Интенсификация тепломассообмена в энергетических установках на основе формирования структуры противоточных закрученных течений тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, доктор наук Веретенников Сергей Владимирович

• Веретенников Сергей Владимирович
• доктор наук
• 2025

Оглавление диссертации доктор наук Веретенников Сергей Владимирович

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

Глава 1. Принципы интенсификации тепло- и массообмена в

энергетических устройствах

1.1 Современные технологии интенсификации процессов тепломассообмена в энергетической технике

1.2 Исследования газодинамики противоточного закрученного течения

1.3 Энергоразделение в противоточном закрученном течении 39 Выводы по главе

Глава 2. Исследование газодинамики и теплообмена в

ограниченных противоточных закрученных течениях

2.1 Визуализация нестационарной структуры противоточного закрученного течения

2.2 Взаимосвязь структуры противоточного закрученного течения с эффектами энергоразделением

2.3 Исследование теплообмена в ограниченных противоточных закрученных течениях 132 Выводы по главе

Глава 3. Акустическое излучение противоточного закрученного

течения

3.1 Экспериментальное исследование акустического излучения закрученного течения с противотоком

3.2 Взаимосвязь акустического излучения с эффектами энергоразделения в противоточных вихревых трубах 161 Выводы по главе

Глава 4. Структура двухфазного противоточного течения с

закруткой и его акустические характеристики

4.1 Визуализация структуры двухфазного противоточного закрученного течения

4.2 Применение численного моделирования для анализа двухфазного противоточного закрученного течения

4.3 Акустические характеристики закрученного двухфазного течения с противотоком

Глава

5

5

5

Глава

6

6

6

6

6

6

6

6

Выводы по главе

Взаимосвязь процессов теплообмена и горения в противоточном закрученном течении с его акустическими характеристикам

Особенности организации горения в противоточных закрученных потоках

Численное моделирование противоточного закрученного течения с горением и учетом неадиабатности стенок

Экспериментальное исследование процессов теплообмена и горения в противоточном закрученном течении и их взаимосвязи с акустическим излучением

Выводы по главе

Применение результатов исследований к созданию эффективных энергетических устройств

Развитие методов интенсификации тепломассообмена, организации тепловой защиты и термостатирования элементов энергетических устройств

Вихревой сепаратор-расширитель для повышения эффективности энергетических установок

Вихревой двухфазный эжектор

Противоточный теплообменный аппарат на основе вихревой трубы с дополнительным потоком

Вихревая противообледенительная система

термостатирования элементов проточной части ГТУ

Сопловой аппарат с паровой системой охлаждения вихревыми трубами

Вихревое противоточное горелочное устройство с конвективной тепловой защитой стенок

Вихревой конденсатор атмосферной влаги

Выводы по главе

Заключение

Список используемых источников

Приложение А

ВВЕДЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Интенсификация тепломассообмена в энергетических установках на основе формирования структуры противоточных закрученных течений»

Актуальность темы исследования

Развитие энергетики и методов проектирования высокоэффективных энергетических систем требует научно-технического поиска для выполнения ряда противоречивых требований. С одной стороны необходимо снижать материалоёмкость, эксплуатационные затраты и сроки окупаемости проектов, с другой стороны необходимо обеспечить высокую удельную мощность, надёжность, требования к экологическим показателям и ресурсу [1-9]. Отмеченное возможно за счёт поиска новых подходов к интенсификации процессов переноса теплоты и массы в основном и вспомогательном оборудовании газотурбинных, паротурбинных и парогазовых установок (ГТУ, ПТУ и ПГУ) для повышения их эффективности с одновременным обеспечением оптимального теплового состояния их наиболее ответственных элементов и узлов [10-16].

Методы активного управления интенсивностью процессов тепломассообмена, требующие подвода энергии от внешнего источника, не позволяют в полной мере обеспечить необходимые интегральные показатели энергетических установок без существенного влияния на термодинамику реализуемых циклов и необходимости внедрения дополнительного оборудования [10,13-15,17-21]. Широко распространённые пассивные методы интенсификации тепло- и массообмена основанные на частичной или полной закрутке потока уже давно используются в различных отраслях промышленности для уменьшения веса и габаритов теплообменных аппаратов, ускорения процессов смешения, повышения производительности энергетического оборудования, тепловой защиты поверхностей [10,12,17,2225]. Помимо высокой интенсивности тепломассообмена, ключевым преимуществом закрученных течений и активно развивающихся вихревых технологий является возможность их применения без существенного изменения конструкции устройств и в условиях ограничения допустимых

энергетических затрат. Наибольшее распространение получили методы интенсификации теплообмена в длинных каналах с непрерывно расположенными закручивающими устройствами, такими как проволочные навивки, скрученные ленты, винтовое оребрение, спиральная накатка [1315,26-29]. В то же время локальная закрутка потока лопаточными, шнековыми и тангенциальными закручивающими устройствами востребована в условиях интенсификации тепломассообмена в компактных устройствах [22,2628,30,31]. Практически все эти подходы к организации закрутки потока улучшают теплоотдачу и массообмен за счёт генерации турбулентных пульсаций и формирования в поле центробежных сил вторичных вихревых структур, характерных для обтекания вогнутой поверхности [13-15,22,2628,31]. Крупномасштабные вихревые структуры могут использоваться для интенсификации процессов в теплообменных аппаратах, сепараторах, эжекторах, вихревых энергоразделителях, горелочных устройствах и камерах сгорания.

Перспективным подходом для интенсификации процессов тепломассообмена в закрученном течении является формирование осевого противотока периферийного и приосевого слоёв [32-38]. Исследования показали, что приосевое возвратное течение, формирующееся при высоких параметрах закрутки вследствие неустойчивости течения и распада вихря, оказывает значительное влияние на процессы горения, перенос тепла и массы [39-45]. Организация противотока в закрученном течении позволяет сформировать крупномасштабные вихревые структуры ближе к ограничивающим поток стенкам, и тем самым интенсифицировать процессы в пристенном слое, а взаимодействие периферийного и возвратного приосевого течения позволяет турбулизировать поток в приосевой области и тем самым увеличить скорость протекания процессов переноса и в этой области течения, обычно характеризующейся низкими скоростями и величиной пульсаций параметров потока [43,44]. Управление интенсивностью приосевого противоточного течения, определяющей относительную осевую скорость

сдвига между периферийным и приосевым потоками, позволит создавать такую внутреннюю структуру течения, которая способствует более эффективному протеканию процессов смешения, конвективного теплообмена и горения.

Более того, в противоточном закрученном потоке формируется благоприятная конфигурация течения позволяющая реализовать дополнительные механизмы интенсификации в виде температурной стратификации, разделения фаз, кавитации и заградительного охлаждения, однако реализация, научное описание и практическое применение таких аддитивных эффектов требует проведения комплексных экспериментальных и расчётных исследований, обобщения существующих и полученных вновь результатов, с разработкой на их основе подходов к созданию перспективных энергетических систем и устройств.

Анализ современного уровня развития энергетических систем позволяет сформулировать крупную научную проблему: необходимость повышения эффективности энергетических установок и вспомогательного энергетического оборудования.

Степень разработанности темы исследования

Форсирование параметров энергетических систем и во многом зависит от интенсификации процессов тепло- и массообмена камерах сгорания, горелочных устройствах, теплообменных аппаратах, охлаждаемых лопатках газовых турбин, системах термостатирования элементов ГТУ, сепараторах, смесителях и эжекторах. В закрученном течении интенсивность переноса массы, импульса и энергии существенно выше, чем в незакрученном, что обусловлено особенностями его структуры, зависящей от степени закрутки, числа Рейнольдса и конструктивных особенностей ограничивающих поток стенок.

К настоящему времени выполнен большой объем исследований теплообмена в ограниченных закрученных течениях как с распределённой по длине, так и локальной закруткой потока. Известно, что основными

механизмами увеличения теплоотдачи в закрученном потоке являются формирование спирального движения среды вблизи стенки и локально усиленный турбулентный диффузионный перенос. Интенсификация теплообмена в однофазных жидкостях за счет закрутки потока была исследована теоретически и экспериментально многочисленными исследователями [12,22,26,27,46]. Опубликованы обширные исследования по экспериментальному определению характеристик теплообмена в затухающем закрученном потоке за различными видами закручивающих устройств [30,4751]. Исследования структуры закрученного потока [52-57] позволили установить связь между интенсивностью закрутки потока и формированием крупномасштабных вихревых структур, определяющих условия теплообмена в каналах с различными типами закручивающих устройств. Управление масштабом и динамикой этих вихревых структур открывает новые возможности для развития методов интенсификации тепломассообмена в указанных энергетических системах.

Известно, что на процессы горения, переноса тепла и массы оказывает сильное влияние формирование в приосевой области закрученного потока возвратного течения, которое может возникать вследствие распада вихря или за счет создания осевого градиента давления [39-45]. Создание осевого противотока в центральной части закрученного течения обеспечивает возможность управления положением фронта пламени в вихревых горелочных устройствах за счет увеличения времени пребывания топливовоздушной смеси в зоне реакции и ускорения процессов массообмена. При организации горения в таком течении периферийный поток воздуха можно использовать для создания заградительного охлаждения и тепловой защиты стенок камер сгорания и горелочных устройств [34,43,44,58-60]. Несмотря на отмеченные преимущества организации горения в противоточном закрученном потоке, неизученным остается ряд вопросов, связанных с влиянием неадиабатности на процесс горения, определением условий теплообмена в периферийном вихре,

прогнозированием теплового состояния ограничивающих поток стенок в зависимости от положения фронта пламени и режима горения.

Другой особенностью противоточных закрученных течений является интенсификация теплоотдачи за счет смещения максимума скорости периферийного потока ближе к стенке, формирования активно взаимодействующих вихревых структур и генерации турбулентных пульсаций [27,48,51,61-65]. Известно, что противоточном закрученном течении возможна реализация физических эффектов, связанных с температурной стратификацией потока [41,66,67], активным акустическим излучением [6871], сепарацией фаз [72-74], эжекцией [75-79]. Эти явления нашли широкое применение в различных технических устройствах, таких как вихревые трубы Ранка-Хилша, циклоны, газожидкостные сепараторы, вихревые охладители, эжекторы и акустические излучатели [66,80-85]. При этом неизученным остается ряд проблем связанных с установлением особенностей формирования в противоточном закрученном течении стационарных и нестационарных крупномасштабных вихревых структур, их взаимосвязи с условиями формирования закрученного течения, температурной стратификацией, акустическим излучением, тепломассообменом и горением.

Задача реализации в противоточных закрученных течениях аддитивных эффектов, включающих температурную стратификацию потока, интенсификацию конвективного теплообмена, формирование заградительного охлаждения стенок и сепарацию фаз в поле центробежных сил даст возможность решения существующих проблем, связанных с недостаточной эффективностью применения известных методов интенсификации процессов в ряде энергетических систем. Для решения этой проблемы целесообразно использовать комплексный подход, который включает в себя расчётные и экспериментальные исследования с разработкой новых методов интенсификации тепломассобмена, в основе которых реализована структура противоточных закрученных течений с аддитивными эффектами энергопереноса.

Это определяет актуальность темы работы и позволяет сформулировать цель и ряд задач, решение которых обеспечит её достижение.

Цель диссертационной работы

Разработка подходов к формированию газодинамический структуры закрученных противоточных течений с энергоразделением, химическими и фазовыми превращениями, и создание на их основе методов интенсификации тепломассообмена и организации тепловой защиты в элементах энергетических установок и систем производства и преобразования энергии.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Выполнить анализ существующих методов организации тепломассообмена в энергетическом оборудовании, технологий охлаждения и термостатирования его элементов с обоснованием способов интенсификации теплообмена в закрученных течениях.

2. На основе компьютерного моделирования и экспериментальных исследований изучить особенности газодинамики и теплообмена в закрученных противоточных течениях с учетом приосевого и периферийного потоков массы и энергоразделения.

3. Выполнить комплекс расчетно-экспериментальных исследований влияния турбулентной структуры противоточного закрученного течения на его акустические характеристики и их взаимосвязи.

4. Провести численное моделирование нестационарного противоточного течения и теплообмена с ограничивающими стенками с определением интегральных и локальных коэффициентов теплоотдачи.

5. Получить и обобщить расчетно-экспериментальные данные по теплоотдаче в противоточных закрученных течениях с выявлением комплексных эффектов и разработкой методов интенсификации теплообмена в элементах энергоустановок.

6. Исследовать комплексные эффекты интенсификации теплообмена, возникающие при организации противоточного течения перегретого водяного

пара.

7. Изучить особенности теплообмена в теплонагруженных элементах противоточных горелочных устройств.

8. Разработать методы организации тепловой защиты и термостатирования элементов энергетических установок на основе комплексных эффектов интенсификации переноса тепла и массы в закрученных противоточных течениях.

9. Предложить перспективные конструкции эффективных энергетических и теплотехнических устройств на основе подходов к формированию газодинамический структуры закрученных противоточных течений с химическими и фазовыми превращениями и развить методы интенсификации теплообмена, организации тепловой защиты и термостатирования элементов энергетических устройств. Разработать научно-обоснованные рекомендации по их практическому применению.

Научная новизна

1. Получены новые данные о турбулентной структуре противоточного закрученного течения с учетом приосевого и периферийного потоков массы совместно с энергоразделением, впервые позволившие установить и обосновать гироскопический механизм формирования радиальных пульсаций спиралевидных вихревых структур в слое смешения приосевого и периферийного потоков в области значений относительного радиуса противоточной камеры от 0,76 до 0,82, возникающих при значениях числа Струхаля Sh < 1,0, участвующих в переносе массы, импульса и энергии при нулевых значениях осевой компоненты скорости противоточного течения и определяющих взаимосвязь структуры противоточного закрученного течения с эффектами температурной стратификации потока.

2. Установлены закономерности влияния нестационарной двух- и трёхслойной структуры противоточного закрученного течения на теплообмен с его ограничивающими поверхностями в виде зависимостей числа Нуссельта от числа Рейнольдса в диапазоне относительного расхода приосевого потока

от 0,5 до 1,0 и впервые показана её связь с механизмом генерации крупномасштабных вихревых структур, их динамикой и взаимодействием, определяющая возможность достижения максимальных значений эффекта подогрева по температуре периферийного потока в диапазоне относительной доли приосевого потока ц от 0,8 до 1,0.

3. Теоретическими исследованиями показано, что диафрагмирование противоточного закрученного течения со значением относительного радиуса диафрагмы 0,8 сопровождается формированием трехслойной структуры потока в виде системы двух кольцевых вихрей со вложенным центральным приосевым вихрем для широкого диапазона значений относительной длины противоточной вихревой камеры (3,0 < L/D < 9,0), позволяющей управлять радиальным переносом массы в направлении от приосевого вихря к периферийным.

4. Получены новые знания о процессах температурной стратификации в противоточном закрученном течении. Впервые установлено, что интегральные эффекты охлаждения и подогрева определяются нестационарной структурой потока с формированием чередующихся во времени с частотой 16 кГц и переносимых в осевом направлении локальных областей повышенной и пониженной полной температуры (относительно температуры потока на входе в сопловой ввод) с преобладанием в приосевой области охлажденных потоков массы, а в периферийном - подогретых. Отмеченные эффекты наблюдаются в диапазоне степени расширения от 1,2 до 4.

5. Экспериментальными исследованиями доказана взаимосвязь газодинамической структуры противоточного течения с полем акустического излучения, выраженная в виде полученных зависимостей интенсивности акустического излучения от относительной доли охлаждённого приосевого потока с наличием максимума величины звукового давления на его оси при значении ц=0,96, объясняющегося локальным усилением акустического излучения, обусловленным генерацией осевых пульсаций давления в

приосевом течении, сопряженных с пульсациями температуры, определяющими экстремальные эффекты подогрева.

6. Впервые проведены исследования структуры двухфазного противоточного течения, позволившие получить новые расчетные и экспериментальные данные о совместном формировании области кавитации и поверхности раздела фаз в приосевой зоне сечения ввода закрученного потока в диапазоне значений относительного расхода приосевого потока от 0,95 до 1,0, что позволило предложить и апробировать новые подходы к сепарации двухфазных потоков для технических приложений.

7. Полученные новые данные и установленные закономерности влияния положения фронта пламени в противоточном течении на локальные и интегральные характеристики теплообмена с ограничивающими зону горения стенками обобщены в виде зависимостей локальных значений эффективности охлаждения по длине противоточной вихревой камеры и критериальных уравнений теплообмена в виде математических зависимостей числа Нуссельта от числа Рейнольдса.

8. Впервые получены эмпирические зависимости эффективности охлаждения стенки вихревой противоточной камеры и выходного сопла от значений числа Рейнольдса, позволившие уточнить метод проектирования противоточных горелочных устройств и определение температуры на внутренней поверхности стенки при реализации трех ключевых для практики режимов горения, характеризующихся значениями коэффициента избытка воздуха от 0,8 до 3,5.

9. Получены новые знания о совместном влиянии газодинамики и горения в противоточном закрученном течении на его акустические характеристики, позволившие установить наличие резонансных частот в диапазоне от 800 Гц до 3500 Гц для противоточных камер со значением относительной длины L/D от 2,6 до 6 без реакции горения. Впервые установлено, что наличие фронта пламени в противоточном закрученном течении гасит резонансные частоты в области 500..2000 Гц и снижает на 20 дБ

амплитуды частотных максимумов в диапазоне от 2000 до 3500Гц.

10. Полученные новые знания о формировании газодинамический структуры закрученных противоточных течений с энергоразделением, химическими и фазовыми превращениями и развитые методы интенсификации тепломассообмена, организации тепловой защиты и термостатирования элементов энергетических устройств расширяют известные и открывают новые области их практического применения при создании технических систем.

Теоретическая и практическая значимость работы

Развитые методы интенсификации теплообмена в элементах энергетических установок позволяют проектировать их эффективные конструкции для традиционной и децентрализованной энергетики. Полученные в диссертации новые научные знания о протекании теплофизических процессов в закрученных противоточных течениях позволяют найти новые конструктивные решения при разработке теплообменных и горелочных устройств, обладающих высокой эффективностью охлаждения и целесообразностью применения. Предложенные и исследованные устройства, а также методы и подходы к их проектированию, внедрены на практике в ПАО «ОДК-Сатурн (АО «Объединенная двигателестроительная корпорация»), АО «РЗП» (концерн «Вега») ООО «Сберэнергодевелопмент», ООО «Газомотор-Р», ООО «Нова-инжиниринг», РГАТУ имени П.А. Соловьева. Получены документы о внедрении результатов работы. Акт ПАО «ОДК-Сатурн подтверждает, что результаты диссертационной используются при проектировании и исследовании турбин ГТД и ГТУ в конструкторских отделах ПАО «ОДК-Сатурн. Предложенные методы интенсификации тепломассообмена за счет особенностей структуры противоточных закрученных течений позволяют создавать новые системы термостатирования элементов проточного тракта ГТУ, в том числе образцы сопловых аппаратов, обеспечивающих перспективные характеристики рабочего процесса ГТУ. Результаты

диссертации имеют научную новизну и значительный практический интерес при создании газотурбинной техники нового поколения. Акт о внедрении результатов работы АО «РЗП» (концерн «Вега») подтверждает, что результаты работы приняты к использованию в научно-технический и инновационной деятельности компании и могут считаться перспективными при разработке и исследовании систем децентрализованной энергетики, в том числе с применением автономных тепловых насосов. Отмечено, что новые научные знания и результаты расчетно-экспериментальных исследований газодинамики и тепломассообмена в противоточных течениях, а также созданные на их основе противоточные теплообменные аппараты и горелочные устройства имеют высокую практическую ценность и могут успешно применяться для создания автономных энергетических систем и комплексов. Акт о внедрении результатов работы ООО «Сберэнергодевелопмент» подтверждает высокую эффективность применения результатов работы, которые внедрены в научно-инновационную деятельность компании и используются при разработке цифровых двойников и инженерном проектировании высокоэффективных энергетических систем. Компания отмечает, что научные результаты, полученные в диссертации, обладают высокой практической ценностью и открывают целый перечень новых прикладных направлений в области создания систем распределенной генерации и транспортировки тепловой энергии. Предложенные вихревые противоточные контактные теплообменники формируют научно-технический задел в области традиционной и децентрализованной энергетики. Акт о внедрении результатов работы ООО «Газомотор-Р свидетельствуют, что результаты работы используются на предприятии при проведении исследований новых технологий организации тепломассообмена и горения в элементах энергетических устройств. Отмечено, что предложенные в работе противоточные устройства на основе вихревых труб имеют важное практическое значение при организации конвективного охлаждения теплонагруженных поверхностей в элементах энергетического оборудования.

Результаты исследования акустического излучения противоточными устройствами имеют широкую область практического применения в технических приложениях. Результаты диссертационного исследования в целом, имеют высокую практическую значимость и используются в рамках текущих и перспективных, инновационных направлениях деятельности предприятия.

Развитые методы интенсификации теплообмена, организации тепловой защиты и термостатирования элементов энергетических устройств, основанные на полученных новых знаниях о формировании газодинамический структуры закрученных противоточных течений с энергоразделением, химическими и фазовыми превращениями, расширяют известные и открывают новые области их практического применения при создании технических систем.

Новизна научно-технических решений, составляющих материалы диссертации, подтверждается патентами на изобретения №2382885 от 27.02.2010, №2463410 от 10.10.2012, № 2454605 от 27.06.2012, № 2650438 от 13.04.2018, № 2738542 от 14.12.2020, № 2750176 от 23.06.2021, № 2775105 от

28.06.2022, №2779123 от 01.09.2022, № 2800206 от 19.07.2023, № 2806421 от

31.10.2023, № 2823422 от 23.07.2024.

Методология и методы исследования

В работе применялись экспериментальные и теоретические методы исследования. Решение поставленных в диссертации задач основано на эмпирических данных, полученных с использованием методов постановки и проведения теплофизического эксперимента, а также на известных теоретических положениях и ключевых закономерностях термодинамики, газодинамики, тепломассообмена, физики фазовых переходов, численных методах с их валидацией и верификацией.

Положения, выносимые на защиту:

- результаты изучения турбулентной структуры противоточного закрученного течения с учетом приосевого и периферийных потоков

совместно с энергоразделением;

- результаты исследований по формированию структуры многослойного противоточного течения позволяющей управлять радиальным переносом массы в направлении от приосевого вихря к периферийным;

- закономерности влияния нестационарной, а также осредненной двух- и трёхслойной структуры противоточного закрученного течения на теплообмен с его ограничивающими поверхностями.

- зависимости числа Нуссельта от числа Рейнольдса для определения интенсивности теплообмена противоточного течения с ограничивающими его стенками;

- результаты исследования температурной стратификации в противоточном закрученном течении, интегральных эффектов охлаждения и подогрева;

- экспериментальные данные взаимосвязи газодинамической структуры противоточного течения с полем акустического излучения, зависимости интенсивности акустического излучения от относительной доли охлаждённого приосевого потока;

- результаты исследования структуры двухфазного противоточного закрученного течения и расчетно-экспериментальные данные о совместном формировании в нем области кавитации и поверхности раздела фаз;

- закономерности влияния положения фронта пламени в противоточном течении на локальные и интегральные характеристики теплообмена с ограничивающими зону горения стенками, зависимости локальных значений эффективности охлаждения по длине противоточной вихревой камеры, критериальные уравнения теплообмена;

- результаты исследований совместного влияния газодинамики и горения в противоточном закрученном течении на его акустические характеристики;

- развитые методы интенсификации тепломассообмена, организации тепловой защиты и термостатирования элементов энергетических устройств: метод интенсификации тепломассообмена в противоточном закрученном течении; метод организации тепловой защиты теплонапряженных элементов

энергетической техники; метод организации термостатирования элементов проточной части энергетических установок;

- модели разработанных энергетических устройств и результаты их исследования: вихревого сепаратора-расширителя; вихревого двухфазного эжектора; противоточного теплообменного аппарата; системы термостатирования элементов проточного тракта ГТУ; вихревого противоточного горелочного устройства с конвективной тепловой защитой стенок; вихревого конденсатора атмосферной влаги.

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Веретенников Сергей Владимирович, 2025 год

Я -

1/W.

-1.00 -0.75 -0.50 -0.25 0.00 0.25 0.50 0.75 1.0(5 ПВТ -1.00 -0.75 -0.50 -0.25 0.00 0.25 0.50 0.75 1.00

в) г)

Рисунок 4.23 -График радиальных компонентов скорости при р=1 на стационарном режиме (а - воздух, б - вода); на нестационарном режиме (в - воздух, г - вода)

Результаты данного численного расчета позволяют сделать вывод о адекватности примененной модели турбулентности для описания структуры закрученного потока как воздуха, так и несжимаемой жидкости.

Для оценки возможности формирования зоны кавитации и определения её местоположения выполнено численное моделирование движения воды в ПВК на различных режимах с учетом фазового перехода.

При моделировании движения двухфазной среды пар - вода применяется метод Volume of Fluid (VOF). Чтобы учесть процессы конденсации и испарения при перемещении паровой полости в пространстве, в уравнение для концентрации пара добавляется член, учитывающий источник, согласно модели Рэлея - Плессета.

Расчеты выполнены для модели ПВК, описанной в разделе 4.1 (рисунок 4.3). Геометрия расчетной область представлена на рисунке 4.24.

Рисунок 4.24 - Проточная часть вихревой камеры

Численное моделирование выполнено на основных исследованных режимах, представленных в таблице 4.4. Основная задача моделирования, определения влияния степени расширения и доли периферийного потока выходящего через дросселирующее устройство на уровень давления в приосевой области и зарождение кавитации. Расчеты выполнены в стационарном режиме.

Таблица 4.4 - Перечень режимов для моделирования в горизонтальной ПВК

№ режима Првх/ Рвых Число Рейнольдса Яе Относительная доля приосевого потока ц.

1 4 6700 1

2 6 8006 1

3 8 9345 1

4 10 10650 1

5 10 10650 0,95

6 10 10650 0,9

7 10 10650 0,8

8 10 10650 0,6

Из результатов расчетов видно, как закрученный поток воды, попадая в вихревую камеру с дросселирующим устройством, разделяется на

периферийный и приосевой. Так как выход за дросселем частично закрыт, основной расход жидкости уходит в сторону вихревой камеры за диафрагмой. С увеличением давления на входе, возрастает скорость потока, но структура периферийного закрученного течения практически не меняется.

Рисунок 4.25 - Распределение линий тока в модели ПВК (режим 8)

В приосевой области закручивающего устройства формируется зона пониженного давления. В вихревой камере периферийное и приосевое течения воздействуют друг на друга, происходит снижение интенсивности закрутки по длине вихревой камеры и выравнивание поля статического давления. Области большого градиента давления в вихревой камере обозначают границу раздела фаз в зоне, где происходит кавитация. Сравнивая различные режимы (рисунок 4.26), можно отметить влияние давления на входе на величину вакуумирования в центральной части.

Кавитация зарождается в приосевой области закручивающего устройства (рисунок 4.26) при давлении на входе более 0,4 МПа. С ростом степени расширения в ПВК увеличивается размер зоны вакуумирования, а ее форма принимает вид капли. Это изменение связано с перестройкой структуры закрученного течения и образованием более мелкомасштабных вихревых структур. При повышении степени расширения в вихревой камере с 6 до 10 размер области вакуумирования увеличился в 2 раза.

а)

в)

д)

б)

г)

е)

ж) з)

Рисунок 4.26 - Распределение статического давления в модели ПВК: а) режим 1; б) режим 2; в) режим 3; г) режим 4; д) режим 5; е) режим 6; ж) режим 7; з) режим 8

Анализ результатов, приведенных на рисунке 4.27 (в, г, д, е), показывает, что при равном давлении на входе и открытии выхода периферийного потока на 5% по расходу увеличивается общая область вакуумирования. При уменьшении относительной доли приосевого потока форма зоны пониженного давления вытягивается в сторону дросселирующего устройства и выхода периферийного потока.

в)

Fluid 1.Volume Fraction Contour 1

г)

Fluid 1.Volume Fraction Contour 1

ж) з)

Рисунок 4.27 - Распределение объемной доли воды в модели ПВК: а) режим 1; б) режим 2;

в) режим 3; г) режим 4; д) режим 5; е) режим 6; ж) режим 7; з) режим 8 Полученные результаты позволили определить наиболее благоприятный режим для формирования кавитационной полости во всем объеме ПВК. Этот режим соответствует параметрам: перепад давления п = 10,4, относительная

доля приосевого потока ц=1. Результаты расчетов численного моделирования представлены на рисунках 4.28, 4.29.

Рисунок 4.28 - Распределение статического давления в модели ПВК

Рисунок 4.29 - Распределение объемной доли воды в модели ПВК

Анализ полученных результатов показывает наличие кавитационной полости в приосевой области. Образованная, вследствие кавитации, парогазовая область вытесняется в сторону выходного патрубка.

4.3. Акустические характеристики закрученного двухфазного течения с противотоком

Для подтверждения зависимости изменения спектра и интенсивности шума при изменении структуры закрученного потока, были проведено акустическое исследование с параметрами, идентичными с визуализацией, представленными в таблице 4.2 раздела 4.1.

В ходе проведения экспериментов изменялось давление на входе в вихревую камеру, а также регулировалась доля воды ц, которая выходила через диафрагму и через дроссель.

Результаты измерений акустического излучения для разных режимов работы установки в горизонтальном положении представлены на рисунках 4.30 и 4.31.

Частота, Гц Частота, Гц

а) б)

Рисунок 4.30 -Зависимость уровня шума от частоты: а) при |!=0; б) ц=0,95

Уровень. дБ

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000

Частота. Гц

Рисунок 4.31 - Зависимость уровня шума от частоты |!=1

Анализ полученных данных позволяет показывает, что в области средних частот спектра с ростом давления на входе увеличивается общая громкость шума на 15-20 дБ. Наблюдаются отдельные пики акустического излучения на частотах 5 и 8 кГц. С повышением давления на входе с 4 до 8 атмосфер эти пики смещаются в сторону более высоких частот — 6 кГц и 9 кГц соответственно. Предполагается, что это изменение связано с перестройкой структуры закрученного потока и образованием более мелких вихревых структур.

В области высоких частот спектра, свыше 10 кГц, выделяются турбулентные шумы от микромасштабных вихрей. С увеличением давления

на входе меняется интенсивность турбулентности в вихревой трубе, что приводит к росту уровня шума в области высоких частот на 20 дБ.

Изучение данных, представленных на рисунках 4.30 и 4.31, позволяет сделать вывод о том, что при закрытии выхода периферийного потока до ц=0,95 и ц=1 разница в общем уровне шума между этими двумя режимами значительно уменьшается, достигая 10 дБ. При этом на режиме ц=1 наблюдается отчётливый максимум на частоте 3 кГц, который отсутствует в других режимах. Это говорит о существенном изменении структуры вихревого потока, характерного для однорасходного режима работы классической вихревой трубы. В остальной части спектра значения, соответствующие максимальным уровням шума, находятся в одном частотном диапазоне.

Полученные спектрограммы акустического излучения для различных режимов (см. таблицу 4.3 из раздела 4.1) при вертикальном расположением установки представлены на рисунке 4.32.

О 4000 8000 12000 Частота, Гц 20000

в)

Рисунок 4.32 - Спектр акустического излучения для ПВК: а) режим 1; б) режим 2; в)

режим 3

При степени расширения в ПВК п равной 12,2 для среднечастотной и высокочастотной областей спектра среднеинтегральная интенсивность шума практически не изменилась. Наблюдаются дискретные максимумы интенсивности излучения на частотах 4000 и 18000 Гц. При переходе с режима 1 на режим 2 средняя интенсивность излучения в среднечастотной области спектра повышается на 5 дБ, при этом происходит её снижение для высоких частот на 5 дБ, что связано с изменением структуры двухфазного противоточного закрученного течения с образованием мелкомасштабных вихревых структур.

Сравнивая результаты экспериментального и акустического исследования, можно сделать вывод о наличии зависимости между изменением структуры закрученного потока и изменением спектра звукоизлучения.

По результатам исследований построена диаграмма режимов течения закрученного противоточного двухфазного потока (рисунок 4.33).

Рисунок 4.33 - Диаграмма режимов течения закрученного противоточного двухфазного потока: 1 - рвх <0,5 МПа, ц=0..1.кавитация отсутствует; 2 - рвх =0,5..1,2 МПа, ц=0..1 кавитация возникает только в приосевой области закручивающего устройства; 3 -формирование кавитационных пузырей наблюдается в выходном патрубке и вихревой

камере: рвх >1,2 МПа, ц=0,95..1.

Выводы по главе 4

1. Результаты экспериментальных и расчетных исследований формирования области кавитации и поверхности раздела фаз в приосевой зоне сечения ввода закрученного потока в противоточное течение в диапазоне значений относительного расхода приосевого потока от 0,95 до 1,0 позволили предложить и апробировать новые подходы к сепарации двухфазных потоков для технических приложений.

2. Экспериментально обнаружен гидрогазодинамический режим двухфазного течения, при котором на временном масштабе т ~ 0,8 мс наблюдается заметное изменение структуры закрученного потока в приосевой области. Формируются два жгута, вращающиеся в поле центробежной силы, поверхность раздела которых претерпевает колебательно-волновое движение вдоль оси противоточной вихревой камеры. При этом каждый жгут вращается вокруг своей оси, участвуя в винтовом движении. Жгуты не взаимодействуют друг с другом до достижения центральной области трубы по ее длине, в которой происходит разрушение их структуры с образованием множества мелких пузырей водяного пара.

3. Результаты высокоскоростной визуализации формирования кавитационных эффектов при движении закрученного течения несжимаемой жидкости в противоточной вихревой камере в диапазоне значений степени расширения 2,0 < п < 12,2 позволили установить влияние значений п* и относительной доли приосевого потока ц на локализацию области формирования кавитационных пузырей.

4. Определено, что при значениях п < 5,0 во всем диапазоне относительной доли приосевого потока 0 < ц < 1,0 кавитационные явления отсутствуют, а увеличение степени расширения до 5,0 < п < 12,0 характеризуется локализацией кавитационных пузырей в приосевой области закручивающего устройства, причем интенсивность кавитации возрастает с увеличением ц при ц > 0.

5. Результаты экспериментальных исследований в области 0,95 < ц < 1,0 при значениях степени расширения п > 12,0 показали увеличение протяженности зоны кавитации с дополнительным формированием пузырей в выходном патрубке и вихревой камере.

6.Совместное изучение кавитационных и акустических явлений в двухфазном противоточном закрученном течении показало наличие локальных максимумов звукового излучения при значениях частоты 5,0 и 8,0 кГц в диапазоне 0 < п < 4,0. Увеличение степени расширения до значения п = 8,0 сопровождается смещением обнаруженных частотных максимумов до 6 кГц и 9 кГц, соответственно, что связано с перестройкой структуры закрученного потока.

7. Экспериментальные исследования позволили установить, что на режиме работы противоточной вихревой камеры ц = 1,0 наблюдается формирование дополнительного максимум на частоте 3 кГц, отсутствующего на других режимах по величине ц. Это объясняется переходом к однорасходному режиму работы классической вихревой трубы и сопровождается интенсификацией взаимодействия периферийного и приосевого течений вблизи торцевой стенки устройства.

ГЛАВА 5. ВЗАИМОСВЯЗЬ ПРОЦЕССОВ ТЕПЛООБМЕНА И ГОРЕНИЯ В ПРОТИВОТОЧНОМ ЗАКРУЧЕННОМ ТЕЧЕНИИ С ЕГО АКУСТИЧЕСКИМИ ХАРАКТЕРИСТИКАМ

5.1 Особенности организации горения в противоточных закрученных течениях

Как было отмечено в предыдущих главах, противоточные закрученные течения обладают комплексом достаточно уникальных характеристик, заключающихся в значительном увеличении времени пребывания рабочего тела в вихревой камере, повышении эффективности перемешивания различных компонентов, широком диапазоне режимных параметров технических устройств, реализующих отмеченную структуру потока. Наиболее наглядно указанный спектр характеристик проявляется в реагирующих противоточных течениях, которые наблюдаются в таком классе устройств, как вихревые горелки и камеры сгорания [295-297].

Пилотные бесконтактные исследования структуры потока и фронта пламени в противоточной вихревой камере, проведенные в Университете Кардиффа (Уэльс) [203], показали, что в зависимости от величины коэффициента избытка воздуха и тепловой мощности устройства наблюдается различная локализация зоны горения (рисунок 5.1).

Анализ положений фронта пламени, показанных на рисунке 5.1, говорит о том факте, что величина коэффициента избытка воздуха, как и режим работы горелочного устройства в целом, однозначно определяют наиболее теплонапряженную область противоточного течения и актуальность организации необходимой тепловой защиты для прилегающих поверхностей. В случае богатого и околостехиометрического горения а < 1 термическому воздействию преимущественно подвержены выходное сопло горелки и область закручивающего соплового ввода. В условиях бедного горения а > 1 внутри противоточной вихревой камеры формируется цилиндрический фронт пламени, который не находится в непосредственном контакте со стенками, но,

генерирует значительный радиационный тепловой поток, который будет способствовать прогару твердого материала либо снижению ресурсных показателей.

----Область рециркуляции

а) б) в)

Рисунок 5.1 - Режимы горения перемешанной топливовоздушной смеси при различных значениях коэффициента избытка воздуха [203]: а) а < 1; б) а ~ 1; в) а > 1

Нужно отметить, что приведенные выше результаты получены для случая подачи внутрь противоточной вихревой камеры предварительно перемешанной топливовоздушной смеси. Вместе с тем, во многих технических приложениях реализуется принцип раздельной подачи топлива и окислителя в камеру сгорания [298,299]. Результаты экспериментальных и теоретических исследований противоточных закрученных течений в отмеченных условиях свидетельствуют о том, что это приводит к изменению механизма протекания химических реакций. Дополнительно к этому обеспечивается возможность реализации различных механизмов горения в зависимости от режима и характеристик работы устройства [300,301].

На рисунке 5.2 показана диаграмма механизмов горения в камерах сгорания различного назначения, включая вихревые противоточные горелочные устройства. Приведенная диаграмма показывает, что в противоточном закрученном течении могут наблюдаться режимы горения, соответствующие значениям турбулентного числа Дамкелера Эа! < 0.1. В этом

случае механизм горения приближен к условиям гомогенного реактора Лонгвелла, и локализация фронта пламени развивается по одному из сценариев, показанных на рисунке 5.1.

ю"' ю° ю* ю2 ю3 ок/Ь„

Рисунок 5.2 - Диаграмма механизмов горения в камерах сгорания различного назначения

[219,302,303]

С другой стороны, раздельная подача топлива и воздуха в противоточную камеру может приводить для ряда режимных и геометрических параметров, а также случаев сжигания жидкого и твердого топлива к гетерогенному горению с диффузионным или диффузионно-кинетическим механизмом протекания процесса при Эа! ~ 100. Результаты исследований при реализации отмеченного механизма горения приведены на рисунке 5.3 для случая сжигания пылевидного торфяного топлива в тороидальной вихревой противоточной камере [220,304].

Видно, что в отмеченных условиях происходит деформация фронта пламени с изменением его формы на криволинейную коническую. Одновременно с этим пламя локализуется на некотором радиальном

расстоянии от выходного сопла, что несколько снижает термическую нагрузку на него.

Анализ литературы показывает, что в последние десятилетия реализован комплекс исследований, направленных на изменение классической цилиндрической формы противоточной камеры с целью снижения термической нагрузки и организации тепловой защиты ограждающих стенок. Авторами были предложены цилиндрическая камера сгорания со скругленной торцевой стенкой [296,305,306], полусферическая [307-309], коническая [310,311] и тороидальная [215,219,312] геометрические модификации.

а) б)

Рисунок 5.3 - Расчетная визуализация фронта пламени в вихревой противоточной камере при горении пылевидного топлива [220]: (а) по углеродной составляющей; (б) по

водородной составляющей

Основным результатом исследований по изменению геометрии противоточной вихревой камеры стало снижение средней по поверхности температуры стенок и повышение эффективности охлаждения для ряда областей: зоны подачи топлива и поверхности торцевой стенки для полусферической камеры; зоны подачи воздуха и цилиндрической части камеры для тороидальной геометрии. Вместе с этим, на внутренней поверхности вихревых камер любой геометрической формы наблюдаются локальные зоны повышенной температуры, а процесс взаимодействия реагирующих газов приосевого течения с относительно холодным периферйиным потоком является существенно неадиабатным.

Отмеченное говорит о том, что достаточно важным аспектом при изучении процесса горения в противоточном закрученном течении является корректное описание условий теплообмена, в частности при проведении

численного моделирования, что позволит повысить точность предсказания распределений термогазодинамических параметров в проточной части, эмиссионных характеристик, а также обосновать необходимость организации дополнительной тепловой защиты.

В настоящее время большинство расчетных исследований камер сгорания основано на применении подхода об адиабатности стенок устройства как одного из граничных условий постановки задачи численного моделирования [307,313,314]. Это приводит к увеличению среднемассовой температуры горения, концентраций загрязняющих атмосферу веществ и повышению общей эффективности устройства, что, зачастую, не является реалистичным. Для корректирования такой постановки в ряде исследований сделано предположение об изотермическом условии стенки для отдельных элементов поверхности [315]. Такое допущение является достаточно частным и используется, как правило, только для прямоточных вихревых горелочных устройств, в которых внутренняя поверхность стенки практически по всей ее длине обтекается относительно холодным закрученным потоком. Таким образом, реализуемые условия теплообмена становятся действительно близкими к изотермическим, и точность численного моделирования значительно возрастает.

Тем не менее, особенности структуры противоточного закрученного течения, а также отмеченные моменты протекания различных механизмов горения, характеризуемых изменением локализации фронта пламени, не позволяют в полной мере использовать допущение об изотермичности внутренней поверхности вихревой камеры сгорания. В этом случае наиболее корректным подходом является постановка сопряженного теплового расчета с формированием отдельных сеточных структур для проточной части, твердой стенки и внешней среды [316]. Это также требует дополнительных вычислительных ресурсов и времени, затрачиваемого для обеспечения сошедшегося равновесного решения задачи. Исследования показывают, что при такой расчетной постановке затраты вычислительных ресурсов для

моделирования стенки не являются значительными, а наибольший вклад с точки зрения времени расчета вносит необходимость совместного моделирования внутреннего и внешнего течения сплошной среды [317]. В то же время, теплообмен между наружной поверхностью стенки вихревой камеры сгорания и внешней средой протекает значительно менее интенсивно в сравнении с конвективными процессами внутри горелочного устройства. Ряд исследований показывает, что в таком случае достаточным является задание величины коэффициента теплоотдачи на уровне ~ 30 Вт/(м2-К) [318]. Это позволяет обеспечить экономию вычислительных ресурсов для моделирования характеристик и параметров течения непосредственно внутри устройства при приемлемой точности предсказания теплообмена с внешней средой. Однако, как уже было отмечено выше, такой подход также может быть некорректным для расчета противоточных закрученных течений с горением вследствие различий в геометрических условиях, в рамках которых они развиваются, и реализации сложных механизмов горения.

Важно также отметить, что описание характеристик закрученного течения является неполным без изучения его акустических свойств. Более того, исследования акустических характеристик закрученных течений с горением [319] показывают, что протекание химических реакций вносит существенные изменения в спектр звуковых пульсаций и уровень звукового давления, что также влияет на интегральные характеристики рабочего процесса технических устройств.

Отмеченные особенности закрученных течений с горением и, в частности, противоточных течений свидетельствуют об актуальности получения новых экспериментальных и расчетных данных для параметров теплообмена и акустического излучения, наблюдаемых в технических устройствах, реализующих указанную структуру потока. В этой связи, критически важным является установление физической взаимосвязи между процессами теплообмена и горения в противоточном закрученном течении с его акустическими характеристиками.

5.2 Численное моделирование противоточного закрученного течения с горением и учетом неадиабатности стенок

Наиболее характерным устройством для организации горения, в котором реализуются основные свойства противоточного закрученного течения, является противоточная вихревая камера [320,321]. Поэтому на первом этапе, изучение особенностей формирования фронта пламени в противоточном закрученном течении с учетом неадиабатности стенок выполнено на модели цилиндрической противоточной вихревой камере сгорания диаметром d=21 мм, длиной L=3d и относительным радиусом сопла-диафрагмы 0,8 (рисунок 5.4). Используемая противоточная камера имеет три тангенциальных подвода, общая площадь которых составляет 0,18 от площади поперечного сечения цилиндрической части. Решение о замене одного тангенциального подвода на 3 щелевых канала обусловлено необходимостью повышения равномерности течения воздуха при формировании топливовоздушной смеси. На оси торцевой стенки противоточной камеры устанавливалась топливная форсунка с внутренним диаметром 2.5 мм. В качестве топлива использовался газообразный пропан.

а) б)

Рисунок 5.4 - Противоточная вихревая камера сгорания

Для определения газодинамических режимов и описания результатов применялись приведенные ниже безразмерные критерии и параметры: Число Рейнольдса для потока воздуха.

4 • О„

Яе =

(5.1)

ж- йв

где Ов - среднемассовая скорость потока воздуха, dв - диаметр сопла подвода воздуха, ^в - вязкость потока воздуха.

Коэффициент избытка воздуха.

a = , (5.2)

Gm • L0

где L0 - стехиометрический коэффициент для топлива.

Численное моделирование противоточных закрученных струй выполнено в трехмерной квазистационарной и нестационарной постановке с целью определения термогазодинамических характеристик. Для решения задачи использован подход осреднения по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса (RANS и URANS). Расчет турбулентности произведён с использованием двухпараметрической модели k-w SST с учетом поправки на кривизну линий тока curvature correction и ограничением избыточной генерации турбулентности в области пограничного слоя production Kato-Launder. Моделирование химических реакций и физико-химического взаимодействия выполнено с применением модели горения с частичным предварительным смешением компонентов partially premixed combustion flame generated manifold (FGM). Модель совмещает два подхода: концепция flamelet, на которой основана часть моделей горения предварительно не перемешанных компонентов, и концепция reaction progress, лежащая в основе моделей горения с предварительным смешением реагирующих компонентов. Для моделирования химических реакций применен редуцированный механизм окисления пропана в воздухе, включающий 37 компонентов и порядка 200 реакций. Учет лучистого теплообмена выполнен моделью дискретных ординат (DO) .

Расчетная модель противоточного закрученного реагирующего потока состоит из проточной части противоточной вихревой камеры сгорания, в которую воздух поводится через три тангенциальных прямоугольных сопла, а топливо (пропан) - через цилиндрическое сопло в торцевой стенке. Поскольку на ряде режимов фронт пламени может выходить из ПВК наружу, на выходе их ПВК построена область, имитирующая окружающую среду для корректного описания этих режимов.

Для решения задачи методом вычислительной гидрогазодинамики выполнена пространственная дискретизация расчетной области. Дискретизация проведена на полиэдрические ячейки в приосевой области модели и призматические в пристеночной. Суммарное количество ячеек в расчетной области составило 5,8 млн (рисунки 5.5 и 5.6). Максимальный линейный размер ячеек в расчетной области составил 1 мм. В области смешения и реакции компонентов выполнено локальное уменьшение линейного размеров ячеек до 0,1 мм с целью повышения точности определения пространственного расположения фронта пламени. В пристеночной области построены 12 призматических слоев, с размером пристеночных элементов удовлетворяющих условию у+<1/

б)

Рисунок 5.5 - Расчетная модель цилиндрической противоточной вихревой камеры сгорания: а) геометрическая модель, б) сеточная модель

Численное моделирование проведено на наиболее характерных режимах работы горелочных устройств аналогичной размерности [34,35,288] при числах Рейнольдса Яе = 5030 и 8400 на различных режимах по коэффициенту избытка воздуха а. Выполнены расчеты для случаев нереагирующего и реагирующего течения, с целью оценки структуры течения и её изменения при протекании реакций. Режимы, представленные на рисунках 5.7, 5.8

соответствуют расчетам нереагирующего противоточного закрученного течения в стационарной и нестационарной постановке. В последующем, анализ и сравнение термогазодинамической структуры реагирующих противоточных струй проведены на основании результатов нестационарного численного моделирования с временным шагом 0,001 с и интервалом осреднения 1 с.

Рисунок 5.6 - Фрагменты сеточной модели противоточной вихревой камеры сгорания Основной особенностью противоточных закрученных струй является формирование интенсивно закрученного периферийного потока и приосевого возвратного течения в вихревой камере. Как стационарный, так и нестационарный подход позволяет их качественно предсказывать. Однако имеются существенные различия в распределении параметров в локальных зонах, особенно на границе взаимодействия периферийного и приосевого

вихрей, а также в слое смешения истекающей закрученной струи (рисунок 5.7).

а)

б)

в)

Рисунок 5.7 - Распределение мгновенных (а) и осредненных (б) векторов скорости в продольном сечении противоточной вихревой камеры и изоповерхности критерия ^2(в)

при Яе=5030

Нестационарный подход позволяет более детально определять крупномасштабные вихревые структуры, визуализация которых выполнена в виде поверхностных линий тока в среднем сечении на рисунке 5.8. Вихревые структуры интенсифицируют процессы смешения и способствуют генерации турбулентных пульсаций и нестационарности. Наибольшие турбулентные пульсации (рисунки 5.8, в и 5.9) в нереагирующем течении формируются при выходе закрученной струи из сопла и на внутренней границе периферийного потока в средней части вихревой камеры. В последнем случае, генерация турбулентности вызвана действием спиралевидной вихревой структуры

(рисунок 5.11), формирующейся на границе приосевого и периферийного течений, движущихся в противоположном направлении (рисунок 5.10). Полученные данные позволили обосновать применение нестационарной постановки для более детального расчета газодинамической структуры реагирующих противоточных закрученных струй.

а) б) в)

Рисунок 5.8 - Распределения мгновенных (а) (в момент времени 65 мс) и осредненных (б) реализаций линий тока и осредненное поле кинетической энергии турбулентных пульсаций (в) в продольном сечении противоточной вихревой камеры Яе=5030

Результаты численного моделирования позволили определить влияние закрутки на формирование и динамику развития вихревых структур в противоточном закрученном течении с горением. На рисунке 5.12 приведено распределения векторов мгновенной и осредненной осевой компоненты скорости при Яе=5030 для богатого по топливу режима горения а=0,64.

а) б) в)

Рисунок 5.9- Турбулентные пульсации составляющих скорости в продольном сечении

противоточной вихревой камеры Яе=5030: а) осевой, б) окружной, в) радиальной

а)

б)

в)

Рисунок 5.10 - Распределение осредненной осевой скорости (а) и границы противоточного течения в продольном сечении вихревой камеры при Яе = 5030 (б-мгновенная реализация, в - осредненное по времени распределение

\/е1осКу РасЛа!

П5.5

4.5

3.6 2.6

- 1.7 0.7 -0.2 -1.2 ■ -2.2 ■ -3.1 -4.1 -5.0 -6.0 -6.9 -7.9

У-8.9 -9.8 -10.8 -11.7 -12.7 [т бМ]

Рисунок 5.11 - Распределения осредненной радиальной (а) и окружной скорости (в) и мгновенных реализаций радиальной (б) и окружной скорости (г) в продольном сечении противоточной вихревой камеры при Яе=5030

Видно, что в противоточной камере в поле осевого и радиального градиента давления формируется развитое противоточное течение, сопровождающее прецессией вихревого ядра в цилиндрической части и распадом закрученной противоточной струи при истечении через выходное отверстие сопла диафрагмы. Формирующаяся при этом развитая приосевая зона возвратных течений обеспечивает стабилизацию турбулентного фронта пламени за пределами противоточной камеры. Осредненное и мгновенное поле температуры для отмеченного режима горения приведено на рисунке 5.9. Его анализ позволяет сделать вывод, что горячие продукты сгорания от фронта

пламени, визуализация которого выполнена с помощью распределения массовой концентрации промежуточного ОН радикала в цепочке разветвленных химических реакций (рисунок 5.13), вовлекаются во встречное основному течению движение и попадают в зону возвратных течений, обеспечивая воспламенение по тепловому механизму поступающих из противоточной камеры холодных масс богатой топливовоздушной смеси.

а)

б)

в)

Рисунок 5.12 - Распределения векторов осредненной скорости (а), поля осредненной (б) и мгновенной (в) полной температуры на режиме Яе=5030, а=0,64

а) б) в)

Рисунок 5.13 - Распределения осредненной (а) и мгновенной (б) массовой концентрации ОН радикалов и (в) мгновенной массовой концентрации топлива С3Н8 (Яе=5030, а=0,64)

При этом, как следует из рисунков 5.12 и 5.14, пространственная область газодинамической стабилизации фронта пламени в поле закрученного течения находится вблизи границ приосевой зоны обратных токов, где формируются

благоприятные условия по скорости течения и имеет место область максимальных значений интенсивности турбулентных пульсаций, обеспечивающих интенсификацию тепло и массообменных процессов в зоне стабилизации плпамени. Следует отметить, что на богатом режиме горения наиболее теплонарпяженным элементом противготочной вихревой камеры сгорания является выходное сопло, так как в этой области происходит локализация фронта пламени. При этом, анализ полей температуры и скорости (рисунок 5.12) позволяет сделать вывод о достаточно низкой температуре омывающего стенку сопла потока, что связано с формированием благоприятной для тепловой защиты струкутры течения на выходе из ПВК. Как показано ранее в главе 2, воздух поступающий тангенциально в противоточную вихревую камеру и формирующий внутреннее периферийное течение, при достаточно большом радиусе диафрагмы (гд/гк>0,8) может в виде тонкого слоя частично стекать через неё наружу. Это позволяет обеспечивать конвективную тепловую защиту стенки сопла потоком холодным воздуха, оттесняющим центральный поток продуктов сгорания.

[ m/s]

18.15 7.33 6.52

15.70 4.89

I 4 07

I 3.26

12.44 1.63 0.81 0.00

Рисунок 5.14 - Распределения пульсационной составляющей оевой (а), радиальной (б) и окружной (в) скорости в продольном сечении на режиме Яе=5030, а=0,64

Результаты проведенных численных исследований показали, что режим богатого горения во внешнем фронте пламени при Яе=5030 сопровождается интенсивными пульсациями осевой, радиальной и окружной компонент скорости в области цилиндрической противоточной камеры (рисунок 5.12). Отмеченная пульсационная газодинамическая структура течения обеспечивает реализацию развитого массообмена приосевого и периферийного вихрей, вращающихся в одном и перемещающихся в разных осевых направлениях. Анализ полученных результатов показал, что диссипация пульсационного движения на выходе из противоточной камеры, в результате прохождения элементарных масс газа через турбулентный фронт пламени предшествует развитию вторичного колебательного движения потока в пространственной области распада противоточной закрученной струи. Отмеченный характер пульсаций обеспечивает крупномасштабный перенос массы как вблизи слоя смешения истекающей противоточной струи и спутного течения в области эжекции масс газа из атмосферы, так и в слое смешения распадающейся противоточной струи и вторичного встречного приосевого течения.

На режиме бедного горения а=1,6 при Яе=5030 внутреннее противоточное течение газодинамически неустойчиво (рисунок 5.15) и несмотря на невысокий уровень осевой компоненты скорости фронт пламени не может стабилизироваться вблизи границы разделения вихрей, о чем свидетельствует поле осредненной и мгновенной температуры (рисунок 5.15). Его анализ позволяет сделать вывод, что пространственная область положения турбулентного фронта пламени, характеризующаяся максимальными значениями объемного тепловыделения, ограничена геометрическими размерами приосевой области возвратных течений в следе распадающейся противоточной струи. Этот вывод подтверждает распределения мгновенной массовой концентрации ОН радикалов, а также поля пульсационной составляющей осевой и радиальной скоростей, приведенные на рисунке 5.16.

а) б) в)

Рисунок 5.15 - Распределения векторов скорости (а), мгновенной (б) и осредненной (в)

полной температуры Яе=5030, а=1,6

а) б) в)

Рисунок 5.16 - Распределения мгновенной массовой концентрации ОН радикалов (а) и пульсационной составляющей оевой (б) и радиальной (в) скорости в продольном сечении

на режиме Яе=5030, а=1,6

Видно, что локальное положение турбулентного фронта пламени представляет коническую поверхность вблизи внутренней границы приосевой зоны обратных токов. А ее пространственное колебание в результате нестационарного характера распада противоточной закрученной струи обуславливает появление вытянутой на 1,5 калибра противоточной камеры зоны догорания. Колебательный режим тепловыделения в этой зоне обуславлявает значительный рост пульсационной составляющей осевой компоненты скорости, присущий режиму бедного горения.

Увеличение числа Рейнольдса до Ке=11800 позволяет стабилизировать горение в противоточном закрученном течении как на богатом, так и на бедном режиме. В объеме противоточной камеры формируется комплекс газодинамических условий течения, благоприятных для проникновения высокотемпературных продуктов сгорания из области стабилизации пламени через развитую зону возвратных течений, объем которой возрастает более чем на 30% (рисунок 5.17).

а) б) в)

Рисунок 5.17 - Распределения векторов скорости (а), кинетической энергии турбулентности (б) и осредненной (в) осевой скорости Яе=11800, а=0,88

Видно, что высокотемпературная область проникает на 60% длины противоточной камеры на относительном радиусе меньше 0,75. При этом, как показывает поле осредненной концентрации ОН радикала, проскок фронта пламени в проточную часть цилиндрической камеры сгорания не происходит (рисунок 5.18). Этот вывод подтверждает распределение массовой концентрации топлива С3И8 по всей длине камеры.

а)

б)

в)

Рисунок 5.18 - Распределения осредненной полной температуры (а) и осредненной массовой концентрации ОН радикалов (б) и мгновенной массовой концентрации топлива

СзИ8 (в) на режиме Яе=11800, а=0,88

Переход к бедным режимам горения с а=2,2 (рисунки 5.19 - 5.20) показал, что на таких режимах турбулентный фронт пламени через осевую зону обратных токов проникает в противоточную камеру на 65% её длины и стабилизируется вблизи границы разделения периферийного и приосевого вихрей.

а)

б)

в)

Рисунок 5.19 - Распределения векторов скорости (а), кинетической энергии турбулентности (б) и осредненной (в) осевой скорости Re = 11800, а=2,2

а)

б)

в)

Рисунок 5.20 - Распределения осредненной полной температуры (а) и осредненной массовой концентрации ОН радикалов (б) полной температуры и мгновенной массовой концентрации топлива С3Н8 (в) на режиме Re = 11800, а=2,2

При этом его пространственное положение в радиальном направлении ограничивает свободное периферийное течение вблизи стенки, локальные значения коэффициента избытка воздуха, в котором существенно выходят за пределы устойчивого горения и воспламенения. Такая организация газодинамики и горения в противоточных струях со значение степени закрутки Яе = 11800 позволяет обеспечить развитое внутреннее диффузионно-кинетическое горение топлива в объеме ПВК, однако на таких режимах требуется обеспечить эффективное охлаждение ограничивающих зону реакции поверхностей.

Традиционным подходом к моделированию горения в закрученных течениях с противотоком является подход, основанный на использовании адиабатных граничных условий на стенках, который не позволяет учитывать теплозащитный потенциал противоточного закрученного течения. В то же время, формирующиеся в противоточном закрученном потоке условия для охлаждения ограничивающих реагирующее течение поверхностей требуют более точной оценки их теплового состояния, позволяющее выполнить выбор наиболее подходящих материалов для изготовления такого горелочного устройства. В то же время в ряде работ по исследованию горения в противоточном течении [59,288] предлагается подход, основанный на задании постоянной температуры ограничивающих поток стенок, равной температуре этого потока на входе. Использование такого подхода может привести к занижению температуры стенок и неадекватной оценке теплового состояния горелочного устройства. Для выполнения анализа влияния неадиабатности стенок выполнено численное моделирование горения в рассматриваемой ПВК в сопряженной постановке с учётом свободной конвекции от наружных поверхностей к окружающему воздуху. Наибольшее влияние учет теплообмена оказывает на распределения температуры в центральной части ПВК на бедном режиме горения (рисунки 5.21 - 5.23).

г, к

2.1Ве+03 1.99е+03 1.81е+03 1.62е+03 1.43е+03 1.24е+оз

- 1.05е+03

- 8.63е+02

- 6.75е402 [ 4.66&+02 I 2.9Ве+02

а)

б)

в)

г)

Рисунок 5.21 -Распределения осредненной массовой концентрации ОН радикалов (а, б) и осредненной полной температуры (в, г) в адиабатной (а, в) и сопряженной (б, г) постановке на режиме Яе = 8380, а=0,88

Положение фронта пламени, провизуализированное ОН радикалом, смещается вверх по потоку, частично заходя внутрь ПВК, локализуясь на границе разделения холодного периферийного и приосевого горячего вихрей. Зона высоких температур также проникает вглубь противоточной вихревой камеры. Температура потока вблизи стенок выходного сопла, также возрастает на бедном режиме горения. В случае богатого режима горения (рисунок 5.18) учет теплообмена приводит к уменьшению размеров области высоких температур на оси ПВК и смещению фронта пламени вниз по потоку. Полученные результаты показывают необходимость учета теплообмена с ограничивающими реагирующее противоточное закрученное течение стенками.

а) б) в) г)

Рисунок 5.22 - Распределения осредненной массовой концентрации ОН радикалов в

адиабатной и сопряженной постановках: адиабатная - (а) Яе = 8380, а=1.05 и (в) Яе =

8380, а=2,64 ; сопряженная - (б) Яе = 8380, а=1.05 и (г) - Re = 8380, а=2,64

а) б) в) г)

Рисунок 5.23 - Распределения осредненной полной температуры в адиабатной и

сопряженной постановках: адиабатная - (а) Яе = 8380, а=1.05 и (в) Re = 8380, а=2,64 ;

сопряженная - (б) Яе = 8380, а=1.05 и (г) - Re = 8380, а=2,64

Для оценки эффективности охлаждения стенок ПВК введен безразмерный параметр, определяемый через отношение:

т*—т в = т с

Тг ^в.вх

(5.3)

где Гг* - теоретическая адиабатная температура горения, определяемая по параметрам торможения, Гв*вх - полная температура воздуха на входе, -температура стенок ПВК.

Полученные в ходе численного моделирования газодинамики и горения распределения эффективности охлаждения стенок цилиндрической противоточной вихревой камеры на различных режимах работы приведены на рисунок 5.24.

Рисунок 5.24 - Распределения эффективности охлаждения стенок цилиндрической противоточной вихревой камеры: 1 - Яе = 5030, а=1,58; 2 - Яе = 5030, а=0,63; 3 - Яе = 8380, а=2,64; 4 - Re = 8380, а=1,43; 5 - Re = 8380, а=1,05

Видно, что на расстоянии ЬШ<2 наблюдается высокая эффективность охлаждения стенок с 0>0,99. Наиболее опасными являются бедные режимы горения, при реализации которых в задней части ПВК происходит снижение эффективности конвективного охлаждения стенок периферийным закрученным потоком воздуха. Следует отметить, что эта область ПВК, характеризуется высокими значениями пульсаций радиальной скорости, что приводит к интенсивному радиальному переносу горячих масс газа из

приосевой области к стенке на бедных режимах горения. Наблюдающиеся колебания в распределении в связаны с формированием вихревой спиральной структуры в периферийном потоке и её влиянии на конвективный теплообмен. На рисунок 5.25 показано совмещенное векторное поле полной скорости потока с полем температуры в продольном сечении ПВК, позволяющее отследить формирование охлаждающей выходное сопло воздушной завесы, формирующейся из вводимого в слабо задиафрагмированную ПВК тангенциально воздуха, и периферийного потока, препятствующего непосредственному контакту горячих газов со стенкой.

Рисунок 5.25 - Совмещенное векторное поле полной скорости потока с полем температуры Re = 8380, а=2,64 (сопряженная постановка)

Необходимо отметить, что несмотря на высокие показатели тепловой защиты цилиндрической ПВК на богатых режимах горения, реагирующее течение в ней характеризуется неустойчивостью, особенно на бедных режимах горения. Одной из причин неустойчивости [34,43] являются сильные пульсации параметров в торцевой части камеры, где расположена подача топлива. В работах [33,34,43,44,80] выполнены обширные исследования, которые показали, что добиться расширения диапазона устойчивого горения можно за счет профилирования задней части цилиндрической камеры в виде организации расширяющейся тороидальной области. Тороидальная камера позволяет гасить пульсации параметров, связанные с прецессией вихревого ядра приосевого потока и генерацией турбулентных пульсаций при

взаимодействии приосевого и периферийного вихрей [34,43,44]. Следует отметить, что описанные выше расчетные исследования выполнены исключительно в адиабатной постановке, совсем не рассмотрен вопрос влияния неадиабатности такой конструкции противоточного вихревого горелочного устройства (ПВГУ) на процесс горения и организации тепловой защиты его стенок.

Проведение таких исследований важно для развития концепции организации горения в противоточном течении различных видов топлив и практического внедрения ПВГУ. Соответствующая оценка влияния неадиабатности стенок ПВГУ выполнена с использованием методов вычислительной гидрогазодинамики, с использованием аналогичных подходов к постановке задачи, что и для цилиндрической противоточной вихревой камеры. Расчетная модель противоточного вихревого горелочного устройства с тороидальной камерой (ПВГУ) (рисунок 5.26), состоит из центральной цилиндрической противоточной вихревой камеры, в которую подаётся воздух через три тангенциальных прямоугольных сопла, и расширяющейся тороидальной части, куда проводится топливо через цилиндрическое сопло в торцевой стенке. На выходе из ПВГУ построена цилиндрическая область эмитирующая область окружающей среды, в которую происходит истечение.

Важной особенностью ПВГУ является формирование в цилиндрической части противоточного течения, которое с одной стороны должно обеспечивать тепловую защиту стенок устройства, а с другой стороны формировать в тороидальной части благоприятные условия для стабилизации горения и воспламенения подводимого топлива. Существенное влияние на эти процессы оказывает длина цилиндрического участка, для оценки которого на начальном этапе выполнены исследования трех вариантов геометрии ПВГУ с различной длинной цилиндрической камерой L/d=2,6, L/d=4 и L/d=6.

Дискретизация проведена на полиэдрические ячейки в приосевой области модели и призматические в пристеночный максимальный размер

ячеек составлял 1,2 мм (рисунок 5.27). В пристеночной области построены 12 призматических слоев, с размером пристеночных элементов удовлетворяющих условию у+< 1.

Продукты

сг°р™ Воздух

а) б)

Рисунок 5.26 - Расчетная область ПВГУ (а) и схема задания граничных условий (б)

в)

Рисунок 5.27 - Сеточные модели ПВГУ с различной длиной цилиндрической ПВК:

а) Ш=2,6, б) Ш=4, в) Ш=6

Для моделирования выбраны наиболее важные режимы по числу Рейнольдса и коэффициентам избытка воздуха. Параметры исследованных режимов представлены в таблице 5.1. В качестве граничных условий задавались расход топлива и полное давление воздуха на входе, открытые граничные условия со статическим давлением на выходе.

Таблица 5.1 - Граничные условия моделей

Длина ПВК Режим Число Рейнольдса, Re Коэффициент избыта воздуха, а

Ш=2,6 1 1,1

2 0,7

Ь/ё=4 1 35850 1,5

2 0,7

Ш=6 1 2,1

2 0,7

На рисунках 5.28 - 5.30 представлены распределения мгновенных реализаций осевой компоненты скорости в продольном сечении ПВГУ для трех различных длин цилиндрических участков на бедных и богатых режимах горения. На рисунках сине-голубым цветом показано течение в направлении от закручивающего устройства к тороидальной камере, а красно-жёлтым - от топливной форсунки к выходному соплу. Граница между красным и синим цветом визуализирует положение поверхности разделения периферийного и приосевого вихрей. Как видно из рисунков 5.28 - 5.30, режим горения сильно влияет на структуру течения, которое характеризуется значительной нестационарностью. Рассматривая бедные режимы горения для всех модификаций горелочного устройства, видно, что на выходе из сопла ПВГУ образуются зона обратных токов. Это вызвано тем, что основное горение и следовательно повышение температуры происходит внутри ПВГУ, при этом из горелочного устройства истекает прореагировавший поток, плотность которого не меняется. Таким образом, в сопле формируется классическое интенсивное закрученное течение с формированием зоны рециркуляции. Химическая реакция не влияет на интенсивность закрутки факела на бедном режиме горения, профиль осевой и окружной скорости обусловлен взаимодействием с периферийным вихрем, а, вследствие большого радиуса диафрагмы часть воздуха из закручивающего устройства сразу же поступает

на выход и образует интенсивный закрученный периферийный поток в сопле, который охлаждает его стенки, при этом в центре образуется разрежение формирующее зону рециркуляции в выходном сечении.

а)

б)

в)

г)

д)

е)

Рисунок 5.28 - Контур мгновенной осевой скорости в ПВГУ: а) Ь/ё=2,6, а= 1,1, б) Ь/с=1,6, а=0,7, в) Ш=4, а=1,5, г) Ш=4, а=0,7, д) Ш=6, а=2,1, е) Ш=6, а=0,7

На богатом режиме горения химическая реакция происходит непосредственно в области сечения закручивающего устройства и в сопле, тем самым повышение температуры в этих зонах приводит к снижению плотности потока и значительному увеличению осевой скорости в центральной части струи, что не позволяет образоваться зоне рециркуляции в центральной части факела на выходе из горелочного устройства.

д) е)

Рисунок 5.29 - Контур мгновенной массовой концентрации ОН радикалов в продольном сечении ПВГУ: а) Ь/ё=2,6, а= 1,1, б) Ь/ё=2,6, а=0,7, в) Ь/ё=4, а=1,5, г) Ш=4, а=0,7, д) Ш=6, а=2,1, е) Ш=6, а=0,7

Рисунок 5.30 - Контур мгновенной полной температуры в продольном сечении ПВГУ: а) 1/^=2,6, а=1,1, б) 1/^=2,6, а=0,7, в) Ш=4, а=1,5, г) Ш=4, а=0,7, д) Ш=6,

а=2,1, е) Ш=6, а=0,7

Наиболее теплонапряженной зоной для бедных режимов горения является область выходного сопла и средний участок цилиндрической противоточной камеры. Причем, для короткой цилиндрической ПВК поток горячих реагирующих газов с температурой 800..1000 К проникает в тороидальную часть ПВГУ, вызывая её значительный нагрев. Для ПВГУ с длиной цилиндрического участка ЬМ=4..в тороидальная часть остается сравнительно холодной. На богатых по топливу режимах горения фронт пламени смещается в область сопла, при этом на его стенки начинает воздействовать поток с более высокой температурой. Стенки тороидальной камеры на этих режимах остаются холодными для всех исследованных моделей. Наиболее опасный, с точки зрения теплового состояния ПВГУ, является стехиометрический режим горения. На этом режиме наблюдается высокая температура потока во всем объеме горелочного устройства, а тепловая защита периферийным потоком обеспечивается только вблизи закручивающего устройства и выходного сопла.

В связи с тем, что наиболее востребованным на практике является бедный режим горения, обеспечивающий более низкую эмиссию вредных веществ [44], для анализа влияния неадиабтности стенок ПВГУ на горение в противоточном закрученном потоке выбран режим а=1,5 (при L/d=2,6). Рассмотрены три варианта задания граничных условий на стенках ограничивающих реагирующий противоточный закрученный поток: 1) адиабатные условия на стенке, наиболее часто используемые на практике, предполагающие отсутствие теплообмена потока со стенкой, 2) изотермические условия, с заданием постоянной температуры стенки, 3) условия сопряженного теплообмена, описывающие теплопередачу через стенку ПВГУ к окружающему воздуху. Из рассмотренных случаев, только последний предполагает расчет теплового состояния стенки и требует больших вычислительных затрат и трудоемкости подготовки модели. Адиабатные граничные условия находят широкое применение при моделировании процессов горения в различных устройствах. В основе этого

подхода лежит предположение о том, что продукты сгорания движутся с достаточно высокой скоростью, что позволяет пренебречь процессами теплообмена. В условиях противоточного реагирующего закрученного течения это условие может не выполняться из-за увеличенного времени пребывания рабочего тела в горелочном устройстве и активном взаимодействии периферийного и приосевого потоков. Одним альтернативных вариантов задания граничных условия, упрощающих решение задачи, являются граничные условия 1 рода (изотермическая поверхность), которые предполагают задание постоянной температуры стенки равной температуре омывающего потока. Это возможно на тех участках, где обеспечивается эффективная тепловая защита стенки от горячих продуктов сгорания. Как показали проведенные исследования для цилиндрической противоточной вихревой камеры сгорания, такую защиту обеспечивает периферийный закрученный поток воздуха с эффективностью 0>0,99, практически на всей длине (рисунок 5.24). Таким образом, реализация изотермических граничных условий основана на задании постоянной температуры цилиндрической части ПВГУ, равной температуре воздуха на входе, при этом на остальных участках задается плотность теплового потока, соответствующая условиям свободной конвекции к наружному воздуху, в предположении термически тонкой стенки. Наиболее корректным описанием, является сопряженное моделирование процесса теплопередачи, с учетом расчета теплопроводности стенки и моделирование теплоотдачи к окружающему воздуху, с учетом свободной конвекции.

На рисунке 5.31 представлено сопоставление полей концентрации радикалов OH и полной температуры для описанных случаев задания граничных условий теплообмена. Адиабатная постановка существенно влияет на распределение параметров, что приводит к прилипанию фронта пламени к стенке на выходе из цилиндрической противоточной вихревой камеры, и появлению в этой области локальной зоны высоких температур. Необходимо отметить, что в условиях изотермической стенки и при моделировании

сопряжённого теплообмена не наблюдается прилипание фронта пламени к

стенкам горелочного устройства.

1.944е-03 1.750е-С1Э 1.555О-03 1,361е-03 1.1666-03 9.720е-04

В)

1622 1451

Г)

Д) е)

Рисунок 5.31 - Контур осредненной массовой концентрации ОН радикалов (а),

(в), (д) и полной температуры (б), (г), (е) в продольном сечении ПВГУ при различных

граничных условиях теплообмена на стенке: а) и б) адиабатные, в) и г) граничные

условия 1 рода ¿с=в.вх=соп81;, д) и е) сопряженный теплообмен

Влияние теплообмена на тепловое состояние стенок ПВГУ наглядно отображено на распределении эффективности охлаждения 0 (рисунок 5.32), определяемой выражением (5.3). Адиабатная постановка существенно завышает температуру стенок (до 50%) как в области формирования противоточного закрученного течения, так и в тороидальной части горелочного устройства. Изотермическая постановка может быть использована в качестве граничных условий в цилиндрической противоточной вихревой камере с учетом занижения температуры стенки на 15%. Таким образом, учет теплообмена в реагирующем противоточном закрученном течении к ограничивающим поток стенкам влияет на распределение температуры потока и положение фронта пламени. Допускается использовать

упрощенный подход к моделированию противоточного закрученного потока в цилиндрической камере с использованием граничных условий первого рода ¿с=в.вх=сопв1 с погрешностью определения температуры стенки до 15%.

Рисунок 5.32 - Сравнение эффективности охлаждения внутренних стенок ПВГУ при Ь/й=2,6 с учетом теплообмена и в адиабатных условиях при а=1,44

5.3 Экспериментальное исследование процессов теплообмена и горения в противоточном закрученном течении и их взаимосвязи с акустическим излучением

Экспериментальное исследование особенностей формирования фронта пламени в противоточном закрученном течении, влияющим на тепловое состояние стенок, предварительно выполнено на модели цилиндрической противоточной вихревой камеры, размеры которой приведены в разделе 5.2 (рисунок 5.4). Для проведения экспериментального исследования собран стенд, представленный на рисунке 5.33. Стенд работает следующим образом. Топливо, подается из газового баллона 1, где находится под давлением, в магистраль 2. Двигаясь по магистрали 2, топливо проходит через электронный массовый расходомер Bronkhorst MV306 - 3, по которому осуществляется регулировка подачи потока в экспериментальный модуль. После истечения

топлива из сопла, оно, смешивается с окислителем, который подается в струю из высоконапорной вихревой воздуходувки 11 по магистрали 12. Расход топлива измеряется при помощи электронного массового расходомера Bronkhorst MV306 - 10. В зависимости от рабочего режима, фронт пламени 6 изменяет свое геометрическое положение. Эти изменения фиксируются цифровой камерой - 7. Для получения результатов съемки в режиме реального времени, камера 7 подключена к персональному компьютеру 8.

10 3

I

т

Рисунок 5.33 - Экспериментальный стенд

На рисунке 5.34 показаны фотографии зоны горения, полученные при Яе = 8400 на различных режимах по коэффициенту избытка воздуха а. Результаты эксперимента на оптически прозрачной модели противоточной вихревой камеры показали, что воспламенение топливовоздушной смеси происходит при значениях коэффициента избытка воздуха 1,28. Выход на режим обеспечивался при постоянной величине расхода воздуха при значении степени расширения 1,11. Топливо подавалось в противоточное течение через струйную форсунку, а зажигание топливовоздушной смеси осуществлялось от внешнего источника тепла по механизму теплового воспламенения.

в) г)

Рисунок 5.34 - Фотографии зоны горения в противоточной вихревой камере на режиме

Яе = 8400 при значениях коэффициента избытка воздуха: а) а = 6.4; б) а = 2.7; в) а = 1.2;

г) а = 0.9

Анализ полученных данных позволяет сделать вывод о том, что в противоточном течении формируется кольцевой фронт пламени вблизи границы разделения периферийного и приосевого вихрей в газодинамическом поле течения, характеризующего минимальными значениями осевой компоненты скорости. Локальное увеличение температуры потока в зоне воспламенения обуславливает тепловое расширение газов как в составе периферийного, так и приосевого закрученного течения. Это сопровождается комплексом нестационарных эффектов газодинамической перестройки структуры течения и выбросом фронта диффузионного пламени в область атмосферы за срез сопла диафрагмы на расстояние до 6,5 калибров вихревой противоточной камеры с последующим пульсационным режимом стабилизации пламени в одном из возможных режимов горения,

определяемых интегральным значением коэффициента избытка воздуха. В результате определены семь основных режимов горения в противоточной вихревой камере, сведенных в таблицу 5.2, и обеспечен динамический переход между ними. На указанных режимах выявлены основные особенности организации тепловой защиты стенок противоточной вихревой камеры, которые зависят от режима горения и положения фронта пламени.

Таблица 5.2 - Режимы горения в противоточном течении

№ режима Название Значение коэффициента избытка воздуха (а)

1 Воспламенение горелочного устройства 1,28

2 Горение в объеме противоточной цилиндрической камеры 1

3 Переход от горения в объеме противоточной цилиндрической камеры к горению в истекающей струе 0,85

4 Горение в истекающей струе 0,6

5 Переход от горения в истекающей струе к диффузионно-кинетическому горению 0,8

6 Переход от горения в истекающей струе к горению в объеме противоточной цилиндрической камеры 0,9

7 Граница устойчивости бедного пламени 2,1

Стехиометрический режим горения в объеме противоточной цилиндрической камеры (рисунок 5.35) характеризуется протеканием химических реакций по всей ее длине. Проходя через сопловой ввод в объём противоточной камеры поток воздуха движется в поле радиального и осевого градиента давления. Осевой градиент давления формирует развитое внешнее кольцевое течение - периферийный вихрь, движущийся в направлении торцевой стенки горелочного устройства. Периферийный вихрь состоит преимущественно из масс воздуха, которые обеспечивают конвективное охлаждение стенок вихревой противоточной камеры, ограничивая кольцевой фронт пламени вблизи границы разделения вихрей при значениях

относительного радиуса противоточной камеры в диапазоне от 0,75 до 0,85. Нестационарные пульсации внутреннего и внешнего вихрей обуславливают взаимный массообмен, сопровождающийся подмешиванием компонентов топлива и продуктов сгорания к периферийному вихрю.

Рисунок 5.35- Положение фронта пламени в противоточной камере 1 при режиме 2

(а=1)

Добавка топлива в закрученное противоточное течение на стехиометрическом режиме горения сопровождается обогащением состава топливовоздушной смеси и при значениях коэффициента избытка воздуха в диапазоне от 0,85 до 0,8 формируется переход от режима объёмного горения в цилиндрической камере к диффузионному горению в истекающей струе (рисунок 5.36). Этот режим характеризуется перестройкой газодинамики противоточного течения. В области относительного радиуса 0,8 в торцевой области, вблизи топливной форсунки, исчезает кольцевой турбулентный фронт пламени в результате локального обогащения течения массами топлива и переходом через границу концентрационного предела воспламенения в области богатой смеси. Это сопровождается крупномасштабной пульсацией плотности в тороидальной вихревой структуре, вносящей существенный вклад в газодинамический механизм стабилизации пламени, и газодинамическая неустойчивость горения развивается совместно с тепловой. В результате совместной работы этих механизмов фронт пламени перемещается к выходному отверстию сопла-диафрагмы, оставляя за собой богатую массами топлива смесь, состав которой находится за пределами богатой границы воспламенения. Она не может воспламенится несмотря на

наличие газодинамических условий воспламенения вблизи границы разделения вихрей. Динамика направленного перемещения пламени в осевом направлении завершается полной перестройкой тепловой и газодинамической структуры течения и выходом на режим диффузионного горения в истекающей струе непосредственно за срезом выходного сопла-диафрагмы (рисунок 5.37).

б)

Рисунок 5.36- Положение фронта пламени в противоточной вихревой камере при переходе от режима 2 (а) к режиму 4 (б) (а=0,85)

Режим внешнего горения в истекающей струе реализуется в диапазоне значений коэффициента избытка воздуха от 0,6 до 0,4. При дальнейшем обогащении смеси до величины альфа 0,15 происходит богатый срыв пламени. Структура внешнего факела определяется комплексом тепловых и газодинамических условий распада истекающей из сопла-диафрагмы противоточной струи в неограниченном пространстве атмосферы. Газодинамические условия пространственной стабилизации пламени определяются диссипацией осевой и вращательной компонент скорости, а

также кинетической энергии движения распадающейся противоточной струи. Область стабилизации находится вблизи границы приосевой зоны возвратных течений, формирующейся между срезом сопла-диафрагмы и сечением закручивающего устройства.

Рисунок 5.37 - Положение фронта пламени в противоточной камере 1 на режиме 4

(а=0,6)

При увеличении коэффициента избытка воздуха смеси в режиме диффузионного горения формируется переходный диффузионно-кинетический режим внутреннего горения, локализованный в области соплового ввода (рисунок 5.38). Его формирование обусловлено локальным обеднением богатой топливовоздушной смеси в результате подмешивания поступающих масс воздуха и снижения расхода топлива. Как только значения коэффициента избытка воздуха переходят через богатую границу воспламенения, внешний фронт пламени, стабилизированный за срезом сопла-диафрагмы, поднимается вверх по потоку и занимает квазистационарное положение вблизи соплового ввода. На установившемся режиме горения его пространственные колебания обусловлены газодинамикой противоточного течения и, в первую очередь, периодической прецессией приосевого ядра закрученного течения.

Рисунок 5.38 - Положение фронта пламени в противоточной камере 1 при переходном

режиме 5 (а=0,8)

При дальнейшем обеднении интегрального состава топливовоздушной смеси в объёме противоточной вихревой камеры переходный диффузионно-кинетический режим горения сменяется ещё одним переходным режимом от горения в истекающей струе к горению в объеме противоточной цилиндрической камеры (рисунок 5.39). Это сопровождается проскоком фронта пламени (при значении а = 0,9) в объём цилиндрической камеры и крупномасштабной газодинамической пульсацией структуры противоточного течения, в результате которой повышение давления в области торцевой стенки, при приближении к ней фронта пламени, формирует выброс богатых топливом масс газа через приосевой поток в направлении выходного сопла-диафрагмы и дальше в атмосферу. На рисунке 5.39 отмеченное явление наглядно визуализируется наличием ярко-оранжевого внешнего факела, в котором догорают выброшенные из проточной части горелочного устройства массы богатой топливовоздушной смеси.

Дальнейшее обеднение состава топливовоздушной смеси характеризуется реализацией в противоточном течении режима внутреннего диффузионного горения до значений коэффициента избытка воздуха в диапазоне значений от 2,0 до 2,2. В этом случае количества тепла, выделяющегося в результате реакций горения, становится недостаточно для воспламенения новых порций топливовоздушной смеси и реализуется механизм бедного срыва пламени. Реакция затухает во всём объёме

противоточного течения начиная от выходного сопла-диафрагмы, вблизи которого рециркуляционная зона обратных токов меняет состав более интенсивно в результате подмешивания воздуха из атмосферы, до сечения ввода топливной струи на срезе сопла форсунки.

Рисунок 5.39 - Положение фронта пламени в противоточной камере 1 при переходном

режиме 6 (а=0,9)

Выявленные особенности формирования фронта пламени, его формы и положения в пространстве, определяющие конвективные и лучистые потоки к стенкам, ограничивающим противоточное закрученное течение, позволяют сформулировать требования к проведению измерений теплового состояния противоточного вихревого горелочного устройства. Основными элементами, подвергающимися воздействию высокотемпературных продуктов сгорания, являются цилиндрический участок и выходное сопло. Задача экспериментального исследования интегрального теплообмена фронта пламени с ограничивающими противоточное реагирующее течение стенками требует определения характеристик потока в ПВК при варьировании ее режима работы. Для комплексного исследования взаимосвязи процессов горения и теплообмена, а также анализа акустического излучения выбран вихревой противоточный горелочный модуль с тороидальной камерой без кожуха охлаждения и с цилиндрической частью выполненной из нихромовой фольги толщиной 0,1 мм. Это позволило провести серию экспериментальных исследований с организацией стабильного горения в объёме вихревой камеры, геометрические характеристики которой соответствовали относительной

площади соплового ввода ¥с = 0,1 и безразмерному диаметру диафрагмы = 0,8. Геометрическая структура модуля и его трехмерная модель в разрезе показаны на рисунках 5.40 и 5.41.

Переход к расширяющейся части _Участок 3_^

Цилиндрическая часть вихревой камеры

Участок 2

Кожух охлаждения Участок 4

Рисунок 5.40 - Экспериментальная модель вихревого горелочного модуля для проведения

исследований тепловизионным методом

Рисунок 5.41 - Трехмерная модель вихревого горелочного модуля без формирования охлаждающей рубашки охлаждающего кожуха Для исследования интегрального теплообмена потока со стенками противоточной камеры с охлаждающим кожухом использовался тепловизионный метод определения коэффициентов теплоотдачи [322]. В основу метода определения граничных условий теплообмена по результатам

нестационарной инфракрасной термографии положен метод регулярного теплового режима, используемый при исследовании нестационарных процессов теплообмена [323].

Идея метода заключается в том, чтобы изучить поведение противоточного вихревого горелочного устройства в процессе запуска и выхода на рабочий режим. Для этого устройство нагревается до стабильного теплового состояния. После этого подача топлива прекращается, и через внутренние полости горелки начинает циркулировать холодный воздух. Температура подаваемого воздуха остаётся постоянной и измеряется. С помощью компьютерного термографа измеряется температура на наружной поверхности горелки через определённые промежутки времени. В остальном применение метода нестационарной инфракрасной термографии при регулярном тепловом режиме для экспериментального нахождения коэффициентов теплоотдачи подробно описано в параграфе 2.3. Расчет темпа охлаждения элемента стенки горелочного устройства и коэффициентов теплоотдачи проводится по формулам (2.1) и (2.2) [323].

Для возможности использования экспериментальных данных по интегральному теплообмену в последующих тепловых расчётах они должны быть обработаны в соответствии с положениями теории подобия и анализа размерностей. Полученные в результате критериальные уравнения должны соответствовать принятой расчётной тепловой схеме горелки. Так для традиционно используемой зависимости вида Ыи = f(Re) при расчёте заданы определяющий размер - диаметр вихревой камеры горелки, определяющая температура - средняя температура на входе и выходе из горелки, и характерная скорость - среднерасходная скорость в сопловом вводе закручивающего устройства.

Для изучения режимов горения в противоточной вихревой камере, а также теплового состояния ограничивающих поток стенок была разработана и изготовлена экспериментальная установка, показанная на рисунке 5.42. Эта установка работает следующим образом. Газообразное топливо (пропан)

подавалось из баллона (2) в магистраль, а затем в противоточную камеру сгорания (1). В то же время воздух из компрессора (7) поступал по воздушной магистрали и далее через закручивающее устройство также подавался в камеру сгорания (1). Массовые расходы топлива и воздуха регулировались и измерялись расходомерами Bronkhorst MV306 (3). Температура и давление компонентов смеси измерялись термопарой ТХА (5), мембранным датчиком (4) и обрабатывались вторичным регулятором (6). Для воспламенения топливовоздушной смеси в камере сгорания использовались свеча зажигания (8) и источник питания (9). Измерения параметров теплового состояния стенок выполнялись с помощью инфракрасной (ИК) тепловизионной камеры ИРТИС-2000 Н(640х480 пикселей) (11), подключенной к ПК (12).

Рисунок 5.42 - Схема экспериментальной установки для исследования режимов с горением: 1) противоточная камера (вихревая труба); 2) газовый баллон; 3) массовые расходомеры; 4) датчики давления; 5) термопреобразователи ТХА; 6) вторичный преобразователь; 7) воздушный компрессор; 8) свеча зажигания); 9) источник питания; 10) цифровая фотокамера; 11) ИК тепловизионная камера; 12) компьютер

Процесс горения также регистрировался с помощью цифровой фотокамеры (10). Для повышения корректности измерений с помощью инфракрасной камеры, противоточная камера сгорания была равномерно покрыта углеродной сажей с коэффициентом излучения в диапазоне от 0,97 до 0,99. Перед экспериментами была измерена референсная температура, учет

которой выполнялся при обработке результатов эксперимента. Ее значение составило tref = 20°C. ИК-измерения проводились в условиях защиты от прямых солнечных лучей и искусственного освещения. Это исключило влияние внешнего солнечного и теплового излучения на результаты измерений. Чтобы уменьшить влияние угла обзора, характеристики теплового состояния стенок камеры сгорания регистрировались под углом не более 40° к перпендикуляру поверхности.

Экспериментальные исследования проводились с использованием откалиброванных датчиков и измерительных приборов. Температура воздуха и топлива измерялась термометрами сопротивления ТСП-100 с величиной неопределенности ±0,5%. Давление воздуха и топлива измерялось датчиками АИР-10Н, их неопределенность измерения составляла ±0,25%. Массовые расходомеры Bronkhorst MV306 обеспечили неопределенность измерения расхода на уровне ±2%. Расход воздуха в рамках «холодных» экспериментов определялся с неопределенностью ±0,75% на основе использования кориолисового расходомера Promass. Температура пламени измерялась термопарой ТПР с неопределенностью ±1,0%.

Суммарная стандартная неопределенность измерения коэффициентов теплоотдачи иа будет определяется выражением (2.15). Детальный расчет неопределенностей приведен в разделе 2.3. Расчёт для ПВГУ даёт величину суммарной стандартной неопределенности определения коэффициента теплоотдачи по описанной методике: иа=18,7 Вт/(м2К), что составляет 8,4% от измеренной величины при а = 223,3 Вт/(м2К).

Для верификации выполненных ранее численных расчетов, определении режимов горения и визуализации положения фронта пламени в противоточном закрученном течении ПВГУ проведены экспериментальные исследования на модели со сменным оптически прозрачным цилиндрическим участком ПВК, различной длины (рисунок 5.43).

При проведении испытаний осуществлялась скоростная видеосъемка фронта пламени с частотой 1000 к/с камерой Evercam 4000-8-С и проводились

акустические измерния микрофоном с анализатором спектра 2БТ 017-и2. Исследованы различные режимы по расходу топлива для ПВГУ с тремя различными длинами ПВК. В таблице 5.3 представлены параметры исследованных режимов.

На рисунках 5.44- 5.46 представлены временные реализации положения фронта пламени на исследованных режимах. Временной анализ полученных видео позволил устанвоить наличие как радиальных, так и осевых пульсаций фронта пламени различной амплитуды практически на всех режимах. Диапазон частот радиальных пульсаций связанных с спиральным характером движения периферийного вихря и прецессией приосевого потока, составляет от 10 до 55 Гц. Наименьшая частота пульсаций соответсвует ПВК длиной L/d=4 (от 9 до 36 Гц). Такая длина противоточной вихревой камеры

соответсвовал наиболее устойчивому горению, с границей бедного срыва до а=2,66 в исследованном диапазоне параметров.

Таблица 5.3 - Параметры режимов испытаний ПВГУ с различной длинной цилиндрической части

№ режима. Число Рейнольдса воздуха, Яев. Длина цилиндрической ПВК, Ь/Б Коэффициент избытка воздуха, а. Коэффициент избытка воздуха срыва пламени, ас.

1 48000 2.6 1,0 1,22

2 0,7

3 1,44

4 67500 1,45 -

5 48000 4 1,44 2,60

6 0,76

7 1,56

8 67500 1,45 -

9 48000 6 2,04 2,44

10 0,72

11 1,44

12 67500 1,45 -

Отклонение состава смеси от стехиометрического соотношения повышает частоту радиальных колебаний. Наблюдаемые осевые колебания положения фронта пламени с частотой 160..192 Гц появляются на околостехиометрических и бедных режимах горения и обусловлены периодическим проскоком фронта в зону обратных токов формируемую в противоточном закрученном течении цилиндрического участка горелки. Образование такой зоны возвратного течения было получена в рамках численного моделирования и показано на рисунке 5.28. В целом следует отметить более высокую частоту осевых колебаний фронта пламени. На модели ПВГУ с длинной цилиндрической частью отчётливо видно, что

амплитуда радиальных колебания возрастает в направлении от закручивающего устройства к тороидальной камере.

__

г0+6 мс *

То+35 мс 1 *

а)

4

I

й

б)

Рисунок 5.44 - Визуализация положения фронта пламени в цилиндрической противоточной вихревой камере ПВГУ ЬМ= 2,6: а) а=0,693, Яе=4,8-104, б) а=1,06, Яе=4,8-104, в) а=1,44, Яе=4,8-104, г) а=1,45, Яе=6,7-104

__

г0+7 мс

Гр+25 ^мс^ к

В А

То+7 мс

То+15 мс «4

"Т 0

а)

б)

1 То+37мс ^^^^^^^^ ^^^З^^В^Ей

т

»

в) г)

Рисунок 5.45 - Визуализация положения фронта пламени в цилиндрической противоточной вихревой камере ПВГУ L/d= 4: