Метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой камеры сгорания при применении вихревых противоточных предкамер для авиационных ГТД тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.22.14, кандидат наук Ершова Екатерина Александровна

• Ершова Екатерина Александровна
• кандидат наук
• 2022

Оглавление диссертации кандидат наук Ершова Екатерина Александровна

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

1 Анализ состояния вопроса и постановка задачи исследования

1.1 Основные направления снижения уровня эмиссии вредных веществ

в камерах сгорания авиационных двигателей летательных аппаратов

1.2 Состояние исследований и разработок в области создания малоэмиссионных камер сгорания

1.3 Применение конструкции камеры сгорания вихревого противоточного типа в камерах сгорания авиационных ГТД 25 Заключение по главе

2 Расчетные исследования структуры вихревого потока в предкамере численным методом

2.1 Расчетная схема для определения структуры потока в сечении тангенциального соплового закручивающего аппарата предкамеры

2.2 Методика определения структуры потока в сечении соплового тангенциального закручивающего аппарата предкамеры

2.2.1 Распределение параметров потока по радиусу зоны рециркуляции 53 Заключение по главе

3 Определение структуры потока в кольцевой камере сгорания с применением вихревых противоточных предкамер при использовании программного комплекса А^У8 СГХ

3.1 Определение структуры потока по длине вихревой противоточной

предкамеры

3.1.1 Определение структуры потока по длине вихревой противоточной предкамеры на «холодно» (пусковом) режиме

3.1.2 Определение структуры потока по длине вихревой противоточной предкамеры на режиме работы с горением топлива

3.1.3 Определение структуры потока по длине вихревой противоточной предкамеры при подаче топлива через сопловой тангенциальный

закручивающий аппарат

3.2 Определение структуры потока в кольцевой камере сгорания с применением вихревых противоточных предкамер

3.2.1 Определение структуры потока в камере сгорания на режиме максимальной тяги

3.2.2 Определение структуры потока в камере сгорания на крейсерском режиме работы

3.2.3 Определение структуры потока в камере сгорания на режиме малого газа

3.3 Особенности розжига камеры сгорания

3.4 Оценка влияния изменения направления факела на эксплуатационные характеристики камеры сгорания

3.5 Регулирование камеры сгорания при переходе с одного режима работы на другой

3.5.1 Переход посредством постепенного включения предкамер в определенной последовательности

3.5.2 Переход посредством регулирования расхода топлива в определенные группы предкамер

3.6 Метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой камеры сгорания при применении вихревых противоточных предкамер для камер сгорания авиационных ГТД 133 Заключение по главе

4 Экспериментальные исследования вихревой противоточной

предкамеры

4.1 Экспериментальные исследования полноразмерного образца модели вихревой противоточной предкамеры

4.2 Экспериментальные исследования увеличенного в размерах образца модели вихревой противоточной предкамеры

4.3 Сравнительная оценка структуры потока вихревой противоточной

предкамеры при использовании разных методов исследования

4.4 Влияние применения вихревых противоточных предкамер на

эксплуатационные характеристики кольцевой камеры сгорания

Заключение по главе

5 Промышленное применение полученных результатов

5.1 Применение КСВП в установках по термическому уничтожению медицинских и биологических отходов

5.2 Применение КСВП в установках по термической переработке веществ, содержащих углеводороды, с утилизацией продуктов переработки в виде ликвидных горючих компонентов

5.3 Применение КСВП в установках по термохимической обработке вещества, содержащего углерод, и получения сорбентов

5.4 Применение модификаций КСВП в установках термохимической переработки отходов измельченного углеродосодержащего вещества

с получением сорбентов

Заключение по главе

Заключение

Список сокращений и условных обозначений

Список литературы

Приложение А

Приложение Б

Приложение В

Приложение Г

Приложение Д

Приложение Е

Приложение Ж

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой камеры сгорания при применении вихревых противоточных предкамер для авиационных ГТД»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Проведение технического обслуживания и ремонта газотурбинного двигателя (ГТД), при эксплуатации воздушного судна, включает в себя обследование всех его узлов. Для сокращения этого процесса необходимо выполнение мероприятий по повышению эффективности и надежности работы всех частей ГТД, что позволит улучшить условия его эксплуатации в целом.

Каждое новое поколение ГТД характерно своими чертами, определяющими основные направления развития ГТД. Впервые определение поколений авиационных ГТД сделано в ЦИАМ в 70-х гг. прошлого века [1].

В результате развития ГТД возрастают температура воздуха на выходе из компрессора и температура газа на выходе из основной КС, расположенной между компрессором и турбиной. При этом осложняются проблемы обеспечения её эффективности, прочности, надежности, ресурса, приемлемых экологических характеристик (эмиссия вредных веществ) и характеристик запуска. Развитие авиационных ГТД, в части КС, характеризуется созданием и внедрением новых технологий, позволяющих обеспечить высокий уровень всех характеристик КС.

Каждый год международная организация гражданской авиации ИКАО (ICAO - International Civil Aviation Organization) активно ведет работы по охране окружающей среды. При этом отказ двигателестроительных предприятий выполнять требования ИКАО может привести к отказу в сертификации новых двигателей.

Проблема создания малоэмиссионной и надежной КС ГТД, из-за постоянного повышения предъявляемых требований, является актуальной в настоящее время. Распространенным дефектом КС является коксование горелочных устройств. Это приводит к сильной неравномерности температурного поля за КС.

Часто встречающимися дефектами являются также перегревы, пережоги и прогары жаровых труб (или элементов общей кольцевой КС) и последующих участков газоподводящего тракта. Причина здесь - неравномерность факела, часто связанная с коксованием или засорением горелок. Факел может пульсировать, что нередко приводит к появлению на стенках жаровых труб термоусталостных трещин, которые обычно начинаются от сварных швов.

Поэтому изучение особенностей вихревых течений и дальнейшее практическое применение их в работе КС является одним из перспективных методов повышения эксплуатационных характеристик КС ГТД, как функциональной системы воздушных судов (п.3 паспорта специальности 05.22.14).

Степень разработанности темы исследования. В настоящее время в ГТД используются различные конструкции малоэмиссионных КС, в том числе много-горелочной конструкции. Есть достаточно много работ по исследованию много-горелочных КС, по созданию фронтовых устройств, в которых реализуется закрутка потоков, и вихревых горелочных устройств, как отечественными, так и зарубежными исследователями следующих предприятий: ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова» г. Москва, Самарским государственным аэрокосмическим университетом имени академика С.П. Королева, ОАО «Кузнецов» г. Самара, АО «Климов» г. Санкт-Петербург, ОАО «НПО «Сатурн» г. Рыбинск, ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь, «General Electric» и «Pratt&Whitney».

Данные обстоятельства подтверждают, что возможность использования вихревого эффекта в полной мере на примере традиционной конструкции КС затруднительна, ввиду сложности структуры сильно закрученных потоков. Проведение таких исследований по применению вихревого эффекта в КС позволит повысить эффективность работы и обеспечить работоспособность в течение заданного ресурса не только КС, но и двигателя в целом.

Цель работы: теоретическое обоснование и разработка метода улучшения эксплуатационных характеристик, в том числе и эксплуатационной надежности, кольцевой КС при применении вихревых противоточных (ВП) предкамер для авиационных ГТД на основе изучения особенностей вихревых течений в КС.

Представляет значительный интерес научная задача, связанная с разработкой методов повышения эффективности эксплуатации кольцевой КС, как функциональной системы воздушных судов, для обеспечения исправности и работоспособности авиационной техники.

Задачи исследования:

1. Разработка метода улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС при применении ВП предкамер, который, при заданных значениях термодинамических параметров авиационного ГТД, позволяет повысить надежность КС при снижении таких показателей, как:

- периодичность (частота) осмотра состояния КС при техническом обслуживании;

- уровень эмиссии вредных веществ на выходе из КС;

- расход топлива;

- теплонапряженность наружных стенок КС,

а также обеспечить неизменность направления факела вдоль оси КС при образовании нагара на топливных форсунках.

2. Задачи, решаемые при разработке метода улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС:

- исследование особенностей и практическое применение вихревых течений в работе КС;

- разработка методики расчета структуры потока в ВП предкамере;

- модернизация кольцевой КС за счет применения ВП предкамер;

- анализ структуры потока в ВП предкамере при проведении расчетных исследований численным методом;

- разработка математической модели и расчет параметров потока в ВП предкамере и кольцевой КС с применением ВП предкамер при проведении расчетов с использованием программы ANSYS CFX;

- проведение натурных исследований структуры вихревого потока в ВП предкамере на разных режимах работы и видах топлива.

Объект и предмет исследования. Объект исследования - кольцевая КС. Предмет исследования - организация вихревой структуры потока внутри кольцевой КС с применением двух рядов ВП предкамер при работе на разных режимах.

Научная новизна диссертации состоит в следующем:

1. Разработан метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС при применении ВП предкамер для авиационных ГТД, позволяющий значительно снизить количество дефектов жаровых труб, вследствие перегревов и прогаров, и тем самым обеспечить исправности, работоспособность КС и повысить эксплуатационную надежность КС.

2. Разработано техническое решение по модернизации кольцевой КС за счет применения ВП предкамер

3. Разработана методика расчета вихревой структуры потока ВП предкамеры, выполненной по конструкции камеры сгорания вихревого противоточного типа (КСВП).

4. Разработана математическая модель рабочего процесса, протекающего в кольцевой КС с применением ВП предкамер.

5. Проведены натурные исследования ВП предкамеры на разных режимах работы и видах топлива.

6. Разработана методика расчета малоэмиссионной кольцевой КС с применением ВП предкамер.

Теоретическая значимость работы. Разработанная методика расчета позволяет производить расчет кольцевой КС с применением ВП предкамер с высокими эксплуатационными свойствами. Разработанный метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС при применении ВП предкамер для авиационных ГТД, включающий в себя: разработку методики расчета по определению параметров вихревого потока в ВП предкамере; модернизацию КС за счет применения ВП предкамер; разработку методики снижения эмиссии кольцевой КС для авиационных ГТД воздушных судов, позволяет повысить ресурс КС при обеспечении исправности и работоспособности КС за счет снижения дефектов жаровых труб и, тем самым повысить эксплуатационную надежность КС.

На способ осуществления рабочего процесса вихревого течения в кольцевой камере сгорания газотурбинного двигателя были получены патенты РФ № 2624682, № 2638500 и № 2708011.

Практическая значимость разработанного метода, при обеспечении заданных характеристик авиационного ГТД - тяги, расхода воздуха, скорости потока на выходе из КС и температуры газа, заключается в следующем:

- повышение надежности КС и снижение трудозатрат при техническом обслуживании КС;

- создании методики расчета малоэмиссионной кольцевой КС;

- снижении таких параметров, как: расход топлива (на 25%), уровень выбросов вредных веществ в атмосферу (в несколько раз), геометрические размеры и масса КС (на 22%), теплонапряженность наружных стенок КС;

- исключении возможности изменения направления факела при эксплуатации за счет использования ВП предкамер.

Методы исследования:

1. Метод теоретического исследования конструктивных схем существующих КС и физических процессов, протекающих в них.

2. Метод двухмерного моделирования структуры потока в ВП предкамере на основе методики расчета, разработанной с участием автора.

3. Метод моделирования течений в трехмерной стационарной постановке с учетом процессов турбулентного смешения потоков в ВП предкамере и кольцевой КС с применением ВП предкамер.

4. Численное моделирование процессов горения в кольцевой КС с применением ВП предкамер в трехмерной постановке с применением модуля CFX программного комплекса ANSYS.

5. Экспериментальное определение структуры и основных параметров потока в образцах модели ВП предкамеры в широком диапазоне изменения значений входных и основных геометрических параметров.

На защиту выносится:

1. Метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС при применении ВП предкамер, который, при заданных значениях термодинамических параметров авиационного ГТД, позволяет повысить эксплуатационную надежность КС при снижении таких показателей, как:

- периодичность (частота) осмотра состояния КС при техническом обслуживании;

- уровень эмиссии вредных веществ на выходе из КС;

- расход топлива;

- теплонапряженность наружных стенок КС,

а также обеспечить неизменность направления факела вдоль оси КС при образовании нагара на топливных форсунках.

2. Техническое решение по модернизации кольцевой КС за счет применения ВП предкамер.

3. Методика расчета параметров потока в ВП предкамере.

4. Результаты проведенных натурных и расчетных исследований процессов, протекающих внутри ВП предкамеры.

5. Результаты расчетных исследований, математического моделирования и натурных исследований по оптимизации малоэмиссионной кольцевой КС с применением двух ярусов ВП предкамер.

Достоверность полученных результатов подтверждается совпадением результатов численного моделирования в трехмерной постановке с результатами экспериментальных исследований разных моделей ВП предкамеры, проведенных автором, и с результатами экспериментальных исследований, опубликованными другими авторами.

Реализация результатов работы. Основные научные и практические результаты диссертационной работы внедрены в рабочий процесс ООО «Новая Энергия», были использованы при проектировании КС для применения в установках различного назначения на предприятиях ООО «Веоттекс» (г. Рыбинск), ООО «ПК «Ритм» (г. Рыбинск), ООО «Новые технологии» (г. Ярославль), ООО

«ПКФ «Протем» (г. Рыбинск), ООО «СИНТЕЗГАЗЭНЕРГО» (г. Ярославль), ООО «Финтека» (г. Москва).

Апробация результатов исследования. Основные материалы выполненных исследований и некоторые результаты диссертации докладывались на:

- VIII и IX международной научно-технической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых «Энергия - 2013» и «Энергия - 2014», ИГЭУ, г. Иваново (2013г., 2014г.);

- межвузовской конференции «Молодежь в науке», г. Рыбинск (2013г.);

- IV и V всероссийском энергетическом форуме, г. Ярославль (2013г.);

- V международном межотраслевом молодежном научно-отраслевом форуме «Молодежь и будущее авиации и космонавтики», МАИ, г. Москва (2013г.);

- седьмой всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России», МГТУ им. Н.Э. Баумана, г. Москва (2014г.);

- международной научно-технической конференции, посвященной 95-летию гражданской авиации в России «Гражданская авиация на современном этапе развития науки, техники и общества», МГТУ ГА, г. Москва (2018г.);

- научно-технической конференции «Климовские чтения - 2018. Перспективные направления развития авиадвигателестроения», АО «Климов», г. Санкт-Петербург (2018г.);

- научных чтениях по авиации в ВВИА имени профессора Н.Е. Жуковского, г. Воронеж (2019г.);

- XLV международной молодежной научной конференции «Гагаринские чтения - 2019», МАИ, г. Москва (2019г.;

- 54-х научных чтениях, посвященных памяти К.Э. Циолковского, г. Калуга (2019г.);

- всероссийской научно-технической конференции молодых ученых и специалистов «Авиационные двигатели и силовые установки», ЦИАМ, г. Москва (2019г.);

- XXX научно-технической конференции по аэродинамике, посвященной 150-летию со дня рождения С.А. Чаплыгина, ЦАГИ, г. Москва (2019г.);

- XI всероссийском межотраслевом молодежном конкурсе научно-технических работ и проектов «Молодежь и будущее авиации и космонавтики» в рамках VI международной недели авиакосмических технологий «Aerospace Science Week», МАИ, г. Москва (2019г.).

Личный вклад автора

1. Участие в разработке методики расчета по определению параметров потока в выходном сечении ВП предкамеры, выполненной по конструкции КСВП.

2. Расчетные исследования и анализ структуры потока в ВП предкамере с помощью численных методов.

3. Разработка математической модели и расчет параметров потока в ВП предкамере при проведении расчетов с использованием программы ANSYS CFX.

4. Разработка математической модели и расчет кольцевой КС с применением ВП предкамер с использованием программы ANSYS CFX.

5. Анализ и выявление наиболее рациональной модели кольцевой КС с применением ВП предкамер.

6. Проведение натурных исследований полноразмерного образца модели ВП предкамеры на разных режимах работы.

7. Проведение натурных исследований увеличенной в размерах модели ВП предкамеры, на разных режимах работы.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 19 печатных работ, из них 2 - в журналах, рекомендованных ВАК. Получено 3 патента на изобретения.

Структура и объем диссертационной работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы из 122 наименований и 7 приложений. Всего работа содержит 129 рисунков, 22 таблицы. Основная часть работы изложена на 195 страницах. Общий объем работы составляет 235 страниц.

1 АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

Необходимость создания конкурентоспособных авиационных двигателей, а также обеспечение их надежности и сохранения заданных параметров ресурса, обозначают основные направления по выполнению поисковых работ, связанных с нахождением новых решений, обеспечивающих энергетически, экономически и экологически эффективные характеристики, технологичность изготовления и эксплуатации.

Количество авиаперевозок во всем мире растет, что оказывает влияние на загрязнение окружающей среды, особенно в зоне аэропортов. Международная организация гражданской авиации ИКАО (ICAO - International Civil Aviation Organization) постоянно вводит дополнительные требования по ограничению токсичности выхлопных газов, выбрасываемых двигателями самолетов на международных авиалиниях. В настоящее время особенно остро стоит вопрос обеспечения экологической безопасности двигателей летательных аппаратов.

Именно работа КС, в большей степени, влияет на эффективность работы всего ГТД, а состав продуктов сгорания определяет уровень вредных выбросов, который с каждым годом меняется. Поэтому трудно не согласиться с кандидатом технических наук ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова» А.Ю. Васильевым: «Сегодня можно наблюдать очередной виток развития техники и значительного расширения спектра ее применения во всех сферах человеческой деятельности. Это сместило акценты в мировой экономике в сторону защиты окружающей среды, что, в свою очередь, в авиационной промышленности вывело на первый план требования снижения эмиссии вредных веществ от КС ГТД. Более того, невыполнение этих требований ведет к отказу в сертификации новых двигателей. При этом планируемый уровень технического совершенства КС должен изме-

ниться скачкообразно» [2], что приводит к необходимости повышать уровень технического совершенства КС.

Проблема создания малоэмиссионной и надежной КС ГТД, из-за постоянного повышения предъявляемых требований, является актуальной в настоящее время. Распространенным дефектом КС является коксование горелочных устройств. Это приводит к сильной неравномерности температурного поля за КС.

Часто встречающимися дефектами являются также перегревы, пережоги и прогары жаровых труб (или элементов общей кольцевой КС) и последующих участков газоподводящего тракта. На рисунке 1.1 приведены примеры выявленных дефектов жаровой трубы КС зарубежного двигателя CFM56, устанавливаемого на самолет Boeing 737, из руководства по эксплуатации за 2014 - 2015 гг. [3]. В рассматриваемом документе приведены данные по периодичности осмотра КС в зависимости от выявленных повреждений, которые заключаются в следующем:

- при увеличении отверстий на дефлекторе КС до 25 необходимо проводить осмотр КС через каждые 750 циклов работы двигателя, а при большем количестве отверстий - каждые 25 циклов работы двигателя;

- при наличии пересечений осевых и окружных трещин на поверхности жаровой трубы необходимо проводить осмотр КС через каждые 250 циклов работы двигателя;

- при образовании пяти трещин на поверхности жаровой трубы, которые пересекают только одно кольцо жаровой трубы, необходимо проводить осмотр КС через каждые 100 циклов работы двигателя;

- при увеличении отверстий на жаровой трубе, в результате прогара, более, чем в три раза, необходимо проводить осмотр КС через каждые 25 циклов работы двигателя;

- при увеличении длины радиальных трещина на жаровой трубе КС свыше 16 мм и окружных трещин свыше 23 мм, необходимо проводить осмотр КС через каждые 25 циклов работы двигателя.

EXAMPLE OF A CRACK THROUGH A RIB

DILUTION HOLES

MISSING MATERIAL BETWEEN THE CRACKS (EXAMPLE)

"O

(f

MISSING MATERIAL THAT IS NOT MORE THAN 2 TIMES THE HOLE AREA (EXAMPLE)

а) - образование трещин через ребра жаровой трубы;

- оплавление кромок отверстий;

- отсутствие материала вокруг отверстий

CRACK AT THE IGNITER HOLE (EXAMPLE}

IGNITER HOLE

THREE CRACKS -

ACROSS ONE

PANEL

(EXAMPLE)

0.05 INCH (1.3 mm) DIAMETER COOLING HOLE (REF)

BURN THROUGH HOLE (EXAMPLE)

б) - образование трещин;

- отсутствие материала между трещинами;

- прогар жаровой трубы

О

_С)_

о о

<

BURN THROGH HOLE WHICH IS LESS THAN TUO TIMES THE AREA OF A DILUTION HOLE (EXAMPLE)

■ CRACK ACROSS FOUR PANELS (EXAMPLE)

MISSING OVERHANG (EXAMPLE)

в) - образование трещин по всей длине жаровой трубы КС;

- оплавление кромок отверстий;

- образование трещин около отв ерстия для установки свечи зажигания;

- образованием участков со сколами

Рис. 1.1 Примеры выявленных дефектов жаровой трубы КС при эксплуатации

двигателя СБМ56

Технический осмотр авиационного двигателя занимает около 2 часов, а при обнаружении повреждений время может увеличиваться до 5 часов и более, что приводит к простоям самолета в аэропорту и убыткам авиакомпании.

Все предыдущие годы развития ГТД, в том числе и КС, внимание было направлено на экспериментальное изучение физических процессов в них, что способствовало пониманию внутрикамерных процессов и облегчению процесса проектирования. Одновременно развивались и теоретические основы процессов горения, такие как теоретические основы нормального горения, теория цепного теп-

лового самовоспламенения, развитая в трудах Михельсона В.А., академиков Семенова Н.Н. и Зельдовича Я. Б. [4].

Техническая революция в авиации, в результате которой появился реактивный двигатель, потребовала развития соответствующего раздела теории горения. Интенсификация процесса, горение в высотных условиях, пределы стабилизации - все эти и некоторые другие вопросы составили новое направление - исследование процессов горения в турбулентном потоке, основоположниками которой явились Щелкин К.И., Талантов А.В. [5]. Заслуживают упоминания зарубежные ученые, внесшие существенный вклад в теорию горения: Льюис, Эльбе, Дамкёллер, Сполдинг, Вильяме, Тзян, Крокко, Карман и др.

На основе результатов работ по исследованию процесса горения и расчетов КС, полученных ранее учеными, позволили создать новое направление - вычислительную газодинамику расчета трехмерных течений с процессами химического реагирования, тепло-массообмена и распространения пламени. Это стало возможным с появлением мощных компьютеров и методов программирования.

1.1 Основные направления снижения уровня эмиссии вредных веществ в камерах сгорания авиационных двигателей летательных аппаратов

При работе авиационных двигателей летательных аппаратов происходит выброс вредных веществ в атмосферу: СО (монооксид углерода), ^^ (несгорев-шие углеводороды), NOx (оксиды азота). Конструкторы, работающие над созданием КС, должны обеспечить соответствие рабочих характеристик КС экологическим параметрам, принятым Международной организацией гражданской авиации (ICAO). Для снижения уровня выбросов СО, С^у и NОx на данный момент уже проведены многочисленные исследования и имеются методики по проведению

соответствующих мероприятий. Причем, снижение уровня эмиссии КОх, как показали наблюдения, оказалось наиболее затруднительным, ввиду повышения температуры газа на выходе из КС. Для создания малоэмиссионных КС следующие мероприятия являются основными [6]:

1. Организация горения с полным смешением топлива и воздуха в двухзон-ной КС.

2. Разработка схемы КС с предварительной подготовкой смеси.

3. Разработка новой конструкции фронтовых устройств, обеспечивающих качественное образование топливовоздушной смеси.

4. Проработка схемы подачи воздуха в зоны жаровой трубы КС.

5. Проработка системы охлаждения стенок КС.

6. Разработка многогорелочной конструкции КС.

7. Применение вихревой КС.

1.2 Состояние исследований и разработок в области создания малоэмиссионных камер сгорания

Значительный вклад в разработку малоэмиссионных КС был внесен Центральным управлением США по аэронавтике и исследованию космического пространства, на базе которого фирмы «General Electric» (двигатель CF6-50) и «Pratt&Whitney» (двигатель JT9-7) занимались разработкой конструкции «чистой» КС [7]. В результате было получено несколько конструкций КС с использованием зонного горения. В работах приводятся исследования по улучшению смешения топлива с воздухом [8]. Организация зонного горения способствует снижению уровня выбросов вредных веществ на разных режимах работы двигателя за счет регулирования подачи топлива в каждую зону.

Одним из последних направлений по снижению уровня эмиссии вредных веществ, как сказано ранее, является применение вихревой КС и конструкции многогорелочной КС. В настоящее время ведутся разработки по всему миру по созданию таких КС.

Большой вклад в разработку малоэмиссионных КС внесли исследования, проведенные специалистами Самарского государственного аэрокосмического университета (национального исследовательского университета) имени академика С.П. Королева и ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова» [9, 10, 11]. В работах подробно рассматриваются вопросы экологии и нормирование эмиссии вредных веществ, перечень проблем, решаемых при создании малоэмиссионных КС.

Подробное описание распределения параметров в многогорелочных КС представлено в трудах Казанского национального исследовательского технического университета им. А.Н. Туполева [12]. Как известно, процессы горения и взаимного перемешивания потоков происходят в зонах КС: зоне горения, зоне смешения и зоне ускорения потока газа. На рисунке 1.2 показано компьютерное моделирование структуры потока с нанесением цветовой схемы по температуре посредством линий тока в жаровой трубе кольцевой многогорелочной КС [12].

Рис. 1.2 Структура потока (линии тока) с нанесением цветовой схемы по

температуре

Неравномерность полей температуры и скорости зависит от многих режимных и конструктивных параметров. При этом изменение любого из этих параметров может привести к уменьшению неравномерности. При использовании конструкции многогорелочной КС выполняется требование по равномерному распределению параметров в выходном сечении КС.

Разработкой многофорсуночных КС в настоящее время занимаются ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова» г. Москва, ОАО «Кузнецов» г. Самара, ОАО «НПО «Сатурн» г. Рыбинск [13, 14, 15, 16].

Многофорсуночные КС разработки ОАО «Кузнецов» применяются в двигателях самолетов с дозвуковыми скоростями полета (НК-8, НК-8-2У, НК-86, НК-86МА) и сверхзвуковыми скоростями полета (НК-144, НК-22, НК-25, НК-32).

ОАО «Кузнецов» (г. Самара), совместно с Самарским государственным аэрокосмическим университетом имени академика С.П. Королева (национальный исследовательский университет) занимались разработкой конструкции и проводили расчетно-экспериментальные исследования многофорсуночной малоэмиссионной КС применительно к ТРДД НК-65 (рис. 1.3) [17, 18, 19].

Рис. 1.3 Малоэмиссионная КС двигателя НК-65 1 - корпус внутренний; 2 - стенка диффузора внутренняя; 3 - фланец крепления к статору компрессора; 4 - стенка диффузора наружная; 5 - фланец крепления к статору компрессора; 6 - корпус КС; 7 - труба жаровая; 8 - фланец крепления деталей подвески жаровой трубы; 9 - крепление подвески жаровой трубы;

10 - серьга; 11 - кронштейн; 12 - патрубок подвода вторичного воздуха в зону горения; 13 - стенка наружная; 14 - фланец крепления к статору турбины;

15 - патрубок подвода вторичного воздуха в зону смешения; 16, 18 - кольцо уплотнительное; 17 - проточка кольцевые;19 - стенка внутренняя; 20 - фланец

крепления к статору турбины

На предприятии ОАО «НПО «Сатурн» (г. Рыбинск) были проведены расчеты и экспериментальные исследования по разработке оптимальной системы охлаждения в многогорелочной КС (рис. 1.4) [16].

В результате работы были предложены рекомендации по моделированию конструкции жаровой трубы КС для улучшения теплового состояния ее сегментов.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Ершова Екатерина Александровна, 2022 год

в) температура

Распределение окружной составляющей скорости по длине предкамеры указывает на падение ее величины, что объясняется передачей момента количе-

ства движения от периферийного потока к приосевому потоку, то есть генерирования закрутки приосевого потока. Наличие окружной составляющей скорости приводит к формированию радиального градиента статического давления, достигающего максимальной величины в сечении соплового тангенциального закручивающего аппарата вследствие максимальных значений окружной скорости в данном сечении.

Радиальный градиент статического давления формирует осевой градиент статического давления, направленный в сторону вектора осевой скорости периферийного потока. При этом в сечении соплового закручивающего аппарата на «холодном» (пусковом) режиме формируются два осевых градиента статического давления.

В приосевой и периферийной зоне выходного патрубка осевые градиенты статического давления направлены в противоположные стороны. На рисунке 3.4 (б) показано распределение осевой составляющей скорости в сечении соплового тангенциального закручивающего аппарата и в выходном патрубке. На пусковом режиме в сечении выходного патрубка формируются два потока с противоположными осевыми скоростями [94]. Один поток, близкий к оси выходного патрубка предкамеры, эжектирует поток из жаровой трубы основной ступени КС в предкамеру, а поток, близкий к стенкам выходного патрубка, направлен в противоположном направлении, то есть из предкамеры в жаровую трубу основной ступени КС. Вследствие такого распределения осевых скоростей на пусковом режиме предкамеры, продукты сгорания из зоны горения жаровой трубы основной ступени КС поступают в приосевой поток предкамеры, поджигая сформированную в предкамере топливовоздушную смесь, создавая в приосевом потоке зону горения. В результате этого, предкамера переходит на рабочий режим, при котором структура потока в приосевом потоке перестраивается, исчезает зона эжекти-рования потока из жаровой трубы основной ступени КС в приосевую зону предкамеры. Таким образом, осевой градиент статического давления в приосевом потоке меняет направление на противоположное, совпадающее с направлением осевого градиента статического давления периферийного потока.

На рисунке 3.4 (в) представлено распределение температуры потока в предкамере на пусковом режиме. Из рисунка видно, что наблюдается небольшое падение значений температуры по длине предкамеры, при перемещении от соплового закручивающего аппарата. В тоже время, отмечается снижение температуры в приосевом потоке по сравнению с периферийным потоком. Полученное распределение температуры полностью соответствует данным других авторов, исследующих течение в вихревых трубах [27 - 38].

Для наглядного представления распределения потока по длине предкамеры на рисунке 3.5 представлено распределение окружной составляющей скорости внутри предкамеры посредством линий тока.

Рис. 3.5 Представление окружной составляющей скорости потока внутри

предкамеры по линиям тока

Следующим шагом было проведение расчетов структуры потока в предкамере на режиме работы с горением топлива.

3.1.2 Определение структуры потока по длине вихревой противоточной предкамеры на режиме работы с горением топлива

Упрощенная 3D модель предкамеры, выбранная для расчета работы с горением топлива, показана на рисунке 3.6. Отличием 3D модели предкамеры для такого расчета является применение упрощенной модели форсунки, представляющей собой двухканальную центробежную форсунку, из которой выходит закрученный поток топлива без предварительного смешения с воздухом. Это говорит о том, что образование топливовоздушной смеси происходит непосредственно в самой предкамере.

Для этого варианта расчета делается расчетная сетка, показанная на рисунке 3.7, и добавляются граничные условия, необходимые для задания подачи топлива: - на вход в топливную форсунку (Fuel) - скорость топлива, расход топлива, температура топлива, направление потока тангенциально входной плоскости. Остальные параметры для задания реакции горения задаются такие же, как было описано ранее.

Рис. 3.6 Упрощенная 3D модель предкамеры с подачей топлива 1 - трубчатая вихревая жаровая труба; 2 - сопловой тангенциальный закручивающий аппарат; 3 - выходной патрубок; 4 - топливная форсунка

Рис.3.7 Вид расчетной сетки для расчета предкамеры на режиме

работы с горением топлива

Расчетная сетка генерируется посредством приложения АКБУБ 1СЕМ СББ неструктурированная, с призматическими элементами, моделирующими пограничные слои, со сгущением на участках с резким изменением геометрии (входные каналы, выходной патрубок, выходной канал форсунки). Общее количество элементов составило 222,3 тысячи штук. При этом средний линейный размер элемента изменялся от 1,9 до 0,00017 мм.

Расчет проводится со следующими параметрами: длина предкамеры - 2,5 калибра; относительный диаметр сопла <30ТН= 0,6; скорость воздуха - 85 м/с; температура воздуха - 500 К; расход воздуха на входе в сопловой тангенциальный закручивающий аппарат - 0,074 кг/с, расход топлива через форсунку - 0,005 кг/с; температура топлива - 320 К; скорость топлива - 20 м/с; расчетный коэффициент избытка воздуха - 1.

На рисунке 3.8 показана схема с заданными граничными условиями.

Рис. 3.8 Схема с заданными граничными условиями для расчета предкамеры на режиме работы с горением топлива

На рисунках 3.9 (а, б, в) представлена структура потока в исследуемой предкамере на режиме работы с горением топлива, а именно, распределение окружной и осевой составляющих скорости и температуры по радиусу и длине предкамеры.

Существенным отличием полученной структуры потока от структуры потока на «холодном» (пусковом) режиме (рис. 3.4), является изменение направления вектора осевого градиента статического давления в осевом потоке, сформированном из продуктов сгорания на выходе из предкамеры. Так вектор осевого градиента статического давления, как в потоке в пристеночной зоне выходного патрубка, так и в приосевой зоне потока выходного патрубка, совпадают по направлению и направлены в противоположную сторону аналогичного градиента периферийного потока. Это приводит к ликвидации эжекции продуктов сгорания из зоны горения жаровой трубы КС в предкамеру.

а

б

в

Рис. 3.9 Распределение скоростей и температуры в предкамере: а) окружная составляющая скорости; б) осевая составляющая скорости;

в) температура

Как видно из рисунка 3.9 (а) окружные составляющие скорости периферийного и приосевого потоков остаются качественно подобными. При этом осевые составляющие скорости продуктов сгорания в выходном сопле значительно воз-

растают (рис. 3.9 (б)). Такое явление вызвано увеличением температуры в приосе-вом потоке за счёт сжигания топлива и уменьшения плотности продуктов сгорания, что приводит к росту объёмного расхода на выходе из предкамеры.

Из рисунка 3.9 (в) видно, что фронт пламени на данном режиме, определяемом параметрами на входе в предкамеру, находится в зоне формирования периферийного потока и располагается по границе разделения периферийного и при-осевого потоков, где достигаются максимальные температуры, уменьшающиеся по радиусу приосевого потока продуктов сгорания.

Для стабилизации рабочего процесса в предкамере было принято решение об установке стабилизатора внутрь предкамеры и увеличении скорости потока на входе в сопловой тангенциальный закручивающий аппарат. Расчет был произведен со следующими параметрами: длина предкамеры - 2,5 калибра; длина стабилизатора - 0,451 относительный диаметр сопла ¿отн= 0,6; угол распыла топлива - 90о; скорость воздуха - 170 м/с, температура воздуха - 500 К, расход воздуха -0,074 кг/с, расход топлива - 0,005 кг/с; температура топлива - 320 К; скорость топлива - 0,01 м/с.

На рисунке 3.10 (а, б, в) представлена структура потока в исследуемой предкамере на рабочем режиме.

Существенным отличием от структуры потока, показанной на рисунках 3.9 (а, б, в), является установка механического стабилизатора, расположенного в противоположном, от соплового тангенциального закручивающего аппарата, конце предкамеры.

Применение стабилизатора вызвано необходимостью стабилизации потока в зоне горения, при следующих данных:

- длине рабочей зоны предкамеры менее 2,5 калибра;

- большой скорости на выходе из соплового тангенциального закручивающего аппарата;

Я 17.2

а

б

в

Рис. 3.10 Распределение скоростей и температуры в предкамере: а) окружная составляющая скорости; б) осевая составляющая скорости;

в) температура

Наличие стабилизатора снижает скорости в зоне воспламенения топливо-воздушной смеси, стабилизируя процесс горения в зоне горения.

Из рисунка 3.10 (а, б) видно, что наблюдается значительное снижение скоростей во внутренней зоне стабилизатора, особенно снижение окружной составляющей скорости, а также значительное изменение структуры потока, как в периферийном потоке, так и в приосевом потоке. Зона горения с наличием максимальных температур располагается в приосевом потоке на выходе из стабилизатора. В периферийном потоке, в пристеночной области, формируется интенсивная зона завесного охлаждения стенок предкамеры. Зона начала процесса горения с ростом температуры располагается в стабилизаторе между топливной форсункой и выходным отверстием стабилизатора.

Использование отверстий на цилиндрической поверхности стенок стабилизатора приводит к организации стабилизирующих радиальных потоков из периферийного потока во внутреннюю область стабилизатора и в зону подачи топлива. Отмечено некоторое повышение температуры в потоке между внутренней поверхностью предкамеры и внешней поверхностью стабилизатора. Это связано со снижением осевых скоростей в этой зоне и попаданием в неё из приосевого и внешнего потоков несгоревшего топлива.

В результате была выбрана другая модель стабилизатора с восьмью тангенциальными отверстиями диаметром 1,8 мм, расположенными на цилиндрической части стабилизатора вблизи выхода топлива из форсунки, которые представляют собой упрощенный завихритель, охватывающий топливную форсунку.

Расчет проводился со следующими параметрами: длина предкамеры - 2,5 калибра; длина стабилизатора - 0,45£пр; относительный диаметр сопла - ^отн=0,6; угол распыла - 90о; скорость воздуха - 170 м/с, температура воздуха - 500 К, расход воздуха - 0,074 кг/с, расход топлива - 0,005 кг/с; температура топлива - 320К; скорость топлива - 0,01 м/с.

На рисунке 3.11 (а, б, в) представлена структура потока в исследуемой предкамере на рабочем режиме. Существенным отличием от структуры потока, представленной на рисунке 3.10, является установка на торцевой стенке механического стабилизатора завихрителя, охватывающего топливную форсунку. Такое традиционное для КС выполнение фронтового устройства, содержащего центро-

бежную топливную форсунку в сочетании с завихрителем, приводит к формированию вблизи торцевой стенки стабилизатора зоны циркуляции, которая, как известно, способствует смесеобразованию и стабилизации процесса горения [94].

а

б

в

Рис. 3.11 Распределение скоростей и температуры в предкамере: а) окружная составляющая скорости; б) осевая составляющая скорости;

в) температура

Из рисунка 3.11 (а, б) видно снижение окружной составляющей скорости в стабилизаторе, особенно в его приосевой зоне, и более равномерное формирование поля осевых составляющих скорости. Использование данного фронтового устройства в стабилизаторе приводит к перемещению начала зоны горения к торцевой стенке стабилизатора и снижению температуры вблизи внутренней поверхности стенки стабилизатора. Формирование внешнего подвода тепла к внешней и внутренней поверхности профилированной части стенки стабилизатора, особенно около внутренней поверхности, омываемой частью воздуха из завихрителя, способствует ликвидации вблизи нее процессов выделения из топлива углерода и его последующего коксования. В целом структура потока в предкамере аналогична структуре, показанной на рисунке 3.10.

Последний вариант модели предкамеры оказался наиболее рациональным (рис. 3.11). Опираясь на рекомендации по созданию жаровых труб традиционных КС [94], было решено сделать также отверстия на стенках стабилизатора предкамеры, чтобы предотвратить нагрев. На основе выбранного варианта предкамеры был разработан ее примерный облик.

3.1.3 Определение структуры потока по длине вихревой противоточной предкамеры при подаче топлива через сопловой тангенциальный закручивающий аппарат

Одним из альтернативных вариантов подачи топлива является подача топлива в предкамеру через сопловой тангенциальный закручивающий аппарат. При проведении расчета в такой постановке не требуется установка упрощенного за-вихрителя, охватывающего топливную форсунку (рис. 3.11), ввиду того, что форсунка убирается. Поэтому было принято решение об увеличении количества от-

верстий на стабилизаторе до 24 штук с диаметром 1,5 мм. Расчет проводился со следующими параметрами: подача топлива через завихритель; длина предкамеры 2,5 калибра; длина стабилизатора - 0,451 относительный диаметр сопла а|отн= 0,6; угол распыла топлива - 90о; скорость воздуха - 170 м/с, температура воздуха - 500 К, расход воздуха - 0,074 кг/с, расход топлива - 0,005 кг/с; температура топлива - 320 К; скорость топлива - 0,7 м/с.

На рисунке 3.12 (а, б, в) представлена структура потока в исследуемой предкамере на рабочем режиме. Существенным отличием от структуры потока рисунков 3.10 и 3.11 является размещение топливных форсунок в проточной части соплового закручивающего аппарата. Топливные форсунки выполнены в виде струйных форсунок.

Центральные оси выходных каналов форсунок направлены перпендикулярно торцевым поверхностям входных каналов соплового тангенциального закручивающего аппарата. В этом случае, струя топлива подаётся в поток воздуха в зоне максимальной скорости. Такое размещение топливных форсунок улучшает качество образования топливовоздушной смеси за счёт одновременного формирования топливовоздушной смеси и периферийной закрутки потока.

Используемый способ формирования топливовоздушной смеси приводит к снижению тепловых нагрузок на стенки стабилизатора, формируя в нём равномерное поле температуры. Кроме того, сформированная в периферийном потоке топливовоздушная смесь непосредственно поступает в зону горения приосевого потока, при этом только малая часть топлива поступает через отверстия в стенке стабилизатора во внутреннюю зону стабилизатора, формируя стабилизирующий поток продуктов сгорания на выходе.

При этом отсутствие жидкого топлива во внутренней зоне стабилизатора ликвидирует возможность коксования углерода на внутренней поверхности стенок стабилизатора. В целом структура потока в предкамере аналогична структуре, показанной на рисунках 3.10 и 3.11. Как было описано выше, варьируя входными параметрами воздуха и топлива, можно управлять структурой потоков внутри предкамеры, в том числе положением фронта пламени и зоны горения.

а

б

в

Рис. 3.12 Распределение скоростей и температуры в предкамере: а) окружная составляющая скорости; б) осевая составляющая скорости;

в) температура

Распределение температуры в предкамере при подаче топлива через соловой тангенциальный закручивающий аппарат (рис. 3.12 (в)) подтверждает отсут-

ствие зоны горения в периферийном потоке, даже при наличии топлива в потоке, и её расположение в приосевом потоке. Такая особенность рабочего процесса дает возможность снизить теплонапряженность стенок ВП предкамеры и повысить её эксплуатационные характеристики.

Способ подачи топлива через сопловой тангенциальный закручивающий аппарат является новым и малоизученным, что требует дополнительных исследований. В связи с этим, было принято решение о продолжении проведения расчетов с применением традиционной схемы подачи топлива.

3.2 Определение структуры потока в кольцевой камере сгорания с применением вихревых противоточных предкамер

Модель кольцевой КС включает в себя 54 ВП предкамеры [75], работа которых оказывает прямое воздействие на параметры основной ступени КС. На рисунке 3.13 показана схема включения предкамер в зависимости от режима работы КС. На режиме максимальной тяги работают все 54 предкамеры, на крейсерском режиме - 36 предкамер и на режиме малого газа - 27 предкамер.

Совместная работа предкамер КС позволяет получить достоверные характеристики работы всей КС. За основу жаровой трубы основной ступени КС был взят облик жаровой трубы КС авиационного двигателя GEnx зарубежного производителя General Electric.

Рис. 3.13 Схема включения предкамер в зависимости от режима работы КС а - режим малого газа; б - крейсерский режим; в - режим максимальной тяги

3.2.1 Определение структуры потока в камере сгорания на режиме максимальной тяги

Проведение расчета с помощью программного комплекса АКБУБ СБХ занимает достаточно большое количество времени, по этой причине было принято решение об упрощении расчетной модели.

На рисунке 3.14 представлен сектор упрощенной 3Э модели КС. В качестве расчетной области был выбран сектор КС, составляющий угол 13,3° с двумя рядами предкамер, соответствующий 27 форсункам на одном ярусе по всему радиусу КС (рис. 3.14).

Рассматриваемый сектор имеет две ВП предкамеры, выполненные по конструкции КСВП. Каждая предкамера имеет два сопловых тангенциальных закручивающих аппарата одинаковой площади. Через первый сопловой тангенциальный закручивающий аппарат воздух подается непосредственно в предкамеру, в то

время как через второй сопловой тангенциальный закручивающий аппарат воздух поступает в жаровую трубу основной ступени КС.

Модель форсунки представляет собой двухканальную центробежную форсунку, из которой выходит закрученный поток топлива без предварительного смешения с воздухом. Это говорит о том, что образование топливовоздушной смеси происходит непосредственно в самой предкамере.

Рис. 3.14 Сектор упрощенной 3D модели КС 1 - ВП предкамеры; 2 - жаровая труба основной ступени КС; 3 - первый сопловой тангенциальный закручивающий аппарат; 4 - второй сопловой тангенциальный закручивающий аппарат

За основу расчета были взяты параметры потока из газодинамического расчета КС для зарубежного двигателя GEnx фирмы General Electric (таблица 3.1). Опираясь на рекомендации по расчетам КС и проведенные расчеты ВП предкамеры [92, 96, 93], были приняты следующие параметры расчета:

1. Представление воздуха, паров и продуктов сгорания по модели Эйлера в виде непрерывного потока смеси идеальных инертных газов, все свойства которых рассчитываются в зависимости от давления и температуры по данным стандартных библиотек ANSYS.

2. Моделирование турбулентности потока по модели «k-s».

3. Моделирование тепломассопереноса в потоке по модели Ranz Marshall.

4. Моделирование лучистого теплообмена в жаровой трубе по модели Р1.

5. Представление жидкого керосина Jet A Liquid по модели Лагранжа в виде «виртуальных» частиц, переносящих заданную массу.

6. Моделирование испарения и смешения топлива с газовым потоком по модели Liquid Evaporation Model с учетом скрытой теплоты фазового перехода.

7. Моделирование процесса горения по модели неполного сгорания Flamelet с учетом химических реакций, задаваемых на основе Rif - библиотеки ANSYS;

8. Моделирование реакции горения топлива без образования NOx (without

NOx).

Опираясь на предварительные исследования в области создания вихревых горелочных устройств и КС, для проведения расчета были выбраны следующие исходные данные (граничные условия):

- на вход топлива в тангенциальные каналы, имитирующие каналы форсунки (Fuell, Fuel2) - расход топлива через форсунку, температура топлива, скорость топлива, минимальный размер капель топлива во время расчета, тип и направление потока топлива с постоянными параметрами по высоте канала;

- на вход в сопловые тангенциальные закручивающие аппараты (Inlet 1, Inletll, Inlet2, Inlet22) - полное давление, полная температура, тип и направление потока воздуха (дозвуковой, турбулентный 5-10%), направление потока - тангенциально к оси предкамеры в плоскости входа, с постоянными параметрами по высоте канала);

- на выход из предкамеры (Outlet) - расход воздуха через рассматриваемый сектор КС;

- на стенках (Wall) - условие адиабатности (для всех внешних стенок), тип обтекания (без прилипания).

- на границах сектора задано условие симметрии (siml, sim2).

Расчетные сетки генерировались посредством приложения ANSYS ICEM

CFD неструктурированные, с призматическими элементами, моделирующими по-

граничные слои, со сгущением на участках с резким изменением геометрии (входные каналы, выходные патрубки предкамер, выходные каналы форсунок) (рис. 3.15). Общее количество элементов расчетной сетки составило 765 тысяч штук. При этом средний линейный размер элемента изменялся от 1,9 до 0,0002 мм (рис. 3.15).

На рисунке 3.16 показана схема с заданными граничными условиями. Исходные данные, задаваемые при расчете параметров работы кольцевой КС на основных режимах работы в программе ANSYS CFX, представлены в таблице 3.2.

Рис. 3.15 Вид расчетной сетки для расчета КС

Рис. 3.16 Схема с заданными граничными условиями для расчета КС

Таблица 3.2

Исходные данные для расчета параметров работы КС на основных

режимах работы.

№ п/ п Режим работы Расход топлива через форсунку, кг/с Скорость топлива, м/с Температура топлива, К Расход воздуха через сектор, кг/с Давление воздуха на входе в КС, МПа Температура воздуха на входе в КС, К

1 Максимальный 0,0335 0,1 320 3,75 3,2 920

2 Крейсерский 0,0146 0,1 320 1,36 1,2 770

3 Малый газ 0,009 0,1 320 0,625 0,42 500

На рисунках 3.17 - 3.24 представлены результаты расчета кольцевой КС на режиме максимальной тяги.

Рис. 3.17 Распределение статического давления в КС на режиме

максимальной тяги

Рис. 3.19 Распределение температуры в КС на режиме

максимальной тяги

Рис. 3.21 Распределение осевой составляющей скорости в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.23 Распределение массовой доли СО2 в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.24 Распределение чисел Маха в КС на режиме максимальной тяги

Как отмечалось ранее, параметры потока невозможно спрогнозировать без проведения расчета совместной работы предкамер в составе кольцевой КС. Ре-

зультаты расчета показали на небольшой перепад давления в КС (рис. 3.17, 3.18), в отличие от перепада давления в предкамере. Это обеспечивается за счет подвода воздуха через второй сопловой тангенциальный закручивающий аппарат в жаровую трубу основной ступени КС и дальнейшего его смешения с продуктами сгорания, выходящими из предкамеры. При этом в стенках жаровой трубы КС отсутствуют отверстия для дополнительного подвода воздуха, что объясняет отсутствие гидравлических потерь. Распределение осевой и окружной составляющих скорости соответствуют данным, полученным ранее при расчете предкамеры (рис. 3.12). При этом наблюдается увеличение скорости в сечении выходного патрубка предкамеры и дальнейшее выравнивание полей к выходному сечению жаровой трубы основной ступени КС (рис. 3.24).

На выходе из жаровой трубы КС были получены высокие значения температуры (Тг = 2527 К) и ее неравномерность (рис. 3.19), что оказывает влияние на состав продуктов сгорания. При этом, по распределению кислорода О2 (рис. 3.22) и углекислого газа СО2 (рис. 3.23) по КС, определяется высокая полнота сгорания топлива.

На основе полученных результатов, было принято решение о снижении количества подаваемого топлива в КС на 25%. В таблице 3.3 приведены исходные данные для расчета параметров потока КС после изменения количества подаваемого топлива.

Таблица 3.3

Исходные данные для расчета параметров работы КС после изменения количества

подаваемого топлива.

№ Расход топлива через форсунку, кг/с п- 2 ^ ьм Температура топлива, К Расход воздуха через сектор, кг/с з- е оз ед а во в х П е в М а аур на ат а К С, К

п/ п Режим работы н , О СЗ ов ри рко ил С 5 Й „ ® я О ла К вх л * (и С^ пд з мо ев Тв « е д о х в

1 Максимальный 0,025 0,1 320 3,75 3,2 920

2 Крейсерский 0,011 0,1 320 1,36 1,2 770

3 Малый газ 0,00675 0,1 320 0,625 0,42 500

На рисунках 3.25 - 3.32 представлены результаты расчета работы КС на режиме максимальной тяги с уменьшением расхода топлива. В результате расчета был получен небольшой перепад давления (рис. 3.25, 3.26), который составил 5 -6% и, в некоторых отдельных точках, 10%, что является допустимым диапазоном при проведении расчета КС [94]. Максимальные значения осевой и окружной составляющих скорости находятся в сечении выходного патрубка предкамеры (рис. 3.28, 3.29).

Следует отметить, что уменьшение количества подаваемого топлива позволило снизить величину скорости в выходном сечении жаровой трубы КС (рис. 3.32) в сравнении с ранее проведенным расчетом (рис. 3.24), но обеспечило требуемую ее величину для организации эффективной работы турбины.

Рис. 3.25 Распределение статического давления в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.26 Распределение полного давления в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.28 Распределение окружной составляющей скорости в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.30 Распределение массовой доли О2 в КС на режиме максимальной тяги

0 100 (т)

Рис. 3.32 Распределение чисел Маха в КС на режиме максимальной тяги

Из рисунка 3.27 видно, что максимальные значения температуры сконцентрированы внутри жаровой трубы основной ступени КС вблизи предкамеры, что свидетельствует о высокой полноте сгорания топлива и снижению уровня выбросов вредных веществ (рис. 3.31). При этом наблюдается некоторое снижение значений и выравнивание поля температуры на выходе из жаровой трубы КС. Стоит отметить, что значения температуры в выходном сечении КС соответствуют значениям температуры газа на режиме максимальной тяги для двигателя Оепх Тг=1800 К, взятого за прототип (таблица 3.1).

Выбранный облик жаровой трубы основной ступени КС, как подтверждают проведенные расчеты, является переразмеренным, что дает возможность уменьшить длину КС. По предварительным подсчетам было принято решение об уменьшении длины жаровой трубы основной ступени КС на 22%, что позволяет уменьшить длину двигателя и, тем самым, его массу. На рисунке 3.33 показан сектор упрощенной 3Э модели КС после доработки жаровой трубы основной ступени КС.

Рис. 3.33 Сектор упрощенной 3Э модели КС после доработки

Все параметры для проведения расчетов полученной доработанной модели и исходные данные были оставлены без изменений (таблица 3.3). Ввиду того, что 3Б модель видоизменилась, была заново сгенерирована расчетная сетка (рис. 3.34) и заданы граничные условия (рис. 3.35).

0.025 0.075

Рис. 3.34 Вид расчетной сетки для расчета КС после доработки

Рис. 3.35 Схема с заданными граничными условиями для расчета КС после доработки

Расчетная сетка генерировалась посредством приложения ANSYS ICEM CFD неструктурированная, с призматическими элементами, моделирующими пограничные слои, со сгущением на участках с резким изменением геометрии (входные каналы, выходные патрубки предкамер, выходные каналы форсунок). Общее количество элементов расчетной сетки составило 751 тысячу штук. При этом средний линейный размер элемента изменялся от 1,7 до 0,0002 мм (рис. 3.34).

На рисунках 3.36 - 3.43 представлены результаты расчета КС после ее доработки на режиме максимальной тяги. Параметры структуры потока соответствуют полученным ранее в предыдущем расчете с переразмеренной жаровой трубой основной ступени КС (рис. 3.25 - 3.32). Эффективность смешения потоков воздуха и газа в жаровой трубе основной ступени КС достигается за счет применения ВП предкамер и подвода воздуха в жаровую трубу основной ступени через второй сопловой тангенциальный закручивающий аппарат. За счет этого, наблюдается размещение области максимальных температур в центре жаровой трубы КС (рис. 3.38), что свидетельствует об отсутствии необходимости подвода воздуха для охлаждения стенок жаровой

трубы КС. При этом происходит выравнивание структуры потока вблизи выходного сечения жаровой трубы КС.

Для анализа температурного состояния наружной поверхности жаровой трубы КС был проведен расчет в соответствии с формулами, представленными в пособии [94]. В качестве исходных данных рассматривалась жаровая труба, выполненная из жаропрочного сплава, с нанесенным защитным покрытием. В результате расчета температура наружной стенки КС составила 908°С, что является допустимым уровнем, по сравнению с температурой наружных стенок существующих КС (950°С) [117].

5930340.000

РгеБэиге СоШоиг 2 рн 5930340.000

4685498.000 4374287.500 4063076.750 3751866.250 3440655.750 3129445.250 2818234.750 2507024.250 2195813,500 1884603.125 1573392 625 1262182 000 950971.500 639761.000

К

0.050

0.100 (т)

0 025

0.075

Рис. 3.36 Распределение статического давления в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.37 Распределение полного давления в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.39 Распределение окружной составляющей скорости в КС на режиме максимальной тяги

Рис. 3.41 Распределение массовой доли О2 в КС на режиме макимальной тяги

Рис. 3.43 Распределение чисел Маха в КС на режиме максимальной тяги

Уменьшение длины жаровой трубы не повлияло на качество полноты сгорания топлива и обеспечило требуемые значения температуры продуктов сгорания на выходе из КС Тг=1800 К (рис. 3.38).

Распределение кислорода О2 (рис. 3.41) по длине КС свидетельствует о необходимых значениях коэффициента избытка воздуха в жаровой трубе основной ступени КС для получения требуемой температуры газа на входе в турбину. Из рисунка 3.42 видно, что максимальные значения концентрации углекислого газа СО2 находятся вблизи центра жаровой трубы основной ступени КС, что подтверждает переход углеводородов, в результате химических реакций, в углекислый газ. При этом наблюдается снижение концентрации углекислого газа в выходном сечении КС, что свидетельствует о завершении процесса горения.

На рисунке 3.44 представлено распределение температуры в КС на режиме максимальной тяги посредством линий тока. Количество линий тока специально выбрано таким, чтобы линии тока не перекрывали друг друга, и была видна структура потока в КС.

Применение ВП предкамер обеспечивает высокую полноту сгорания топлива. Полученные значения скорости потока на выходе из предкамер позволяют сократить время пребывания продуктов сгорания в зоне высоких температур, что способствует уменьшению уровня выбросов КОх. Подача воздуха из второго соплового тангенциального закручивающего аппарата предотвращает дальнейшее увеличение температуры и ускорение потока по мере приближения его к выходному сечению КС. При этом, в выходном сечении КС наблюдается выравнивание параметров потока, что является одним из важных требований, предъявляемых к КС.

Рис. 3.44 Распределение температуры (линии тока) в КС на режиме максимальной тяги

Полученная радиальная неравномерность поля температур газа на выходе из КС составила 15%, что считается приемлемым для авиационных ГТД [118]. Определение коэффициента неравномерности проводилось в соответствии с формулой, представленной в пособии [95].

3.2.2 Определение структуры потока в камере сгорания на крейсерском

режиме работы

Для расчета параметров КС на крейсерском режиме работы необходимо учесть, что работает 36 предкамер из 54 (рис. 3.13 (б)) [75]. Для перехода с режима максимальной тяги на крейсерский режим прекращается подача топлива в определенные предкамеры, при этом, в оставшиеся предкамеры количество подаваемого топлива соответствует расходу топлива, указанному в таблице 3.3 для крейсерского режима работы. В «нерабочие» предкамеры, в которые прекращается подача топлива, продолжает поступать воздух в количестве, соответствующем крейсерскому режиму работы КС, как и в «рабочие» предкамеры, в которые поступает топливо.

Ввиду такой особенности работы КС, чтобы увидеть изменение структуры потока, выбираем группу предкамер, где работает только нижний ярус предкамер. В этом случае для верхнего яруса, для граничного условия «Fuel1», принимается условие, соответствующее условию, задаваемому на стенках (Wall) - условие адиабатности (для всех внешних стенок), тип обтекания (без прилипания).

На рисунках 3.45 - 3.52 представлены результаты расчета КС на крейсерском режиме работы. Структура потока в предкамерах несколько отличается, что связано с подачей топлива только в нижний ярус предкамер. Воздух, поступающий из «нерабочих» предкамер, вовлекается в рабочий процесс в жаровой трубе основной ступени КС, тем самым стабилизируя процесс горения.

Как видно из рисунка 3.47, максимальные значения температуры сконцентрированы внутри жаровой трубы основной ступени КС вблизи ее центра, что свидетельствует о высокой полноте сгорания топлива и снижению уровня выбросов вредных веществ (рис. 3.51). При этом, наблюдается некоторое снижение значений и выравнивание поля температуры на выходе из жаровой трубы КС.

Рис. 3.45 Распределение статического давления в КС на крейсерском режиме работы

Рис. 3.47 Распределение температуры в КС на крейсерском режиме работы

Рис. 3.49 Распределение осевой составляющей скорости в КС на крейсерском режиме работы

Рис. 3.51 Распределение массовой доли СО2 в КС на крейсерском режиме работы

Стоит отметить, что значения температуры в выходном сечении КС соответствуют значениям температуры газа на крейсерском режиме работы для двигателя Оепх Тг = 1450 К, взятого за прототип (таблица 3.1).

Для получения достоверной картины по распределению температуры газа в выходном сечении КС необходимо выполнение расчета модели всей кольцевой КС с 54 предкамерами. Данный способ расчета является достаточно трудоемким и требует наличия компьютера с высокими рабочими характеристиками. Поэтому, для сокращения времени исследования, в качестве расчетной модели был проведен расчет сектора КС, составляющего угол 40° с двумя рядами предкамер по три в каждом. Рассматриваемый сектор показан на рисунке 3.53.

Рис. 3.53 Сектор упрощенной 3Э модели КС с шестью предкамерами

На крейсерском режиме работы двигателя в рассматриваемой модели КС, как говорилось ранее, работает 36 предкамер [75]. Схема включения предкамер на этом режиме представлена на рисунке 3.54.

а б

Рис. 3.54 Схема включения предкамер на крейсерском режиме работы КС

а - расположение предкамер по окружности КС; б - включение предкамер в

рассматриваемом секторе

Для проведения расчета была сгенерирована расчетная сетка посредством приложения ANSYS ICEM CFD неструктурированная, с призматическими элементами, моделирующими пограничные слои, со сгущением на участках с резким изменением геометрии (входные каналы, выходные патрубки предкамер, выходные каналы форсунок). Общее количество элементов расчетной сетки составило 2,1 миллиона штук. При этом средний линейный размер элемента изменялся от 1,7 до 0,0002 мм (рис. 3.55).

Последовательность задания граничных условий полностью совпадает с порядком задания граничных условий при расчете сектора КС с двумя предкамерами (рис. 3.35). Аналогично были назначены граничные условия для каждой из шести предкамер. Исходные данные для расчета были взяты в соответствии с таблицей 3.3.

Ввиду такой особенности работы КС, для предкамер №2 и №6 (рис.3.54 (б)) рассматриваемого сектора, в которых топливо не подается на крейсерском режиме, для граничного условия «Fuel», принимается условие, соответствующее условию, задаваемому на стенках (Wall) - условие адиабатности (для всех внешних стенок), тип обтекания (без прилипания).

Рис. 3.55 Вид расчетной сетки для расчета сектора КС с шестью предкамерами

На рисунке 3.56 представлено распределение температуры в выходном сечении КС на крейсерском режиме работы на виде сектора КС, если смотреть со стороны расположения предкамер. Это сделано для сопоставления со схемой включения предкамер на крейсерском режиме работы (рис.3.54 (б)).

Из рисунка 3.56 видно, что присутствует некоторая неравномерность параметров потока на выходе из КС, которая наблюдается в областях, где выход из предкамер находится вблизи стенок рассматриваемого сектора. Расположение предкамер №1 и №3 (рис. 3.54 (б), 3.56) вблизи боковых стенок КС повлияло на закрутку потока на выходе из этих предкамер и привело к появлению неравномерности.

Таким образом, при оценке уровня равномерности потока необходимо учитывать распределение параметров, которые формируются в областях между предкамерами №1 и №2, №2 и №3, №2 и №4, №2 и №5 (рис. 3.54(б), 3.56).

Область с достаточно высокими температурами наблюдается между предкамерами №1, №2 и №4. Это связано с тем, что вблизи стенки сектора расположено две «рабочие» предкамеры, рядом с которыми находится только одна «нерабочая» предкамера. При полном расчете КС со всеми предкамерами, эта область

исчезнет, и распределение параметров будет совпадать с распределением параметров в области между предкамерами №2, №3 и №5 (рис. 3.54 (б), 3.56).

Рис. 3.56 Распределение температуры в выходном сечении КС

на крейсерском режиме

Радиальная неравномерность поля температур газа для области между предкамерами №1, №2 и №4 (рис. 3.54 (б), рис. 3.56) составила 19,7%, а для области, расположенной между предкамерами №2, №3 и №5 (рис. 3.54 (б), 3.56) -7,3%, что считается достаточно низким уровнем неравномерности для авиационных ГТД [95]. Определение коэффициента неравномерности проводилось в соответствии с формулой, представленной в пособии [95].

Равномерность распределения скорости, судя по распределению чисел Маха (рис. 3.52), обеспечивается снижением закрутки потока и его последующем выравниванием при перемещении по жаровой трубе основной ступени КС к выходному сечению. Об этом свидетельствует распределение температуры в секторе КС с шестью предкамерами на крейсерском режиме посредством линий тока, представленное на рисунке 3.57.

Рис. 3.57 Распределение температуры (линии тока) в секторе КС

с шестью предкамерами

Как видно из рисунка 3.57, потоки на выходе из предкамер и из вторых сопловых тангенциальных закручивающих аппаратов взаимодействуют между собой, перемешиваясь, что способствует завершению процесса горения внутри жаровой трубы основной ступени КС и выравниванию потока в выходном сечении.

3.2.3 Определение структуры потока в камере сгорания на режиме

малого газа

Для расчета параметров КС на режиме малого газа необходимо учесть, что работает 27 предкамер (рис. 3.13 (в)) [75]. Для перехода с крейсерского режима на режим малого газа прекращается подача топлива в определенные предкамеры, при этом, в оставшиеся предкамеры количество подаваемого топлива соответствует расходу топлива, указанному в таблице 3.3 для режима малого газа. В «не-

рабочие» предкамеры, в которые прекращается подача топлива, продолжает поступать воздух в количестве, соответствующем режиму малого газа при работе КС, как и в «рабочие» предкамеры, в которые поступает топливо.

Ввиду такой особенности работы КС, на режиме малого газа работает только нижний ярус предкамер. В этом случае для верхнего яруса, для граничного условия «Fuell», принимается условие, соответствующее условию, задаваемому на стенках (Wall) - условие адиабатности (для всех внешних стенок), тип обтекания (без прилипания).

На рисунках 3.58 - 3.65 представлены результаты расчета на режиме работы КС, соответствующему малому газу.

Структура потока качественно схожа со структурой потока при расчете КС на крейсерском режиме работы (рис. 3.45 - 3.52). Значения температуры в выходном сечении КС соответствуют значениям температуры газа для режима малого газа двигателя Genx Тг = 980 К, взятого за прототип (таблица 3.1).

Pressure Contour 2 ■к 797131.000 ' 753076.875 709022.750 664968,625 620914.500 576860.375 532806250 488752.188 444698.063 400643.938 356589.813 312535.688 268481.594 224427 469 180373.344 | 136319.234 ■ 92265 117 ™ 48211.000 [Ра]

Рис. 3.59 Распределение полного давления в КС на режиме работы, соответствующем режиму малого газа

Рис. 3.61 Распределение окружной составляющей скорости в КС на режиме

работы, соответствующем режиму малого газа

Рис. 3.63 Распределение массовой доли О2 в КС на режиме работы, соответствующем режиму малого газа

Рис. 3.65 Распределение чисел Маха в КС на режиме работы, соответствующем режиму малого газа

Радиальная неравномерность поля температур газа на выходе из КС составила 24,5%, что считается удовлетворительным значением для авиационных ГТД [95]. Определение коэффициента неравномерности проводилось в соответствии с формулой, представленной в пособии [95].

Автором также проводились исследования работы кольцевой КС с применением двух ярусов ВП предкамер при изменении направления вращения потока в одном из ярусов. Для исследования был выбран режим малого газа, в связи с тем, что на нем работает только нижний ярус предкамер.

Изменение вращения осуществлялось за счет подачи воздуха в сопловой тангенциальный закручивающий аппарат верхнего яруса предкамер против часовой стрелки, а в нижний ярус предкамер - по часовой стрелке. С учетом того, что величина скорости потока, выходящего из «рабочей» предкамеры, значительно выше скорости потока, выходящего из «нерабочей» предкамеры, за счет осуществления химической реакции в процессе горения топливовоздушной смеси, снизилась интенсивность перемешивания потоков в жаровой трубе основной ступени КС. Такое явление отрицательно сказывается на работе КС на режимах, ко-

гда работают не все предкамеры. Впоследствии это приводит к неравномерному распределению параметров в выходном сечении КС.

Изменение направления вращения потоков, как в ярусах КС, так и в предкамерах одного яруса, является еще одним из возможных вариантов выполнения КС, что требует проведения дополнительных исследований.

3.3 Особенности розжига камеры сгорания

Рассматриваемая модель кольцевой КС с применением ВП предкамер позволяет выполнять плавный переход с одного режима на другой при перемещении рычага управления двигателем (РУД) посредством регулирования подачи топлива.

Как уже было сказано ранее, КС имеет 54 предкамеры, 36 из них работают на крейсерском режиме и 27 - на режиме малого газа (рис. 3.13) [75]. Во время перехода с режима максимальной тяги на крейсерский режим работы двигателя осуществляется уменьшение подачи топлива, которое приводит к отключению некоторых, заранее запланированных, предкамер. При этом в «нерабочие» предкамеры, топливо в которые не подается, поступает воздух в том же количестве, как и в «рабочие» предкамеры, в которые подается топливо. В случае возврата к режиму максимальной тяги возобновляется подача топлива во все предкамеры.

Плавный переход с одного режима работы на другой обеспечивается за счет применения особенностей структуры потока в предкамере при ее работе на «холодном» (пусковом) режиме без подачи топлива (рис. 3.4).

На рисунке 3.66 (а) показано распределение осевой составляющей скорости на «холодном» (пусковом) режиме посредством векторов. На рисунке 3.66 (б)

представлено распределение осевой составляющей скорости в масштабе 3:1 в сечении соплового тангенциального закручивающего аппарата и в выходном патрубке.

а

б

Рис. 3.66 Распределение осевой составляющей скорости внутри предкамеры на «холодном» режиме работы посредством векторов

При запуске двигателя (режим малого газа) подается топливо через нижний ярус предкамер, в которых формируется топливовоздушная смесь, зажигание которой осуществляется свечой, расположенной в жаровой трубе основной ступени КС. В это время, в «нерабочих» предкамерах формируется возвратное течение (рис. 3.66), которое включает в себя продукты горения. Это течение постоянно присутствует при работе предкамеры на «холодном» (пусковом) режиме для того,

чтобы обеспечить воспламенение топлива на случай, если будет осуществлен переход двигателя на другой, более высокий по тяге, режим работы.

При подаче топлива в «нерабочие» предкамеры, за счет возвратного течения из жаровой трубы основной ступени КС продуктов горения (рис. 3.66), создается зона горения в приосевом потоке. Это циркуляционное течение непрерывно пополняется свежим воздухом, который подается в жаровую трубу основной ступени КС через второй сопловой тангенциальный закручивающий аппарат (рис. 3.14). Циркуляционная зона, создаваемая таким образом, обеспечивает лучшее перемешивание газов, так как вращательные составляющие скорости создают области сильного сдвига течения с высоким уровнем турбулентности и большой скоростью массообмена. Эти свойства закрученных течений давно используются на практике для повышения устойчивости и интенсивности горения [94].

После подачи топлива в «нерабочую» предкамеру через форсунку, происходит воспламенение топливовоздушной смеси за счет продуктов горения из циркуляционной зоны. После воспламенения топлива в предкамере, зона циркуляции исчезает и горение продолжается внутри предкамеры. При этом воздух, поступающий из второго соплового тангенциального закручивающего аппарата, вовлекается в зону смешения, расположенную в жаровой трубе основной ступени КС.

Использование такой модели позволяет обеспечить стабильную работу КС на разных режимах работы двигателя: режиме малого газа, крейсерском режиме, режиме максимальной тяги, а также при переходе с одного режима на другой.

3.4 Оценка влияния изменения направления факела на эксплуатационные характеристики камеры сгорания

В процессе эксплуатации КС возможно появление трещин, перегревов, пережогов и прогаров жаровых труб, что связано с неравномерностью факела при коксовании или засорении горелочных устройств. Такой дефект встречается у КС, эксплуатируемых в настоящее время [2].

Для определения изменения структуры потока в подобных случаях в предлагаемой автором КС были проведены расчетные исследования ВП предкамеры при изменении угла подачи топлива. Рассматривалось несколько вариантов при изменении угла подачи топлива от 0° до 30°. В каждом из этих случаев структура потока в ВП предкамере не изменялась и соответствовала структуре потока, представленной на рис. 3.11. Такое явление происходит за счет формирования двух сильно закрученных потоков по всей длине ВП предкамеры, что позволяет направить факел в приосевой поток. Полученные результаты еще раз подтверждают возможность стабильной работы кольцевой КС с ВП предкамерами независимо от угла и способа подачи топлива (рис. 3.12).

Применение кольцевой КС с ВП предкамерами позволяет исправлять отклонение направления факела в приосевой поток, что автоматически исключает прогар стенок жаровой трубы КС и, как следствие, позволяет уменьшить периодичность (частоту) осмотров состояния КС двигателя во время его эксплуатации. Таким образом, применение в кольцевой КС ВП предкамер позволяет улучшить эксплуатационные характеристики КС за счет таких показателей, как:

- снижение теплонапряженности наружных стенок КС;

- сохранение направления факела пламени вдоль оси предкамеры при образовании нагара на горелочном устройстве;

- снижении трудозатрат при техническом обслуживании КС;

3.5 Регулирование камеры сгорания при переходе с одного режима

работы на другой

Работа рассматриваемой кольцевой КС с применением двух рядов ВП предкамер отличается, по сравнению с используемыми схемами работы многофорсуночных КС, последовательностью включения предкамер в зависимости от режима работы двигателя. Схемы включения предкамер в зависимости от режима работы КС приведены на рисунках 3.13 (а, б, в) [75].

Для обеспечения равномерности распределения параметров на выходе из КС на крейсерском режиме работы выбирается вариант с чередованием «рабочих» и «нерабочих» предкамер (рис.3.13 (б)). Применение такой схемы требует разработки способов регулирования работы предкамер при переходе с одного режима работы на другой.

Автором работы предлагается два способа перехода КС с одного режима на другой за счет включения определенных предкамер:

1. Переход посредством постепенного (ступенчатого) включения предкамер в определенной последовательности.

2. Переход посредством регулирования расхода топлива в определенные группы предкамер.

Каждому режиму работы ГТД соответствует определенное значение частоты вращения ротора. Работа двигателя на режиме малого газа составляет примерно 68% от максимальной частоты вращения ротора, на крейсерском режиме - 90%. На рисунке 3.67 представлена зависимость количества «рабочих» предкамер от частоты вращения ротора двигателя п.

Рассматриваемый способ регулирования работы КС позволяет выполнить плавный переход с одного режима на другой. При переходе с режима малого газа на крейсерский режим осуществляется включение дополнительной одной предкамеры через каждые три процента частоты вращения ротора. При переходе с крейсерского режима на режим максимальной тяги выполняется включение четырех предкамер через каждый процент увеличения частоты вращения ротора.

Порядок включения предкамер может быть разным, но должна прослеживаться закономерность, что расположение следующей включаемой предкамеры должно находиться в противоположном секторе КС, т.е через угол 180°.

Выполнение требований по равномерности параметров потока на выходе из жаровой трубы КС обеспечивается за счет того, что при включении определенной предкамеры, например, при переходе с режима малого газа на крейсерский режим, давление топлива остается таким, какое было при работе двигателя на малом газе. При этом наблюдается достаточно низкая скорость подачи топлива в форсунку, что приводит к расположению зоны горения в объеме предкамеры. По мере приближения РУД к положению, соответствующему крейсерскому режиму, давление подачи топлива в форсунке увеличивается, скорость топлива возрастает, и зона горения растягивается, постепенно перемещаясь в жаровую трубу основной ступени КС.

65 70 75 80 85 90 95

11, %

Рис. 3.67 Зависимость количества «рабочих» предкамер от режима работы двигателя МГ - режим малого газа; КР - крейсерский режим; МАХ - режим

максимальной тяги

Рассматриваемый способ регулирования работы кольцевой КС с применением ВП предкамер является простым в исполнении и не требует дополнительного оборудования при работе системы автоматического управления.

3.5.2 Переход посредством регулирования расхода топлива в определенные группы предкамер

Регулирование подачи топлива в предкамеры является основным способом обеспечения работы КС на всех режимах работы двигателя. Особенностью рассматриваемой кольцевой КС с применением ВП предкамер является использование на крейсерском режиме работы двигателя определенных предкамер верхнего и нижнего ярусов, что усложняет задачу подачи топлива.

Автором работы предлагается выделить три группы предкамер, в каждую из которых входят предкамеры верхнего и нижнего яруса. Эти группы показаны на рисунке 3.68. В зависимости от режима работы, как показано на схемах работы групп предкамер (рис. 3.68), будет включаться или отключаться определенная предкамера в группе. Группы будут чередоваться по окружности КС.

а

б

в

Рис. 3.68 Порядок работы предкамер нижнего и верхнего ярусов

на разных режимах работы а - режим малого газа; б - крейсерский режим; в - режим максимальной тяги; 1 - первая группа предкамер; 2 - вторая группа предкамер; 3 - третья группа

предкамер

В каждой группе предкамеры работают в последовательности, показанной в таблице 3.4.

Таблица 3.4

Работа предкамер в каждой из выделенных групп.

1 группа 2 группа 3 группа

Режим нижний верхний нижний верхний нижний верхний

ярус ярус ярус ярус ярус ярус

Режим малого газа + - + - + -

Крейсерский режим + - + + - +

Режим макимальной тяги + + + + + +

Осуществление перехода с одного режима на другой регулируется количеством подаваемого топлива в предкамеры. Рассмотрим один из переходных режимов.

При перемещении РУД, например, из положения, соответствующего режиму малого газа, в положение, соответствующее крейсерскому режиму, происходит постепенное повышение частоты вращения ротора двигателя, что приводит к увеличению расхода топлива через «рабочие» предкамеры и подаче топлива в «нерабочие» предкамеры и, следовательно, к увеличению расхода воздуха через КС. Использование системы дозирования подачи топлива в предкамерах КС, обеспечивает плавное изменение расхода топлива по мере перемещения РУД. Ввиду того, что количество подаваемого воздуха в предкамеры одинаковое, а расход топлива в подключаемые предкамеры меньше, в предкамерах второй группы формируется «бедная» топливовоздушная смесь, происходит ее воспламенение и полное сгорание в объеме жаровой трубы предкамеры. Формированию «бедной» топливовоздушной смеси способствует подвод воздуха в таком же количестве, как в «рабочие» предкамеры. Таким образом, горение «бедной» смеси в предкамере не влияет на параметры потока в выходном сечении КС. По мере перемещения РУД вперед, что сопровождается увеличением частоты вращения ротора двигателя и количества подаваемого топлива в предкамеры, соотношение топлива и воздуха в предкамерах меняется, и смесь становится «богатой», что, в свою очередь, свидетельствует о переходе на крейсерский режим. Порядок перехода с крейсерского режима на режим максимальной тяги остается таким же.

На рисунках 3.69 - 3.71 показаны зависимости расхода топлива через одну предкамеру от режима работы двигателя для каждой выбранной группы предкамер.

Предкамера нижнего яруса первой группы работает на всех режимах работы двигателя, причем на переходных режимах подача топлива увеличивается постепенно в соотвествии с графиком на рисунке 3.69. Предкамера верхнего яруса первой группы включается только на режиме максимальной тяги, но, для

обеспечения плавного переключения, топливо в нее начинает постепенно подаваться при перемещении РУД от положения, соответствующего крейсерскому режиму, в сторону положения, соответствующего режиму максимальной тяги (рис. 3.69).

Рис. 3.69 Зависимость расхода топлива через одну предкамеру первой группы от режима работы двигателя 1 - предкамера нижнего яруса; 2 - предкамера верхнего яруса; МГ - режим малого газа; КР - крейсерский режим; МАХ - режим максимальной тяги

Предкамера нижнего яруса второй группы работает таким же образом, как предкамера нижнего яруса первой группы (рис. 3.70). Предкамера верхнего яруса второй группы включается на крейсерском режиме и продолжает работать без отключения на режиме максимальной тяги. Причем для обеспечения плавного переключения, топливо в нее начинает постепенно подаваться при перемещении РУД от положения, соответствующего режиму малого газа, в сторону положения, соответствующего крейсерскому режиму (рис. 3.70).

Рис. 3.70 Зависимость расхода топлива через одну предкамеру второй группы от режима работы двигателя 1 - предкамера нижнего яруса; 2 - предкамера верхнего яруса; МГ - режим малого газа; КР - крейсерский режим; МАХ - режим максимальной тяги

Предкамера нижнего яруса третьей группы работает на режиме малого газа и отключается на крейсерском режиме работы двигателя с последующим включением на режиме максимальной тяги (рис. 3.71). При этом, отключение предкамеры после режима малого газа осуществляется постепеннно, путем снижения расхода топлива через форсунку до полного выключения подачи топлива. После этого работа предкамеры нижнего яруса возобновляется на режиме максимальной тяги. Причем для обеспечения плавного переключения, топливо в нее начинает постепенно подаваться при перемещении РУД от положения, соответствующего крейсерскому режиму, в сторону положения, соответствующего режиму максимальной тяги (рис. 3.71).

Предкамера верхнего яруса третьей группы включается на крейсерском режиме и продолжает работать без отключения на режиме максимальной тяги. Причем для обеспечения плавного переключения, топливо в нее начинает постепенно подаваться при перемещении РУД от положения, соответствующего

Рис. 3.71 Зависимость расхода топлива через одну предкамеру третьей группы от режима работы двигателя 1 - предкамера нижнего яруса; 2 - предкамера верхнего яруса; МГ - режим малого газа; КР - крейсерский режим; МАХ - режим максимальной тяги

Обеспечение бесперебойной работы КС может быть выполнено с использованием программы управления расходом топлива после розжига, представленной в работе [139].

Использование перехода с одного режима работы КС на другой за счет регулирования расхода топлива в определенные группы предкамер является достаточно трудоемким процессом и требует доработки системы подачи топлива, что приводит к установке дополнительного оборудования и пересмотру системы автоматического управления.

Такой способ осуществления работы КС подходит в том случае, если все трудности с установкой дополнительного оборудования компенсируются работой КС при обеспечении постепенной подачи топлива, например, при проектировании наземных ГТУ.

Каждый из рассмотренных способов осуществения работы КС с применением ВП предкамер на основных и переходных режимах имеет свои особенности, что не дает выделить один из них. Выбор способа осуществления перехода с одного режима работы КС на другой зависит от назначения КС.

3.6 Метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой камеры сгорания при применении вихревых противоточных предкамер для

камер сгорания авиационных ГТД

На основе проведенных исследований разработан метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС при применении ВП предкамер для КС авиационных ГТД, который заключается в изменении штатной кольцевой КС и проведении расчетов по получению выходных параметров КС в соответствии с заданными пределами (значениями). Метод включает в себя последовательное выполнение следующих задач:

1. К жаровой трубе кольцевой КС присоединяются ВП предкамеры (конструктивное мероприятие).

2. Выполняется расчет параметров потока в ВП предкамере с использованием программного комплекса АКБУБ. Для этого создается 3Э модель предкамеры и задаются входные параметры:

- расход топлива;

- скорость воздуха;

- температура воздуха и топлива;

- давление воздуха и топлива.

После этого проводится анализ полученных результатов.

3. При несоответствии полученных параметров потока с заданными значениями, выполняется повторный расчет с корректировкой входных параметров. Регулирующими параметрами являются:

- расход топлива;

- температура воздуха и топлива;

- давление воздуха и топлива.

Регулируемыми параметрами являются:

- температура и скорость потока на выходе из КС;

- неравномерность полей температуры и скорости на выходе из КС.

При этом осуществляется:

- корректировка расхода топлива;

- уточняется температура наружных стенок КС и необходимость системы охлаждения.

4. Выполняется, при необходимости, корректировка геометрических параметров предкамеры и жаровой трубы КС для приведения в соответствие параметров потока (температуры и скорости потока на выходе из КС) и геометрических параметров КС.

5. При совпадении выходных параметров с выходными параметрами в заданных пределах - расчет заканчивается.

Такой метод позволяет производить улучшение эксплуатационных характеристик малоэмиссионной кольцевой КС с заданными выходными параметрами потока на стадии проектирования КС.

1. Использование программного комплекса ANSYS CFX позволяет сократить время выполнения расчетов и наглядно представить картину распределения параметров потока в кольцевой КС с применением ВП предкамер, на разных режимах работы.

2. Получено распределение параметров потока внутри ВП предкамеры и доказана работоспособность предкамеры на режиме работы с горением топлива.

3. Получена рациональная модель ВП предкамеры.

4. Доказана возможность изменения расположения зоны горения внутри предкамеры или на выходе из нее, за счет изменения количества подаваемого воздуха в предкамеру.

5. Формирование зоны горения происходит в приосевом потоке, что позволяет сохранить направление факела по оси предкамеры в случае коксования или засорения горелочного устройства.

6. На примере сектора КС с двумя и шестью предкамерами, проведен расчет и получено распределение параметров потока в жаровой трубе основной ступени КС с использованием двух рядов ВП предкамер на основных режимах работы.

7. Образование топливовоздушной смеси происходит непосредственно в самой предкамере, поэтому для работы КС не требуется предварительного смешения топлива с воздухом.

8. В кольцевой КС с применением ВП предкамер показана возможность снижения расхода топлива при сохранении заданных параметров работы.

9. Выявлена возможность работы рассматриваемой модели КС при уменьшении (на 22%) длины жаровой трубы основной ступени КС, обеспечивая необходимые параметры в выходном сечении КС.

10. Показано, что в кольцевой КС с применением ВП предкамер происходит значительное снижение термической нагрузки на стенки КС. Модель такой КС не

требует применения системы охлаждения для стенок предкамер и жаровой трубы основной ступени КС.

11. Использование в кольцевой КС ВП предкамер позволяет выполнять плавные переходы с одного режима работы двигателя на другой.

12. Разработан метод улучшения эксплуатационных характеристик кольцевой КС при применении ВП предкамер.

Ввиду сложности модели и структуры потока внутри предкамеры, объема имеющейся информации по ее работе недостаточно. Поэтому проведение экспериментальных исследований является еще одним из возможных вариантов подтверждения работоспособности ВП предкамеры, а также верификации полученных в программе АКБУБ результатов.

Основываясь на проведенных аналитических исследованиях и расчетах по определению структуры потока с помощью программного комплекса АКБУБ СБХ, автором был разработан образец предкамеры, выполненной по конструкции КСВП. Рассматриваемый образец имитирует работу предкамеры для кольцевой КС (см. глава 3).

4.1 Экспериментальные исследования полноразмерного образца модели вихревой противоточной предкамеры

В качестве модели для проведения экспериментального исследования была выбрана ВП предкамера, наружный корпус которой выполнен из кварцевого стекла. Вид 3Э модели предкамеры показан на рисунке 4.1.

Использование наружного корпуса из кварцевого стекла позволяет наглядно проанализировать структуру потока внутри предкамеры. Это необходимо для сравнения структуры потока на экспериментальном образце предкамеры со структурой потока, полученного при проведении расчетов в программном ком-

плексе АКБУБ. Данный способ экспериментального визуального исследования осуществлен в России впервые автором и отсутствует в ранее опубликованных источниках.

Рис. 4.1 3Э модель предкамеры наружный корпус выполнен из кварцевого стекла 1 - вихревая камера; 2 - стабилизатор; 3 - патрубок подачи воздуха; 4 - патрубок для установки свечи зажигания; 5 - патрубок подачи топлива в форсунку;

6 - штуцер для подачи топлива через завихритель (4 шт.)

Стенд для проведения исследований модели предкамеры спроектирован, исходя из ранее опубликованных работ [91 - 94, 96 - 98]. На рисунке 4.2 представлен продольный разрез 3Э модели, наружный корпус вихревой камеры которой выполнен из кварцевого стекла.

Все размеры модели соответствуют размерам предкамеры, выбранной для проведения расчетов в главе 3, но при этом выбирается несколько сменных деталей конструкции, геометрические параметры которых влияют на параметры потока, а именно: наружный корпус (поз.1); завихритель (поз.6); выходное сопло (поз.8) (рис. 4.2).

В таблице 4.1 представлено четыре варианта исполнения длины наружного корпуса.

На рисунке 4.3 представлена 3Э модель завихрителя. В таблице 4.2 представлены варианты исполнения завихрителя в зависимости от величины ширины межлопаточных каналов и их количества.

6 7 7 2 4

Рис. 4.2 Продольный разрез 3Б модели предкамеры 1 - наружный корпус вихревой камеры из кварцевого стекла (длина 250 мм); 2 - стабилизатор; 3 - патрубок для установки свечи зажигания; 4 - патрубок для установки фотодатчика; 5 - патрубок подачи топлива в форсунку; 6 - сопловой тангенциальный закручивающий аппарат (завихритель); 7 - штуцер подачи топлива через завихритель (4 шт.); 8 - выходное сопло

Таблица 4.1

Варианты исполнения длины наружного корпуса.

Номер трубы №1 №2 №3 №4

Длина трубы, мм 100 125 150 250

а б

Рис. 4.3 Завихритель а - 3Э модель завихрителя; б - чертеж завихрителя с размерами

Номер варианта №1 №2 №3 №4 №5 №6 №7

Количество каналов, шт 4 4 4 2 2 4 2

Ширина канала, Б, мм 4 3 2 4 3 5 2

Относительная площадь завихрителя, ^отн 0,085 0,064 0,042 0,042 0,032 0,106 0,021

На параметры потока, кроме закрутки потока, оказывает влияние величина диаметра выходного сопла поз.8 (рис. 4.2). На рисунке 4.4 представлена модель выходного сопла предкамеры. В таблице 4.3 представлены варианты исполнения выходного сопла в зависимости от длины участка закрутки в области за-вихрителя и величины выходного отверстия.

Рис. 4.4 модель выходного сопла

Номер варианта №1 №2 №3 №4

Длина участка закрутки, мм 4 5 6 7

Диаметр выходного отверстия сопла, мм 25,5 24 19,2 17,6

Относительный диаметр выходного отверстия сопла 0,8 0,75 0,6 0,55

При разработке предкамеры предусматривалась возможность подачи топлива через завихритель, используя штуцер (поз. 7) (рис. 4.2), без подачи топлива через форсунку. На рисунке 4.5 показано место расположения завихрителя (поз.3) и канал для подвода топлива в завихритель через штуцер (поз. 4).

Рис. 4.5 Часть продольного разреза предкамеры 1 - наружный корпус из кварцевого стекла; 2 - выходное сопло; 3 - завихритель; 4 - штуцер для подачи топлива через завихритель (4 шт.)

12 13 17 18 19 1 11 8 6 5

Рис. 4.6 Гидравлическая схема экспериментального стенда 1 - исследуемая вихревая противоточная предкамера; 2 - напорный вентилятор (с частотным регулятором); 3 - ресивер; 4, 11, 16 - регулируемые вентили;

5 - топливный бак; 6 - фильтр; 7, 9 - запорные вентили; 8 - мерная трубка;

10 - насос; 12 - датчик температуры; 13 - координатное устройство; 14 - газовый баллон; 15 - газовый редуктор; 17 - датчик измерения давления воздуха; 18 - датчик измерения давления газа; 19 - датчик измерения давления жидкого топлива; 20 - датчик измерения давления воздуха; 21 - линия байпаса; I - подача воздуха; II - подача жидкого топлива; III - подача газообразного

топлива; IV - выход продуктов сгорания

Для облегчения процесса регулирования предкамеры при проведении первых запусков, на экспериментальном стенде использовалось газообразное топливо. Применение газообразного топлива упрощает процесс образования топливо-воздушной смеси по причине одинакового агрегатного состояния воздуха и топлива, подаваемых в предкамеру.

Принцип работы предкамеры на газообразном топливе заключается в следующем. В вихревую камеру исследуемой предкамеры (поз.1) подается воздух посредством напорного вентилятора (поз.2) при открытом регулируемом вентиле

(поз.4) через завихритель, и включается свеча зажигания. После этого в поток воздуха подается газообразное топливо из газового баллона (поз.14) через отверстия между лопатками завихрителя предкамеры при открытом регулируемом вентиле (поз.16). Одновременно осуществляется воспламенение топливовоздушной смеси внутри вихревой камеры. Во время работы экспериментального стенда проводился замер температуры потока газа на срезе выходного сопла из предкамеры с помощью датчика температуры (поз.12). Замер значений давления воздуха и топлива на входе в предкамеру осуществляется с помощью датчиков давления (поз.17, 18, 20).

Во время экспериментальных исследований проводились испытания также и на жидком топливе. Принцип работы предкамеры на жидком топливе заключается в следующем. В вихревую камеру исследуемой предкамеры (поз.1) подается воздух посредством напорного вентилятора (поз.2) при открытом регулируемом вентиле (поз.4) через завихритель, и включается свеча зажигания. После этого в поток воздуха подается жидкое топливо из топливного бака (поз.5) с помощью насоса (поз.10) через топливную форсунку при открытом регулируемом вентиле (поз.11). Одновременно осуществляется воспламенение топливовоздушной смеси внутри вихревой камеры. Во время работы экспериментального стенда проводился замер температуры потока газа на срезе выходного сопла предкамеры с помощью датчика температуры (поз.12). Замер значений давления воздуха и топлива на входе в предкамеру осуществляется с помощью датчиков давления (поз.17, 19, 20).

На рисунке 4.7 показан внешний вид экспериментального стенда.

Для измерения давления топлива и воздуха на входе в предкамеру и температуры на срезе выходного сопла использовалось оборудование, представленное в таблице 4.4.

Рис. 4.7 Внешний вид экспериментального стенда

Таблица 4.4

Таблица используемого измерительного оборудования.

№ п/п Наименование Класс точности Погрешность

1 Манометр для измерения давления воздуха 0,4 2,3 кПа

2 Манометр для измерения давления газообразного топлива 0,4 1,6 кПа

3 Манометр для измерения давления жидкого топлива 0,4 1,6 кПа

4 Термопара (до +1300°С) 0,1 1,3 °С

На рисунке 4.8 показана структура окружных составляющих скорости без учета горения, указывающая на формирование топливовоздушной смеси при подаче жидкого топлива через отверстия между лопатками завихрителя.

Рис. 4.8 Вид закрутки потока внутри предкамеры во время первого

запуска

В таблице 4. 5 приведена визуализация разных режимов работы, включая промежуточные режимы, при варьировании геометрическими и входными параметрами. При проведении эксперимента использовались: длина трубы вихревой камеры - 100 мм (см. таблица 4.1), завихритель №7 (см. таблица 4.2), вид топлива - газ (пропан), подача топлива через отверстия между лопаток завихрителя. Вели-

чина относительной площади завихрителя №7 /;:,тн совпадает с относительной площадью завихрителя, выбранного для расчета КС в главе 3.

По результатам проведенных экспериментальных исследований была доказана работоспособность предкамеры в широком диапазоне значений коэффициента избытка воздуха, давления воздуха и топлива и температуры. Использование предложенной модели позволяет управлять размещением зоны горения в приосе-вом потоке предкамеры, с возможностью выноса пламени за пределы рабочего объема предкамеры в зависимости от входных параметров. Для определения режима работы были выбраны следующие параметры: давление воздуха на входе в завихритель - Рв; давление топлива - Рт; температура потока газа на срезе выходного сопла предкамеры - Твых; расход топлива - От; расход воздуха - Ов; расчетный коэффициент избытка воздуха на срезе выходного сопла предкамеры - апр.

Во время испытаний было отмечено перетекание воздуха из зоны горения по стенке сопла при использовании большого диаметра сопла. В тоже время, при

увеличении давления топлива и воздуха, горение осуществляется на выходе из сопла предкамеры. Таким образом, были получены следующие характерные особенности работы предкамеры:

1. При увеличении диаметра сопла и значений давлений топлива и воздуха наблюдается увеличение скорости потока, что приводит к отрыву потока от стабилизатора (см. таблица 4.5, опыт №1 и №5) и выносу горения за пределы предкамеры (см. таблица 4.5, опыт №4).

2. При уменьшении давлений топлива и воздуха и сужении сопла, зона горения смещается к стабилизатору пламени, и область максимальных температур находится вблизи стабилизатора. Об этом свидетельствует ярко-оранжевое свечение стабилизатора (см. таблица 4.5, опыт №2, №3 и №6).

3. При увеличении давлений воздуха и топлива (даже в случае уменьшения расходов воздуха и топлива) скорость потока увеличивается, наблюдается отрыв зоны горения от стабилизатора, и процесс горения частично выходит за пределы предкамеры (см. таблица 4.5, опыт №7 и №8).

Для некоторых случаев характерны режимы работы предкамеры в составе КС на крейсерском (см. таблица 4.5, опыт №5) и максимальном режиме (см. таблица 4.5, опыт №4) работы соответственно. Ввиду того, что замер температуры потока газа осуществлялся на срезе выходного сопла предкамеры, наблюдается некоторое увеличение коэффициента избытка воздуха апр на максимальном режиме работы предкамеры (см. таблица 4.5, опыт №4) в отличие от крейсерского режима (см. таблица 4.5, опыт №5), что связано с вовлечением в поток дополнительного воздуха из окружающей среды. Значения температуры Твых на срезе выходного сопла становятся больше на крейсерском режиме (см. таблица 4.5, опыт №5) в результате осуществления горения внутри предкамеры.

Таблица 4.5

Вид потока в предкамере в зависимости от режима работы.

№

опыта

Характеристики режима

Вид потока

Рв = 58,8 кПа; Рт = 29,8 кПа; Твых = 988,4 К; От = 0,0002 кг/с; Ов = 0,0106 кг/с; апр = 3,328; сопло №1;

отрыв потока от стабилизатора, вынос горения за пределы предкамеры_

2

Рв = 94,1 кПа; Рт = 20,4 кПа; Твых = 723,4 К; От = 0,0001 кг/с; Ов = 0,009 кг/с; апр = 5,4; сопло №3;