Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок



Скачать 105.11 Kb.
Дата16.03.2013
Размер105.11 Kb.
ТипДокументы
РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО ИЗЛУЧЕНИЯ ПЛАМЕНИ В КАМЕРАХ СГОРАНИЯ ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК
Антоновский В.И., Пеков А.П., Хайрулин С.М.
Филиал ОАО «Силовые машины– ЗТЛ, ЛМЗ, Электросила, Энергомашэкспорт» «Ленинградский Металлический завод» в Санкт-Петербурге
Одной из важнейших характеристик, определяющих надежность и ресурс камер сгорания (КС), является тепловое состояние стенки жаровой трубы (ЖТ). В настоящее время даже современные низкотоксичные камеры сгорания с предварительным смешением проектируются с учетом возможности работы в диффузионном режиме. Этот режим работы является наиболее тяжелым с точки зрения теплового состояния стенки ЖТ.

Значительное влияние на температурное состояние стенок жаровых труб при диффузионном режиме горения оказывает тепловое излучение продуктов сгорания. При расчете температуры стенки жаровой трубы важно правильно определить влияние рабочих параметров камеры сгорания на лучистый тепловой поток, воспринятый стенками жаровой трубы. Большую роль в этом играет определение степени черноты продуктов сгорания и, так называемой, эффективной температуры излучения.

Лучистый тепловой поток от продуктов сгорания в рассматриваемом сечении, воспринятый стенкой q определяется по известной формуле 6, 9:



q=ст.эфп.с(Т4п.с..эф4ст.1) (1) ,
где =5,72910-8 Вт/(м2К4)– постоянная Стефана– Больцмана (экспериментальное значение, в соответствии с 6);

Тст.1 – температура стенки с внутренней стороны жаровой трубы, К;

Тп.с.эф– эффективная температура продуктов сгорания, К;

ст.эф– эффективная степень черноты поверхности стенки жаровой трубы, обращенной к пламени, которая может быть определена согласно 9;

п.с – степень черноты продуктов сгорания.

Полусферическая интегральная степень черноты продуктов сгорания в рассматриваемом сечении п.с на некоторой эффективной длине пути луча Sэф может быть определена по формуле:



п.с=1-exp-(Ксг) Sэф (2) ,
где Sэф – эффективная длина пути луча, м

Кс– коэффициент ослабления излучения сажистыми частицами в рассматриваемом сечении КС, 1/м;

Кг– коэффициент ослабления излучения трёхатомными газами (CO2 и H2O) в рассматриваемом сечении КС, 1/м.

Согласно 12, эффективная длина пути луча Sэф может быть определена как
Sэф= 3,6V/f ,
где V– внутренний объем ЖТ; f– площадь внутренней поверхности ЖТ.

Излучение трёхатомных газов CO2 и H2O изучено достаточно хорошо.
Коэффициент ослабления излучения для смеси трехатомных газов (CO2 и H2O) может быть определен по известной формуле из 4:
(3) ,
где и – объемные доли соответственно водяных паров и углекислого газа в продуктах сгорания;

Тп.с– среднемассовая температура продуктов сгорания, К;

РКС– давление в камере сгорания, МПа.

Основные трудности при расчете степени черноты продуктов сгорания связаны с определением коэффициента ослабления излучения сажистыми частицами Кс.

Ранее установлено 12, что коэффициента ослабления излучения сажистыми частицами пропорционален их концентрации на рассматриваемой длине пути луча (толщине излучающего слоя):
Кс=АСС (4) ,
где А – коэффициент пропорциональности, называемый эффективным сечением ослабления, м2/кг,

СС – массовая концентрация частиц сажи в рассматриваемом сечении жаровой трубы, кг/м3.

Как известно, на концентрацию сажи в продуктах сгорания влияют:

– во-первых, режимные параметры (такие, как температура, давление продуктов сгорания, коэффициент избытка воздуха, полнота сгорания топлива, концентрация в продуктах сгорания топлива, подвергшегося пиролизу);

  • во-вторых,– характеристики топлива (содержание в топливе углерода, водорода, смолистых веществ его вязкость, коксуемость и т.д.).

Однако в инженерных расчетах достаточно учитывать влияние наиболее существенных факторов, которыми являются концентрация топлива в продуктах сгорания и отношение С/Н, где С, Н– массовое содержание в топливе соответственно углерода и водорода.

Анализ многочисленных экспериментальных исследований 2, 7, 11, включавших непосредственное измерение интенсивности излучения факела и состава продуктов сгорания, позволил вывести эмпирическую зависимость для определения массовой концентрации частиц сажи в некотором поперечном сечении жаровой трубы:
(5)
где L0 – стехиометрический коэффициент;

п.с– коэффициент избытка воздуха в рассматриваемом сечении КС;

КСатм– относительное давление в КС;

Ратм=101325 Па – стандартное атмосферное давление при нормальных условиях;

Тп.с– среднемассовая температура продуктов сгорания в рассматриваемом сечении КС, К;

г– коэффициент полноты сгорания топлива в рассматриваемом сечении жаровой трубы;

=/– относительное расстояние от среза форсунки до рассматриваемого сечения;

– расстояние от среза форсунки до рассматриваемого сечения;

– длина зоны выгорания факела, за которую принято расстояние от среза форсунки до сечения, в котором полнота сгорания составляет 99%.

Данная формула справедлива для жидких и газообразных углеводородных топлив.

Из теории поглощения лучистой энергии мельчайшими частицами 1, 4, 6 следует, что эффективное сечение ослабления А практически не зависит от диаметра частиц, если соблюдается условие:

=/<0,1 (6),

где – параметр дифракции частицы диаметром .

Экспериментальные исследования показали (см. рис. 1), что более 90% частиц сажи, образующихся в камере сгорания, имеют диаметр <0,05 мкм. Убеждаемся, что в диапазоне инфракрасного излучения в условиях рабочего процесса камер сгорания ГТУ соотношение (6) справедливо. Вместе с тем на основании работ 1, 6 можно утверждать, что величина А для монохроматического излучения есть функция длины волны. Зависимость спектрального коэффициента ослабления К от длины волны  принято выражать в форме:
К=(1/m)СС (7),
где – постоянная.

Относительно показателя степени m в выражении (7) в литературе имеются противоречивые сведения. Согласно исследованиям П. Фостера и С. Говарда 14, для всего диапазона инфракрасного излучения m=1,09. При анализе зависимости К от  авторами было принято именно это значение m.

М. Тринг 13 показал, что переход от спектральных коэффициентов ослабления луча к интегральным можно выполнить, если ввести в рассмотрение некоторую эффективную длину волны эф. Эта длина волны принимается равной тому значению, которое делит площадь под кривой Планка пополам. Величина эф связана с длиной волны max , при которой имеет место максимум излучения на кривой Планка, соотношением эф= 1,42max. Учитывая закон Вина, получим:
эф= 1,42С3п.с (8),
где С3=2,90103 мкмК– постоянная в законе смещения Вина.

Таким образом, эффективное сечение ослабления А прямо пропорционально величине (Тп.с)m.

Проведенные в ЦКТИ измерения интенсивности излучения факела 12 с использованием холодного и горячего фона (согласно методу Шмидта) в диапазоне температур продуктов сгорания 1500-2000 К позволили установить экспериментальные значения А=(650-850) м2/кг. Значение А0, соответствующее средней температуре 1750 К, равно 750 м2/кг.

Учитывая формулы (7) и (8), и располагая экспериментальным значением А0=750 м2/кг (при температуре факела 1750 К), расчетное выражение для эффективного сечения ослабления можно записать в виде:
А= А0п.с/1750)m=750(Тп.с/1750)1,09 (9).
Таким образом, с учетом (4), (5), (9), формула для определения коэффициента ослабления луча сажистыми частицами принимает вид:
(10).
При гидравлическом расчете камеры сгорания используется среднемассовая температура продуктов сгорания, одинаковая по всему сечению жаровой трубы. В действительности температура продуктов сгорания очень неравномерна. При расчете лучистого теплового потока целесообразно пользоваться эффективной температурой излучения пламени (продуктов сгорания). Под эффективной температурой излучения пламени будем понимать равномерную температуру некоторого идеализированного пламени, излучающие (поглощающие) компоненты которого распределены равномерно, а интенсивность излучения на некоторой длине луча равна интенсивности излучения реального пламени на той же длине луча в рассматриваемом направлении. Причем поглощательная способность идеализированного и реального пламени на упомянутой длине луча одинакова.

Следуя авторам 12, выделим макронеравномерность и микронеравномерность температуры продуктов сгорания. Макронеравномерность вызвана неравномерной структурой течения в жаровой трубе (снижение температуры возле стенок жаровой трубы и в местах, где сохраняется закрученность потока, а горение не завершено). Микронеравномерность вызвана неравномерным распределением топлива в объёме жаровой трубы и собственно процессом горения (в объёме жаровой трубы встречаются микрозоны с коэффициентами избытка воздуха =1 и =).

Эффективная температура продуктов сгорания может быть вычислена по формуле:

Тп.с.эф= Тп.с (11),



где – коэффициент макронеравномерности температуры;

– коэффициент микронеравномерности температуры.
Для расчета коэффициента макронеравномерности предлагается следующая формула, полученная на основании стендовых исследований в НПО ЦКТИ и расчетно-аналитических исследований:
= (12),
где Тв– температура воздуха перед КС;

=(Ксг) Sэф – оптическая толщина (плотность) излучающей среды.
Смысл уравнения (12) заключается в том, что свойственное камерам сгорания падение температуры факела в пристенных областях обусловливает поглощение пристенными слоями продуктов сгорания лучистой энергии, испускаемой центральными высокотемпературными участками пламени. Этот эффект возрастает с увеличением оптической плотности продуктов сгорания и градиента температуры на границе факела, о котором можно судить по отношению Тп.св .
Экспериментальные исследования, позволили вывести формулу для коэффициента микронеравномерности:
=1+k(1-hг) (13),
где – температура продуктов сгорания, подсчитанная при =1;

k– коэффициент (k=0,4 при α ≤ 1; k=0,25 при α > 1).
Множитель (1-hг) в формуле (13) характеризует относительное число возможных микрозон с повышенной температурой . В сечениях, где горение завершилось (hг=1), эти зоны отсутствуют. Чем ближе рассматриваемое сечение к форсунке, чем больше давление в камере и ниже температура воздуха, тем выше значение (1-hг), тем больше при прочих одинаковых условиях влияние микрозон с повышенной температурой. Множитель характеризует относительную разность максимальной и средней температур. Ясно, что рост должен привести к росту .

Предлагаемая методика определения теплового излучения пламени была использована при расчете теплового состояния стенки жаровых труб энергетической газотурбинной установки ГТЭ-150 производства Ленинградского металлического завода с температурой газа перед турбиной 1100С.

Жаровые трубы имеют струйно-заградительную систему охлаждения (см. рис. 2, 3). При расчете конвективной составляющей теплового потока использовались работы ЦИАМ 3, 5, 8, адаптированные применительно к исследуемой конструкции ЖТ.

На рис. 4, 5 представлены результаты расчета стенки двух вариантов жаровой трубы и их сравнение с результатами испытаний на действующей ГТУ. Видно, что расчетная температура стенки хорошо совпадает с опытными данными.

Таким образом, можно сказать, что предложенная методика расчета теплового излучения пламени учитывает основные конструктивные и режимные параметры камер сгорания и может быть использована при определении теплового состояния стенок жаровых труб со струйно-заградительным охлаждением камер сгорания энергетических ГТУ при диффузионном режиме горения.

Литература


  1. Адрианов В.Н. Основы радиационного и сложного теплообмена. М.: Энергия, 1972. 464 с.

  2. Антоновский В. И., Акулов В. А., Шведков В. Н. Результаты стендовых испытаний камеры сгорания ГТЭ-150 при среднемассовой температуре продуктов сгорания 1100 0С//Тр. ЦКТИ. − 1990. − Вып. 261, с.151-156.

  3. Апельбаум С.О., Жестков Б.А. Охлаждение жаровых труб основных камер сгорания ТРД, предназначенных для работы при высоких температурах и давлениях воздуха//Тр. ЦИАМ. − 1959. − Вып.368. − 24 с.

  4. Блох А.Г. Тепловое излучение в котельных установках. Л.: Энергия, 1967, с. 121-176.

  5. Жестков Б.А. Охлаждение жаровых труб основных камер сгорания ТРД//Тр. ЦИАМ. − 1958. − Вып.330. − 35 с.

  6. Зигель Р., Хауэлл Дж. Теплообмен излучением: Пер. с англ. М.: Мир, 1975. 934 с.

  7. Камера сгорания ГТЭ-150. Испытания на стенде ЦКТИ и освоение на ГРЭС-3 МОСЭНЕРГО/В.И.Антоновский, В.А.Асосков, А.П.Пеков, С.М.Хайрулин, С.В.Буртасов//Тр. ЦКТИ. − 2002. − Вып.284. − С.54−71

  8. Кудрявцев В.А. Экспериментальное исследование конвективного теплообмена в узлах подачи охлаждающего воздуха в жаровые трубы//Тр. ЦИАМ. − 1992. − Вып.1295. − С.39−45

  9. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. Изд.2-е, стереотип. М., «Энергия», 1977.

  10. РТМ 108.022.11-83 Установки газотурбинные и парогазовые. Расчет и проектирование камер сгорания.

  11. Сторожук Я.П., Антоновский В.И. Эмиссионные характеристики факела. – Тр. ЦКТИ, 1967, вып. 75, с. 156-173.

  12. Сударев А.В., Антоновский В.И. Камеры сгорания газотурбинных установок: Теплообмен._ Л.: Машиностроение, Ленингр. Отд-ние, 1985.- 272 с., ил. (Экономия топлива и электорэнергии).

  13. Тринг М.В. Наука о пламенах и печах.: Пер. с англ. М.: Металлургиздат, 1958. 482 с.

  14. Taylor P.B., Fooster P.J. The total emissivity of luminous and nonluminous flames.– Intern/ J/ Heat Mass Transfer, 1974, vol.17, p. 1591–1605.





Рис. 1. Распределение частиц сажи по размерам в излучающем пламени



а)


б)

Рис. 2. Исследованные варианты конструкции жаровой трубы:

а) – вариант №1; б) – вариант №2


Рис. 3. Элемент охлаждения жаровой трубы




Рис. 4. Сравнение расчетов с результатами натурных испытаний (жаровые трубы вариант №1, режим нагрузки 67%): 1– расчетная температура стенки жаровой трубы с наружной стороны; 2– измеренная в опыте температура стенки жаровой трубы с наружной стороны


Рис. 5. Сравнение расчетов с результатами испытаний (жаровые трубы вариант №2, режим нагрузки 67%): 1– расчетная температура продуктов сгорания (среднемассовая); 2– расчетная температура стенки жаровой трубы с наружной стороны; 3– измеренная в опыте температура стенки жаровой трубы с наружной стороны





Похожие:

Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconУчебный план специальных курсов подготовки и переподготовки специалистов по направлению «Конструкция, техническое обслуживание и ремонт приводных газотурбинных двигателей нк-12СТ, нк-16СТ, нк-14СТ, нк-36СТ, нк-38СТ»
Теоретические основы работы и устройства приводных газотурбинных установок (гту)
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconМоделирование стационарных вихревых структур в модельной камере сгорания
Полезные свойства закрутки находят применение в камерах сгорания, топках, газовых и жидкостных сепараторах и т д. [1] Закрученные...
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconРасчет интенсивности теплового излучения и времени существования «огненного шара»
«Огненный шар» это крупномасштабное диффузионное горение парогазо-воздушного облака, реализуемое при разгерметизации резервуара с...
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconУрок №. Дата тема «Работа газа и пара при расширении. Двигатель внутреннего сгорания. Паровая турбина. Кпд теплового двигателя»
Сформировать знание учащихся о работе пара и газа на примере изучения двигателя внутреннего сгорания (двс)
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconI. квантовая природа излучения. Тепловое излучение
Принимая коэффициент теплового излучения а угля при температуре т = 600 к равным 0,8, определить: энергетическую светимость угля;...
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconЗакон Гесса. Методы экспериментального определения (калориметрия) и расчёта тепловых эффектов
Энтальпия образования и энтальпия (теплота) сгорания. Стандартные величины. Расчёт тепловых эффектов химических реакций с использованием...
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconЭнергия топлива
Теплота сгорания топлива, зависимость теплоты сгорания от рода топлива и его массы. Удельная теплота сгорания. Ана­лиз таблицы удельной...
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок icon2. Исследование теплового излучения
План лабороторно-практических занятий в весеннем семестре 2009-2010 учебного года факультет: фармацевтический
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconК. П. Бутусов в статье даётся расчёт угловой ширины лепестков диаграмм направленности излучения Солнца и планет на основе предположения, что гравитационное поле является волновым. Длина волны излучения получена авт
Солнца. Аналогично, угол наклона плоскости экватора планеты к плоскости её орбиты в целое число раз больше угловой ширины лепестка...
Расчет теплового излучения пламени в камерах сгорания газотурбинных установок iconДвигатель внутреннего сгорания
Применение двигателей внутреннего сгорания чрезвычайно разнообразно: они приводят в движение самолеты, теплоходы, автомобили, тракторы,...
Разместите кнопку на своём сайте:
ru.convdocs.org


База данных защищена авторским правом ©ru.convdocs.org 2016
обратиться к администрации
ru.convdocs.org