
Коэффициент гидравлических потерь значительно возрастает при сокращении расстояния между выходом из преддиффузора и обтекателем (область D 1,15), что связано с уменьшением области внезапного расширения и увеличением потерь на поворот потока вокруг жаровой трубы. Увеличение этого расстояния (область D 2) приводит к незначительному повышению потерь, вследствие возрастания размеров вихрей, расположенных в области внезапного расширения и массы газа, вовлеченного в их движение.
Наименьшие потери для всех значений F достигаются при 1,15 1,8,в этой области потери практически не зависят от осевого положения жаровой трубы. Для 5 = 1,15 наименьшие потери достигаются при F = 1,61, а для 5 = 1,5 при F = l,12. Как видно из графиков, наиболее оптимальные режимы по величине потерь и коэффициенту восстановлершя статического давления наблюдаются при F = 1,12, 5 = 1,5, 5 = 0,777 и /3 = 1,52.
Анализ данных опыта позволяет сделать вывод о том, что максимальные значения коэффициента относительных потерь полного давления а (т. е наименьшие потери) практически для всех радиальных положений жаровой трубы F и степени расширения преддиффузора п достигаются в пределах 1,15 D 1,89. В этой области потери практически не завесят от относительного осевого размера зоны внезапного расширения. Исключением из выше отмеченного является режим 77=1.8, для которого наименьшие потери для трёх радиальных положений жаровой трубы (F = 0,7; F=l,12; F = 1,67) достигаются при D = 1,15. В области 1,15 D 1,89 наименьшие потери для 77 = 1.48 достигается при F = 1,12 для других п при F = 1,67.
Зависимости коэффициента восстановления статического давления Ср от относительного осевого размера зоны внезапного расширения D для различных радиальных положений жаровой трубы F и степени расширения преддиффузора п представлены на рисунках 4.30 - 4.34. Из анализа этих графиков следует, что максимальные значения коэффициента восстановления статического давления Ср для практически всех радиальных положений жаровой трубы F и степени расширения преддиффузора п достигаются в пределах 1,15 D 1,89. В этой области Ср тоже практически не завесит от D . Исключением является режим л = 1.8 для которых максимальные значения коэффициента восстановления статического давления Ср для трёх радиальных положений жаровой трубы (F=0,7; F -1,12; и F = 1,67) достигаются при D = 0,77. Наибольшие значения коэффициента восстановления статического давления Ср наблюдается в области 1,15 D 1,89 и для всех степени расширения преддиффузора п они достигаются при F -2,48.
Из анализа этих графиков видно, что для трёх степенях расширении преддиффузора (77 = 1.48; /7 = 1,55 и 77=1,6) коэффициент гидравлических потерь , значительно возрастает при сокращении расстоянии между выходом из преддиффузора и обтекателем жаровой трубы (область D 1,15) для всех радиальных положений жаровой трубы F. Это связано с увеличением потерь на поворот потока вокруг жаровой трубы. Увеличение D (область D 2) приводит к незначительному повышению потерь вследствие возрастания размеров вихрей. Наименьшие потери для всех радиальных положений жаровой трубы F и для трёх степени расширения преддиффузора (77 = 1.48; п =1,55 и 77 = 1,6) достигается в области 1,15 D 1,89. В этой области потери практически не зависят от относительного осевого размера зоны внезапного расширения D. Исключением из выше сказанного являются режимы 77 = 1.7 и 77 = 1,8, для которых наименьшие потери для двух радиальных положений жаровой трубы (F=0,7 и F = 1,12) достигаются при D = 0,777. Для других радиальных положений жаровой трубы (F = 1,67; F = 2,48 и F = 3,79) характер зависимости ; от D одинаково, как и для 77= 1,48; 1,55 и 1,6.
