Содержание к диссертации
Введение
1 Повышение полноты выгорания топлива в камерах сгорания и горелочных модулях. анализ проблемы. постановка задач исследований 10
1.1 Полнота сгорания. Механизмы возникновения неполного сгорания топлива 10
1.2 Химическая неполнота сгорания топлива. Образование СХНУ и СО при сжигании углеводородного топлива 13
1.3 Результаты экспериментальных исследований сгорания топлива в потоке 19
1.4 Методы аналитического расчета полноты сгорания топлива 27
1.5 Способы организации низкоэмиссионного горения в камерах сгорания и горелочных устройствах 41
Выводы по главе 44
2 Численное моделирование процесса выгорания топлива в потоке 45
2.1 Постановка задач исследования. Методика численного моделирования 45
2.2 Исследование выгорания предварительно подготовленной топливовоздушной смеси 48
2.3 Численное моделирование диффузионного горения топлива 58
Выводы по главе 69
3 Экспериментальное исследование горения топлива в камерах сгорания и горел очных модулях 70
3.1 Методика эксперимента и стенд ее реализации 70
3.2 Метрологическое обеспечение и оценка погрешностей эксперимента 73
3.3 Методика приведения концентраций компонентов продуктов сгорания к стандартному содержанию кислорода 77
3.4 Математическое планирование эксперимента 77
3.5 Экспериментальное исследование рабочего процесса поточной камеры сгорания
3.6 Экспериментальное исследование рабочего процесса диффузионного горелочного модуля с прямоточным слоем смешения... 90
3.7 Экспериментальное исследование рабочего процесса индивидуальной камеры сгорания 95
Выводы по главе 100
4 Методика расчета кривой выгорания в камерах сгорания и горелочных модулях 101
4.1 Уточнение методики расчета процесса выгорания топлива 101
4.2 Примеры расчета процесса выгорания в устройствах энергетического назначения 106
Выводы по главе 111
Заключение 112
Список сокращений и условных обозначений 113
Список литературы
- Химическая неполнота сгорания топлива. Образование СХНУ и СО при сжигании углеводородного топлива
- Исследование выгорания предварительно подготовленной топливовоздушной смеси
- Экспериментальное исследование рабочего процесса поточной камеры сгорания
- Примеры расчета процесса выгорания в устройствах энергетического назначения
Введение к работе
Актуальность работы.
Важной задачей на стадии проектирования камер сгорания и горелочных модулей является расчёт основных термогазодинамических параметров, к числу которых относятся среднемассовая температура в зоне горения и полнота сгорания топлива. Величина последней неразрывно связана с величинами эмиссии монооксида углерода и несгоревших углеводородов. Наличие их в продуктах сгорания обостряет проблему соответствия камеры требованиям по эмиссионным выбросам, предъявляемым международными и российскими нормами. Как правило, эта проблема решается на стадии опытной доводки камеры, но постоянное ужесточение норм по эмиссии определяет актуальность мероприятий по повышению полноты сгорания, что обуславливает необходимость создания новых и уточнения существующих методов прогнозирования кривой выгорания.
Степень разработанности темы исследования.
Большинство применяемых на практике методов расчёта камер сгорания основано на использовании балансовых соотношений для энергии, массы и зачастую не позволяет учесть влияние геометрии проточной части на процессы газодинамики, тепломассообмена и горения. Это связано с нелинейной взаимосвязью комплекса аэротермохимических процессов, протекающих в зоне горения, и сложностью их описания с помощью упрощённых физико-математических моделей, не всегда дающих адекватные результаты. По этой причине применяемые на практике методики расчёта характеристик камер сгорания стали глубоко индивидуальными и насыщенными большим количеством опытных данных, часто полученных для геометрически подобных камер, что существенно затрудняет их применение при создании камер сгорания перспективных двигателей с использованием новых схем организации процесса горения. Попытки создания обобщающих методик расчета полноты сгорания в доступной литературе встречаются крайне редко.
Цель диссертационной работы состоит в уточнении метода расчета полноты сгорания топлива в камерах сгорания газотурбинных двигателей и горелочных устройствах на основе подхода к прогнозированию кривой выгорания, учитывающего вид сжигаемого топлива и схему организации процесса горения, обеспечивающего необходимую степень точности и позволяющего выполнять проектировочные расчеты с сокращением их сроков.
Для достижения поставленной цели необходимо решить ряд задач:
- выполнить анализ существующих методов расчета полноты сгорания топлива в камерах сгорания ГТД и горелочных устройствах, оценить условия и границы их применимости, определить недостатки и проблемы, возникающие при их использовании;
провести численные исследования рабочего процесса камер сгорания и горелочных модулей, реализующих распространенные на практике схемы организации процесса горения, выявить и оценить геометрические и термогазодинамические параметры, оказывающие определяющее влияние на полноту сгорания топлива;
выполнить экспериментальные исследования камер сгорания и горелочных модулей, определить эмиссионные характеристики, полноту сгорания топлива, среднемассовую температуру и протяженность зоны горения;
на основе полученных результатов и существующих методов расчета горения разработать уточненную методику расчета полноты сгорания топлива и построения кривой выгорания для камер сгорания и горелочных модулей с учетом влияния геометрических и аэротермохимических факторов;
провести верификацию уточненной методики расчета по результатам экспериментальных исследований процесса выгорания топлива в камерах сгорания различного назначения;
по результатам верификации методики расчета, на основе проведенных экспериментальных исследований и существующих расчетных зависимостей, определить границы применимости уточненной модели выгорания топлива.
Научная новизна работы.
на основе теоретических и экспериментальных исследований определен эффект влияния диффузионной и кинетической схем организации горения, геометрических и термогазодинамических входных параметров, коэффициента избытка воздуха на характер изменения полноты сгорания топлива по длине огневой камеры, выраженный в виде полученных и уточненных математических зависимостей;
разработанный метод прогнозирования полноты сгорания позволил получить рекомендации и выражения для выбора объема зоны горения камер сгорания и горелочных модулей, режимов по номинальной тепловой мощности и коэффициенту избытка воздуха, обеспечивающие достижение требуемой степени преобразования энергии при горении и эмиссии несгоревших углеводородов при сокращении массогабаритных характеристик.
Теоретическая и практическая значимость.
Уточненная методика расчета позволяет на стадии проектирования и опытной доводки камер сгорания и горелочных модулей осуществлять расчет полноты сгорания топлива и температуры по объему зоны горения, проектировать расположение отверстий для формирования вторичной зоны горения в камерах сгорания двигателей, выполнять расчет кривой выгорания на режимах переменной тепловой мощности, проводить аналитические расчеты, связанные с конверсией авиационной и наземной техники и «двойными» технологиями.
Методология и методы исследования.
Для решения поставленных задач использованы: аналитические методы на базе основополагающих законов газовой динамики, термодинамики, теории подобия и размерностей, методы планирования, постановки и статистической обработки теплофизического эксперимента, методы численного моделирования турбулентных течений с горением.
Положения, выносимые на защиту:
результаты численного моделирования рабочего процесса поточной камеры сгорания и диффузионного горелочного модуля;
экспериментальные данные по исследованию выгорания топлива в камерах сгорания и горелочных модулях;
уточненная методика расчета полноты сгорания топлива по длине зоны горения;
результаты расчета процесса выгорания топлива в камерах сгорания и горе- лочных модулях по уточненной методике.
Степень достоверности и апробация результатов.
Достоверность научных положений обеспечивается использованием основополагающих законов термогазодинамики, положений теории подобия и размерностей, статистической обработкой полученных опытных данных, применением метрологического оборудования, прошедшего необходимую проверку и подтверждается соответствием расчетных и опытных данных, а также совпадением с результатами работ других авторов.
Основные результаты выполненных исследований докладывались на конференциях: I Международная научно-техническая конференция, посвященная 70- летию основателя Рыбинской школы теплофизиков, доктора технических наук, профессора Пиралишвили Ш.А., Рыбинск, 2009 г.; Пятая Российская Национальная Конференция по Теплообмену, Москва, 2010 г.; XVII, XVIII и XIX Школа- семинар молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях», Жуковский, 2009 г., Звенигород, 2011 г., Орехово-Зуево, 2013 г.; Международная научная школа «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических технологиях», Москва, 2011; Четвертая международная конференция "Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках", Москва, 2011 г.
По материалам диссертации опубликовано 16 печатных работ, из них 3 статьи в изданиях утверждённых ВАК.
Диссертация содержит 125 стр. машинописного текста, 85 рисунков и состоит из введения, 4-х глав, заключения, списка литературы из 106 наименований.
Химическая неполнота сгорания топлива. Образование СХНУ и СО при сжигании углеводородного топлива
Направление реакции, по которому будет происходить дальнейшее превращение углеводородного радикала, зависит от температуры, давления, стехиометрии и, в некоторой степени, от состава топлива.
При повышенных температурах (Г 1000 К) механизм горения несколько отличен, вследствие уменьшения роли многих промежуточных реакций и основными центрами цепей являются ионы Н, О и ОН.
В камерах сгорания и горелочных модулях решение проблемы эмиссии СО и СхНу осуществляется путём эффективного перемешивания топливовоздушной смеси, и высокие значения полноты сгорания топлива достигались при небольших количествах избыточного воздуха в зоне горения.
Многочисленные исследования [1, 3, 4, 17, 23, 26] показывают, что обеспечение отмеченных условий в зоне горения приводит к повышению среднемассовой температуры газов, что, в свою очередь, обуславливает высокий уровень эмиссии таких загрязняющих атмосферу веществ, как оксиды азота NOx. Это привело к использованию смесей, далёких по своему составу от стехиометрических, что, в свою очередь, не только определило снижение температуры горения и эмиссии NOx, но и обострило проблему обеспечения высокой полноты сгорания топлива и снижения выбросов СО. Выполнение требований по образованию углеводородов и оксидов азота может быть достигнуто лишь благодаря тщательному контролю над перемешиванием, временем пребывания и распределением температуры в зоне реакции.
Расчёт содержания углеводородных соединений в выхлопных газах и полноты выгорания топлива имеет большое значение для практики проектирования камер сгорания и горелочных устройств. Однако, сложность и неопределённость механизмов окисления углеводородов, отмеченные выше, затрудняют выполнение подобного расчётного анализа и приводят к необходимости использования упрощённых моделей. Подобная оценка процесса горения топлива не всегда является удовлетворительной, и может быть применена лишь при более подробном рассмотрении влияния химической кинетики на рассчитываемые параметры.
Как было отмечено выше, эффективность сжигания топлива в горелочных модулях и камерах сгорания определяется комплексом химических и термогазодинамических параметров. Их влияние на полноту сгорания топлива исследовалось многими учеными [2, 3, 8, 9, 27, 28, 87-100].
К числу термогазодинамических параметров, представляющих наибольший интерес для практики проектирования камер сгорания авиационных двигателей и энергоустановок следует отнести давление и температуру в зоне горения, коэффициент избытка воздуха и равномерность его распределения в жаровой трубе, начальные температуры и время пребывания горючих компонентов в зоне горения, приведенную скорость воздушного потока за компрессором.
На рисунке 1.4 показана зависимость изменения максимальной скорости горения метановоздушной смеси от давления, полученная опытным путем [27]. 1
Здесь к = pjp - отношение давления в камере сгорания к стандартному атмосферному давлению. Видно, что с увеличением давления в зоне горения максимальная скорость окислительно-восстановительных реакций возрастает и при значении л- = 90 более чем в десять раз превышает скорость горения метана в воздухе при атмосферном давлении [28, 87-91]. Очевидно, что при расчете выгорания метана с учетом сохранения геометрического подобия реакционного объема и режима работы камеры сгорания (времени пребывания смеси в зоне горения) величина Umax прямопропорциональна полноте сгорания топлива.
Несколько иная картина наблюдается при анализе влияния полного давления в камере сгорания на линейную скорость горения. В литературе [3, 8] широко распространена зависимость скорости химической реакции от давления и - = р \ (1.10) Р где v - порядок реакции, являющийся показателем степени при концентрации вещества в кинетическом уравнении реакции. Для бимолекулярных реакций при (v = 2) линейная скорость горения не зависит от р, для мономолекулярных реакций (v= 1) зависимость носит убывающий характер, для тримолекулярных (v = 3) - возрастающий. Учитывая, что процесс распространения пламени представляет собой произвольную совокупность бимолекулярных реакций [8, 15] изменение давления может влиять на скорость горения лишь косвенным образом, через температуру горючей смеси. Это связано с диссоциацией продуктов сгорания, наиболее существенной в пламенах с высокой адиабатной температурой горения. Диссоциация уменьшается с повышением давления, так как протекает с увеличением числа молекул в системе. Обобщение опытных данных по влиянию давления на линейную скорость горения для различных углеводородных топлив представлено на рисунке 1.5.
Видно, что для медленно реагирующих топливных смесей (S 0,5 м/с) увеличение давления приводит к снижению скорости распространения пламени, и, наоборот, при достаточно больших скоростях горения с увеличением давления наблюдается ускорение окислительных реакций [3,8].
Исследование выгорания предварительно подготовленной топливовоздушной смеси
В предыдущей главе показано, что процесс сжигания топлива в камерах сгорания авиационных двигателей характеризуется комплексом аэротермохимических параметров, определяющих величину полноты сгорания и эффективность процесса в целом. Это означает, что существует большое количество режимов работы камеры, определяемых различными сочетаниями отмеченных параметров, экспериментальное исследование которых зачастую сопряжено со значительными трудностями и неприемлемыми затратами времени. Последнее обуславливает необходимость проведения предварительных численных расчетов, позволяющих определить характерные режимы работы камеры сгорания с целью последующей их экспериментальной отработки.
Кроме того, важной особенностью рабочего процесса является схема смешения топлива и окислителя, реализуемая рассматриваемой камерой сгорания. В большинстве современных камер сгорания и горелочных модулей имеют место две основные схемы организации процесса горения: диффузионная -характеризующаяся раздельной подачей топлива и окислителя и их последующим смешением в зоне горения, и кинетическая - основанная на полном предварительном смешении и испарении горючих компонентов с последующим сжиганием гомогенной смеси.
Отмеченные моменты определяют необходимость проведения численного моделирования в несколько этапов: 1) Исследование выгорания гомогенной топливовоздушной смеси; 2) Численное моделирование диффузионного горения топлива в воздушной среде; Для описания процесса течения в расчетной области используется система осреднённых по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса, включающая в себя законы сохранения массы, количества движения и энергии [54-56]: dt dXj где p - плотность, Uj - компоненты скорости, p - давление, Qj - тепловой поток, H - полная энтальпия, h - статическая энтальпия, к - турбулентная кинетическая энергия, ту - тензор вязких напряжений, ц - динамическая вязкость, X. -теплопроводность.
Система уравнений замыкается уравнением состояния, которое для идеального газа имеет вид Р = pRT. (2.2) Зависимость динамической вязкости от температуры учитывается формулой Сазерленда: т У2 т0 + s VToJ (2.3) T + S где ц0 и То вязкость и температура при нормальных атмосферных условиях, a. S -константа Сазерленда, принимающая различные значения для разных газов.
Для описания режима течения в расчетной области используется несколько моделей турбулентности.
Модель турбулентности к-є хорошо предсказывает течение в основном потоке, но дает существенные погрешности в пристеночной области. Это связано с тем, что уравнение переноса скорости диссипации е непригодно внутри вязкого подслоя без использования специальных демпфирующих или пристеночных функций, что приводит к погрешности в определении характеристик пограничного слоя и некорректному описанию отрывных течений.
В отличие от к-е модели турбулентности, модель к-со хорошо описывает течение жидкости в пограничном слое. Существенным недостатком такой модели является её сильная чувствительность к условиям свободного потока. Это проявляется в том, что даже незначительное изменение граничных условий приводит к существенным погрешностям уравнения переноса со в свободном потоке.
На базе двух описанных выше моделей создана модель турбулентности SST. Высокая эффективность этой гибридной модели обусловлена использованием в пристеночной области к-со модели, изначально ориентированной на разрешение мелкомасштабной турбулентности, а в основном потоке - k-є модели, предназначенной для описания крупномасштабных когерентных структур.
Таким образом, использование модели SST является оптимальным при моделировании течения вязкой жидкости с использованием системы уравнений Рейнольдса [104].
Превращения веществ, имеющие место при протекании химических реакций, описываются уравнением материального баланса в виде: І А- ;Е А (2.4) к=\ к=1 В случае суммарной реакции окисления метана СН4 + 2 Э2 = С02 + 2Н20 коэффициенты в выражении (2.4) будут S}= СН4, S2=202, s3=co2, S4=H20, vj = 1, v 2 = 2, v 3 = 0, v 4 = 0, v"{ = 0, v"2 = 0, v] = 1, v"4 = 2. Порядок суммарной реакции определяется уравнением Аррениуса в форме Rk=Mk(v-v)ATbe f[q , (2.5) где А - предэкспоненциальный множитель, Ъ - показатель степени, Еа - энергия активации, С. - молярная концентрация, Мк - молекулярная масса компонента к.
Для описания турбулентных реагирующих потоков применяются модели EDMu FRC. Модель распада вихрей (Eddy Dissipation Model, EDM) используется при расчете турбулентных пламен предварительно перемешанных смесей и диффузионных пламен. В ее основе лижет предположение о том, что химические реакции очень быстро приводят реагирующую смесь к равновесному состоянию -другими словами, скорость химической реакции намного выше, чем скорость смешения горючего и окислителя.
Согласно этой модели для инициации процесса горения достаточно, чтобы горючее и окислитель находились в одном контрольном объеме. Рассматриваемая ситуация является одной из тех, когда возможно существование стабильного пламени. Модель EDM хорошо зарекомендовала себя при проектировании камер сгорания газовых турбин для прогнозирования распределения температуры внутри объема жаровой трубы и связанных с ней тепловых нагрузок.
К недостаткам модели распада вихрей можно отнести то, что она с недостаточной точностью имитирует процесс воспламенения смесей.
В противоположность неограниченно высоким скоростям («быстрая химия») модель Finite Rate Chemistry Model (FRC) учитывает следствия конечности скорости химических реакций. Она позволяет рассчитывать скорости реакций, описываемые молекулярным взаимодействием между компонентами жидкости.
На практике часто используется объединенная модель горения EDM and FRC. Расчеты показывают, что такая модель позволяет рассчитывать турбулентные потоки, в которых скорость химических реакций существенно меньше скорости перемешивания компонентов [57].
Экспериментальное исследование рабочего процесса поточной камеры сгорания
Таким образом, погрешность вычисления массового расхода, согласно приведенным зависимостям, будет равна 5G = ±3,54%.
Для измерения концентраций исходных веществ, продуктов полного и неполного сгорания топлива использовался газоаналитический комплекс TESTO-350 XL с высокотемпературным керамическим зондом. Анализатор позволяет измерять значения концентрации углеводородных соединений в диапазоне 0...4000 ррт с погрешностью не более ±0,4% от измеренного значения при Ссхну 400 ррт и не более ±10% от измеренного значения при Ссхну 400 ррт. Диапазон измерения концентрации монооксида углерода составляет 0... 10000 ррт с погрешностью не более ±10% от измеренного значения при С со 100 ррт, не более ±5% при 100 ррт Ссо 2000 ррт, не более ±10% при ССо 2001 ррт. Определение концентрации СОг осуществляется по измеренным значениям Со2, диапазон которых составляет 0...25% от общего объема пробы, погрешность измерения Со2 равна ±0,8% от измеренного значения.
Температура воздуха на входе в горелочное устройство (камеру сгорания) определялась при помощи хромель-копелевой термопары в защитном кожухе, установленной в трубопровод радиально. Приемник температуры соединялся со вторичным измерительным прибором, в качестве которого выбран двухканальный измеритель ТРМ 202, обеспечивающий значения основной погрешности измерения входного параметра не более ЬТрм = ±0,25%.
Учитывая, что температура сжатого воздуха превышала температуру окружающей среды не более чем на 10 К, а скорость течения воздуха по магистрали в месте измерений достаточно мала (М « 0,3), влияние сжимаемости газа и теплопроводности защитного кожуха на результат измерений пренебрежимо мало [63]. В этом случае величина абсолютной погрешности измерения температуры на входе в объект исследования рассчитывается по зависимости АТ = уІАТт2п + АТ рм, (3.10) где AT - абсолютная погрешность измерения температуры, АТтп - погрешность приемника температуры, АТтп - bfTmu, АТТрм - погрешность вторичного измерительного прибора, АТТРМ = Ьтрм Тти.
Измерения температуры в зоне горения проводились с помощью термопары платино-платинародиевого типа. Вследствие достаточно высоких значений измеряемой величины (Г 1500 К), при ее определении необходимо учитывать все виды погрешностей, возникающие при её измерении [64, 65].
Величина погрешности, возникающей вследствие теплового излучения от спая термопары, рассчитывается по выражению АТсп= (Г-ГфХ (3.11) где єот - коэффициент черноты рабочего спая, асп - коэффициент конвективной теплоотдачи от факела к спаю. Поскольку измерения проводятся на различных режимах работы камер сгорания, поверхность рабочего спая покрывается слоем сажи, что увеличивает коэффициент черноты спая до значения еся«1 и повышает погрешность измерения. Коэффициент теплоотдачи при обтекании потоком рабочего спая термопары, имеющего форму шара с диаметром dcn = 4 10"4 м, рассчитывается по зависимости aOT=V 216Re 62M- 0Л2) где Я„ - теплопроводность газа в точке измерения [66].
Для случая измерения в факеле продуктов сгорания можно принять следующие значения: и = 100м/с; рфк = 0,22 кг/м3; Тсп = 1800 К. Тогда, с учетом подставленных значений: АТса = 25 К . Для вычисления величины погрешности, возникающей в результате неполного торможения потока на поверхности рабочего спая датчика, воспользуемся выражением [65] АТ =!lziV . (3.13) ч Для неизолированных термоэлектродов при расположении термопары параллельно потоку =0,86+0,09 [67]. При принятых значениях скорости и плотности потока, температуры спая, ATV = 9 К.
Поскольку рабочий спай вынесен от датчика на расстояние 610"3 м, что составляет 15 диаметров термоэлектродных проводов, то в соответствии с рекомендациями [65], погрешностью за счёт утечек тепла по термоэлектродам по сравнению с погрешностями, обусловленными неполным торможением потока и теплообменом излучением можно пренебречь.
С учётом рассчитанных величин погрешностей калибровки и погрешностей, обусловленных подключением термопары в схему измерений, случайная ошибка измерения температуры составила ± 4 К, а уровень методической погрешности составлял величину 34 К. При этом большим значениям методической погрешности соответствует больший уровень измеряемых температур. Максимальное значение методической погрешности может быть оценено в пределах 2 % от показаний вторичных измерительных приборов. Приведенная оценка методической погрешности является максимальной и уменьшается при снижении скорости и температуры потока продуктов сгорания.
Согласно ИСО 2533 [68] результаты измерений выбросов вредных веществ должны быть приведены к стандартной концентрации свободного кислорода в отработавшем газе, равной 15 %. Если, например, С, — измеренная в пробе отработавшего газа концентрация компонента і и Со2 — действительная концентрация свободного кислорода в этой пробе, то приведенное к стандартной концентрации Ог (15 %) значение выбросов компонента і, характеризуемых объемной долей компонента в отработавшем газе Сст, рассчитывают по формуле
Примеры расчета процесса выгорания в устройствах энергетического назначения
С целью апробации уточненной методики выполнены расчеты полноты сгорания топлива и температуры горения для ряда горелочных модулей и камер сгорания. Горелочный модуль вихревого эжекционного типа В качестве примера для расчета кривой выгорания топлива и среднемассовой температуры горения в устройствах, реализующих полное предварительное смешение и последующее сжигание топливовоздушной смеси, выбран горелочный модуль вихревого эжекционного типа, предназначенное для формирования первичной зоны горения перспективных камер сгорания. Особенности рабочего процесса горелочного модуля и результаты экспериментальных исследований представлены в работах [76-78]. Анализ отмеченных работ приводит к выводу о том, что выбранное устройство позволяет организовать эффективное смешение топлива с окислителем (максимальная степень неравномерности по массовым концентрациям в 17%) и может быть отнесено к классу устройств, реализующих сжигание предварительно подготовленной смеси.
При выполнении расчета принимались следующие исходные данные: - массовый расход воздуха на входе в устройство: Ge = 6,7 10 3 кг / с; - массовый расход топлива на входе в устройство: Gm = 2,4 Ю-4 кг / с; - диаметр и длина направляющего сопла, ограничивающего зону горения: Л = 0,04м, / = 0,08м; - полное давление воздуха на входе в зону горения: р\ = 1,05 105 Па. Расчетная схема горелочного устройства приведена на рисунке 4.3. 107 На основе анализа имеющихся исходных данных определены необходимые физико-химические константы и параметры рабочего процесса по зависимостям (3.3), (3.4), (4.1): L0 = 17,2; QP = 4,9-106 Дж/кг; к = 1,04; а = 1,644; N = 0,2353, / = 0,08м, d = 0,04M, VHC =l-n-d2/4=l0-4 м\
Ha следующем этапе расчета по системе регрессионных уравнений (3.34), а также по зависимости (1.21), (1.28) определены интегральные значения полноты сгорания топлива и температуры в характерных сечениях зоны горения. Результаты расчета представлены на рисунках 4.4, 4.5.
Из графиков видно, что зависимость для полноты сгорания топлива, построенная по уравнению (3.34) хорошо согласуется с экспериментальными точками, максимальное расхождение значений составляет 5,1%. Аналогичная величина для зависимости (1.21) составляет 25%, средняя погрешность расчета равна 11%.
Сравнение расчетных и экспериментальных зависимостей среднемассовой температуры горения показало, что для зависимости (3.34) максимальное расхождение составляет 17%, при среднем уровне погрешности 7%, а для зависимости (1.28) 11% и 8,5%, соответственно.
Таким образом, в зависимости от требований, предъявляемых к точности расчета интегральных параметров горелочного модуля, могут применяться обе рассмотренные зависимости.
В камерах сгорания авиационных двигателей, реализующих «бедное» горение предварительно перемешанных и испаренных топливовоздушных смесей, часто возникает задача стабилизации пламени вследствие высокой неустойчивости такой схемы горения. Такая задача решается применением «дежурного» диффузионного факела, не превышающего 5-10% от номинальной тепловой мощности камеры сгорания [1, 2, 7, 9]. В качестве примера рассмотрен процесс горения топливной струи, состоящей из водорода Н.2 (75%) и азота JV2 (25%). Число Рейнольдса на выходе из сопла форсунки равно Re = 10300, диаметр форсунки d= 0,004 м [105, 106].
Согласно зависимости (1.51) безразмерная длина факела продуктов сгорания будет находиться как На рисунке 4.6 представлены кривые выгорания топлива в реагирующей струе, полученные в результате расчета и экспериментальными методами [105, 106].
Из графика видно, что предложенная методика позволяет рассчитывать интегральные значения полноты сгорания топлива в промежуточных сечениях факела с максимальной погрешностью 7% относительно экспериментальных данных. Это позволяет сделать вывод об адекватности выбранного подхода к расчету процесса выгорания газообразного топлива на основе критериальной модели турбулентной реагирующей струи, предложенной в работе [8].
Расчет камеры сгорания двигателя Важным классом устройств сжигания топлива являются камеры сгорания энергетических установок и авиационных двигателей. Формирование кривой по выгорания топлива в камере сгорания позволит существенно уменьшить время проектирования устройства и сократить объем доводочных испытаний.
Апробация уточненной методики проведена на камере сгорания ГТД-10РМ. Расчет выполнен на параметрах, соответствующих номинальному режиму: р;=14,496-105 Па; Т =674,56 К; N = 8,359 МВт; ах = 2,75; Vxm= 0,0116 мз; 0 =0,59 , В качестве топлива использовался метан. Результаты расчета показаны на рисунке 4.7. А—/ 1 «1» V /
На практике проектирования камер сгорания и экспериментального исследования их характеристик измерение полноты сгорания топлива, как правило, проводится только в выходном сечении устройства. Из графика видно, что в указанном сечении погрешность расчета относительно результатов эксперимента составляет 4,5%. В тоже время уточненная методика расчета выгорания топлива позволяет прогнозировать значения полноты сгорания по объему камеры, что представляет важную задачу на стадии проектирования устройства.
Похожие диссертации на Совершенствование метода расчета полноты сгорания топлива в газотурбинном двигателе прогнозированием кривой выгорания
