Методология проектирования малоэмиссионных камер сгорания газотурбинных двигателей на основе математических моделей физико-химических процессов

Размещено на http://www.allbest.ru/

Методология проектирования малоэмиссионных камер сгорания газотурбинных двигателей на основе математических моделей физико-химических процессов

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

газотурбинный двигатель моделирование

Главной проблемой создания малоэмиссионных (с низким содержанием оксидов азота в выхлопных газах) камер сгорания ГТД является обеспечение их надежной и эффективной работы в составе энергетических установок. Для снижения уровня эмиссии оксида азота камерами сгорания ГТД отечественными и зарубежными разработчиками применяются четыре основные технологии организации малоэмиссионного горения:

1. «Богато-бедное» горение;

2. Сжигание «бедной» гомогенной топливо-воздушной смеси;

3. «Мокрые» методы снижения NO_x - подача в камеру сгорания топлива или окислителя, смешанного с водяным паром ;

4. Сжигание низкокалорийного топлива - синтез-газа, полученного путем каталитического разложения природного газа.

Само по себе достижение низкого уровня эмиссии оксидов азота может быть получено «обеднением» топливовоздушной смеси или снижением температуры пламени. Но необходимость одновременного выполнения эксплуатационных и энергетических требований существенно усложняет эту задачу, так как любая технология снижения эмиссии оксидов азота сопровождается снижением надежности системы в целом. Например, к числу важнейших недопустимых явлений, сопровождающих процессы в малоэмиссионных камерах сгорания с «бедным» фронтом (генеральное направление в мире) и являющихся их постоянными «спутниками», относятся низкая полнота сгорания, термоакустические пульсации, «бедный» срыв пламени и проскок пламени в зону подготовки топливовоздушной смеси. Чтобы спроектировать современную малоэмиссионную камеру сгорания, необходимо пройти по узкой грани между выполнением требований по уровню эмиссии оксидов азота и запасами по отношению к вышеперечисленным явлениям, то есть знать или оценивать величину диапазона по составу смеси. Следовательно, при проведении расчетно-экспериментальных работ по проектированию малоэмиссионной камеры сгорания возникает потребность в оценке следующих ее важнейших характеристик:

1. Уровня эмиссии загрязняющих веществ: NO_x, CO;

2. Полноты сгорания топлива;

3. Пределов стабилизации пламени в гомогенной и диффузионной зонах горения.

Для проектирования малоэмиссионных камер сгорания газотурбинных двигателей необходима разработка методологии проектирования на основе математических моделей физико-химических процессов. При создании методологии проектирования в первую очередь необходимо:

1. Уточнить существующие математические модели для расчета уровня эмиссии оксида азота;

2. Разработать математическую модель для расчета уровня эмиссии оксида углерода;

3. Разработать математическую модель для оценки пределов стабилизации фронта пламени.

Успешное решение этих проблем позволит перейти к нахождению параметрического компромисса, то есть собственно и определить основные проектные параметры надежно работающей малоэмиссионной камеры сгорания в зависимости от конкретных условий, в том числе с учетом геометрических (конструктивных) ограничений. Или, иначе, разработать методологию проектирования реальных малоэмиссионных камер сгорания газотурбинных двигателей.

Однако, на пути к решению поставленной задачи необходимо не только выбрать (то есть идентифицировать с экспериментом) модели турбулентности и кинетических механизмов окисления углеводородного топлива из уже имеющегося набора, но и, что значительно сложнее, разработать способ пространственной идентификации типов пламени (гомогенное и диффузионное) в трехмерном реагирующем пространстве сильно закрученного потока, обладающего свойствами нелинейности, если говорить о его математическом описании. Необходимость этой идентификации обусловлена тем обстоятельством, что в настоящее время отсутсвуют математические модели смешанного фронта пламени (диффузионного и гомогенного). А реальный фронт пламени в современной камере сгорания, как правило, смешанный.

Как уже отмечалось, невозможно спроектировать малоэмиссионную камеру сгорания без оценок запасов по стабилизации фронта пламени и концентрации оксида углерода. Если в оценке оксидов азота с помощью математических моделей в мире наработан большой опыт, то в части моделирования бедного срыва и, соответственно, розжига камер сгорания ситуация значительно хуже. Доступные в настоящее время математические модели горения не могут предоставить возможность для выполнения комплексного расчета основных характеристик проектируемой камеры сгорания.

Таким образом, создание методологии проектирования на основе математических моделей физико-химических процессов и ее применение для выбора технологий малоэмиссионного горения являются актуальными задачами, имеющими важное научное и практическое значение.

Цель работы состоит в создании методологии проектирования малоэмиссионных камер сгорания газотурбинных двигателей на основе математических моделей физико-химических процессов и ее применении для анализа и выбора технологий малоэмиссионного горения.

Задачи исследования:

1. Создание методологии проектирования малоэмиссионных камер сгорания газотурбинных двигателей на основе математических моделей физико-химических процессов;

2. Настройка математической модели для расчета уровня эмиссии оксида азота;

3. Разработка математической модели для расчета уровня эмиссии оксида углерода;

4. Разработка математической модели для описания процесса дестабилизации гомогенного и диффузионного фронтов пламени;

5. Проведение моделирования физико-химических процессов в камере сгорания и оценка их влияния на уровень эмиссии оксида азота;

6. Проведение сравнительного анализа конструктивных схем камер сгорания ГТД, в которых реализованы технологии малоэмиссионного сжигания топлива с использованием разработанной методологии.

На защиту выносятся:

1. Разработанная методология математического моделирования физико-химических процессов в камере сгорания ГТД для оценки уровня эмиссии оксида азота, оксида углерода и пределов стабилизации фронта пламени;

2. Результаты численного исследования взаимного влияния физико-химических процессов в камере сгорания и оценка их влияния на расчетный уровень эмиссии оксида азота;

3. Разработанные «гибридные» модели турбулентного горения, позволяющие оценить уровень эмиссии оксида углерода, оксида азота;

4. Разработанные «комбинированные» модели турбулентного горения, описывающие структуру фронта пламени и позволяющие смоделировать процесс дестабилизации гомогенного и диффузионного фронтов пламени, оценить уровни эмиссии оксидов углерода и азота, полноту сгорания топливовоздушной смеси.

5. Результаты сравнительного анализа конструктивных схем камер сгорания ГТД, в которых реализована технология малоэмиссионного горения.

Научная новизна:

1. Уточнена математическая модель генерации оксидов азота при диффузионном горении углеводородного топлива с учетом радиационного излучения пламени, являющегося существенным фактором при оценке эмиссии.

2. Впервые разработана математическая модель описания генерации оксидов азота для смешанных (диффузионного и гомогенного) фронтов пламени в камере сгорания.

3. Создана «гибридная» математическая модель для расчета уровня эмиссии оксида углерода при сгорании углеводородного топлива.

4. Впервые разработана «комбинированная» математическая модель «бедного» срыва фронта пламени и розжига камеры сгорания в нестационарной постановке. На ее основе сформирована математическая модель для расчета полноты сгорания топлива, являющейся одним из основных проектных параметров камеры сгорания.

Достоверность:

1. Разработанные и уточненные математические модели физических процессов горения в камерах сгорания газотурбинных двигателей идентифицированы по экспериментальным данным модельных и натурных экспериментов камер сгорания различных типов в части интегральных оценок эмиссии и границы срыва пламени.

2. Применяемые в расчетах математические модели турбулентности для описания сильно закрученных трехмерных течений в камерах сгорания идентифицированы по имеющимся экспериментальным данным распределений компонент скорости (дифференциальная оценка).

Практическая ценность работы состоит в следующем:

1. Разработанная методология позволяет учесть при проектировании камер сгорания процессы, происходящие при горении топлива, оценить эмиссионные характеристики, пределы стабилизации фронта пламени и совершенствовать конструкцию камер сгорания еще на ранних стадиях проектирования;

2. Результаты проведенного в работе сравнительного анализа технологий малоэмиссиионного сжигания топлива использованы для выработки практических рекомендаций по выбору конструктивных схем камер сгорания.

3. Созданы программы, применяющиеся для:

3.1. расчета уровня эмиссии оксида углерода на основе предложенной двухзонной модели турбулентного горения;

3.2. расчета скорости распространения фронта пламени;

3.3. расчета радиационных свойств среды;

3.4. моделирования процесса сажеобразования;

3.5. расчета концентраций компонентов топливо-воздушной смеси в зависимости от массовой доли восстановленного топлива и характеристик турбулентности.

Внедрение результатов. Разработанная методология проектирования камер сгорания ГТД на основе математических моделей физико-химических процессов и созданный комплекс программ применяются в ОАО «Авиадвигатель» для выбора и совершенствования конструкций малоэмиссионных камер сгорания.

Публикации. Основные результаты диссертации изложены в 32 печатных работах, из них 1 монография и 7 статей в журналах, рекомендованных ВАК.

Апробация работы

Материалы диссертации были представлены и обсуждены на: IV всероссийской научно-технической конференции «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей» (СГАУ, г. Самара, 9-10 октября 2002 г.); V всероссийской научно-технической конференции «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей» (СГАУ, г. Самара, 5-7 октября 2004 г.); 49-й научно-технической сессии по проблемам газовых турбин (г. Москва, 10-12 сентября 2002 г); 50-й научно-технической сессии по проблемам газовых турбин (г. Санкт-Петербург, 17-18 июня 2003 г); 49-й международной конференции ASME Turbo Expo 2004 (Австрия, г.Вена, 14-16 июня 2004 г); I научно-техническом семинаре по проблемам низкоэмиссионных камер сгорания ГТУ (ЦИАМ, г. Москва, 14-16 декабря 2004 г.); Международной научно-технической конференции «Рабочие процессы и технология двигателей» (КГТУ, г. Казань, 23-27 мая 2005 г); II международной научно-технической конференции «Авиадвигатели XXI века» (г. Москва, ЦИАМ 6-9 декабря 2005 г); 51-й международной конференции ASME Turbo Expo 2006 (Испания, г. Барселона, 7-11 мая 2006 г); Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двигателестроения» (г. Самара, СГАУ, 21-23 июня 2006 г.); VI всероссийской научно-технической конференции «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей» (СГАУ, г. Самара, 10-11 октября 2007 г.); 53-й международной конференции ASME Turbo Expo 2008 (Германия, г. Берлин, 9-13 июня 2008 г).

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении сформулирована концепция и основные положения диссертационной работы.

Первая глава посвящена обзору технологий малоэмиссионного горения, применяемых для снижения уровня выбросов оксида азота газотурбинными двигателями. Приводятся международные нормы выбросов вредных веществ для гражданской авиации, установленные Международной Организацией Гражданской Авиации (ICAO) и действующие с 2004 года. Также приводятся нормы выбросов загрязняющих атмосферу веществ для наземных газотурбинных установок (ГТУ), которые определяются заказчиком и различаются для ГТУ, применяемых в энергетике и для перекачки газа. Нормируются выбросы следующих веществ: NO_x (NO, NO₂ ), угарного газа CO и несгоревших углеводородов UHC.

Рассмотрены основные факторы, влияющие на образование оксида азота в камерах сгорания и методы снижения уровня эмиссии. Отмечается, что скорость образования NO изменяется экспоненциально с изменением температуры пламени, поэтому ключевой момент в уменьшении концентрации NO_x - уменьшение температуры пламени. Физико-химические процессы, приводящие к образованию NO_x обуславливают следующие практические методы для снижения выбросов NO_x в камерах сгорания ГТД:

1. Создание «бедной» первичной зоны - добавление воздуха в первичную зону для снижения температуры пламени обеспечивает значительное уменьшение выхода NO_x.

2. Создание «богатой» первичной зоны - избыток топлива, так же как и избыток воздуха снижает температуру пламени и, следовательно, выход NO_x.

3. Гомогенизация горения. Улучшение перемешивания топлива и воздуха посредством лучшего распыливания и распределения топлива и увеличения перепада давления на жаровой трубе сделало бы более равномерной температуру пламени в зоне горения.

4. Уменьшенное время пребывания. Выброс NO_x может быть снижен, если уменьшить время, в течение которого газ находится при высокой температуре.

Применение этих методов на практике приводит к следующим технологиям снижения уровня эмиссии NO_x:

1. сжигание обедненных предварительно перемешанных топливовоздушных смесей (схема сжигания LPP -Lean Premixed Prevaporized);

2. сжигание по схеме «богатое горение - разбавление - бедное горение» (схема сжигания RQL - Rich /Quench/ Lean);

3. впрыск в камеру сгорания воды или пара;

4. применение каталитических нейтрализаторов для очистки выхлопных газов;

5. каталитическое горение.

Вторая глава посвящена математическим моделям, применяемым для моделирования физико-химических процессов в камерах сгорания газотурбинных двигателей. Приведена следующая классификация физико-химических процессов:

Турбулентное течение смеси газов.

Распространение и испарение капель топлива.

Турбулентное горение газообразного топлива.

Образование NO_x.

Сажеобразование.

Радиационный теплообмен.

Конвективный теплообмен.

Теплообмен внутри стенок жаровой трубы.

Отмечается, что процессы, происходящие в камерах сгорания, не протекают отдельно, а взаимодействуют друг с другом. Поэтому для проведения расчетов, достаточно точно описывающих физику явлений, происходящих в камерах сгорания ГТД, необходимо моделировать все упомянутые выше процессы и взаимодействие между ними. Для полного описания физико-химических процессов, происходящих в камере сгорания, ГТД должны быть использованы следующие математические модели:

Модель турбулентного течения смеси газов.

Модель распространения и испарения капель топлива.

Модель турбулентного горения газообразного топлива.

Модель образования NO_x.

Модель радиационного теплообмена в излучающей среде.

Модель радиационного теплообмена между поверхностями (в отсутствии излучающей среды).

Модель для расчета конвективных тепловых потоков.

Модель процесса теплопроводности.

Модель процесса сажеобразования.

Разработка и настройка перечисленных выше моделей является очень большой по объему работой, сопряженной с определенными трудностями теоретического и экспериментального характера.

Далее в разделе 2.3 рассматриваются математические модели, применяемые для моделирования турбулентного течения газа камерах сгорания:

1. Уравнения Навье-Стокса;

2. Модели турбулентности, необходимые для замыкания системы уравнений Навье-Стокса при осреднении ее по Фавру, основанные на гипотезе о турбулентной вязкости Буссинеска: k- , k- RNG, k- ASM, k-, k- SST, k-е RSM. Также была использована модель рейнольдсовых напряжений k-е RSM, не использующая гипотезу о турбулентной вязкости. В рамках этой модели проводится решение уравнения переноса для неизвестных членов тензора рейнольдсовых напряжений.

Для моделирования теплового состояния стенки жаровой трубы камеры сгорания решается задача совместного теплообмена путем решения уравнений энергии для реагирующего газа и теплопроводности для стенки (раздел 2.4).

Движение капель топлива в потоке газа описывается с использованием лагранжевой модели, описание которой дано в разделе 2.5.

Моделирование процесса окисления топлива (раздел 2.6) проводилось с использованием детальных кинетических механизмов для метана и керосина. Для моделирования процесса окисления метана использовались 3 механизма:

1. Механизм KEE для окисления метана. 18 компонентов смеси и 58 обратимых реакций;

2. Механизм SMOOKE, включающий в себя 16 компонентов смеси и 46 реакций;

3. GRI-MECH 3.0 - 53 компонента смеси и 325 химических реакций.

Для описания процесса горения авиационного керосина использовалась модель суррогатного топлива. Суррогатное топливо состоит из одного или нескольких компонентов, представляющих керосин. В качестве «молекулы» керосина в данной работе применялся C₁₂H₂₃. Кинетический механизм для C₁₂H₂₃ включает в себя две стадии распада топлива и делает акцент на более стабильные промежуточные компоненты второй стадии, в которой реагируют более простые углеводороды:

,

, .

На третьей стадии доминируют реакции рекомбинации и превращения СО в СО₂. Кинетический механизм состоит из 26 реакций и 18 компонентов смеси, участвующих в этих реакциях.

В качестве альтернативного подхода, для описания горения керосина использовались следующие механизмы окисления n-гептана:

1. Механизм окисления n-гептана, состоящий из 20 компонентов и 42 обратимых реакций;

2. Детальный механизм окисления n-гептана: 41 компонент и 175 обратимых реакций.

Выбор n-гептана в качестве углеводорода заменяющего авиационный керосин оправдывается тем, что хотя он и является более легким (молекулярный вес С₇H₁₆ равен 100,198 против 167,315 у «молекулы» керосина), стехиометрический коэффициент n-гептана равный 15,4 близок к керосину - 14,8.

Основными критериями выбора механизмов для расчета камер сгорания в данной работе являлись:

1. Корректное предсказание тепловыделения вследствие горения или средней температуры на выходе из камеры сгорания;

2. Корректное предсказание концентрации свободного кислорода в зоне горения, участвующего в реакции образования оксида азота.

Моделирование процесса сажеобразования, проводилось для учета радиационных свойств при сжигании углеводородного топлива. Механизм образования прекурсоров сажи состоит из серии элементарных реакций, приводящих к образованию из ацетилена и водорода ароматического кольца А_i:

,

,

, .

Механизм образования прекурсоров сажи ограничивается описанием образования A₄. Образование сажи происходит через процесс «графитизации»:

В разделе 2.7 дано описание математических моделей, применяемых для моделирования турбулентного горения. Для описания процесса турбулентного горения применялись модели тонкого фронта пламени для диффузионного горения (Flamelet) и горения частично перемешанной смеси (Flamefront или Flamelet-BVM). В общем виде система уравнений модели тонкого фронта пламени имеет вид:

,(1)

,(2)

,(3)

,(4)

где - массовая доля восстановленного топлива - параметр, характеризующий термохимическое состояние смеси, - скорость ее диссипации, - вариация . Уравнение (4) используется в модели горения частично перемешанной смеси. Скаляр G определяет местоположение фронта пламени.

Для моделирования процесса турбулентного горения в рамках Flamelet модели (диффузионное горение) решаются дифференциальные уравнения (1,2). Для Flamefront модели горения, применяемой для описания диффузионного и гомогенного горения, проводится решение дополнительного уравнения (4).

В рамках модели тонкого фронта пламени осредненные массовые доли компонент смеси в турбулентном пламени можно определить по их локальным значениям: , , , с использованием функции плотности распределения вероятности.

В рамках данной модели турбулентное пламя представляется как ансамбль локальных одномерных элементов пламени, которые искривлены и растянуты турбулентным полем течения. Предполагается, что эти элементы пламени сохраняют свою одномерную структуру. Таким образом, в рамках данной модели вводятся специфические предположения о локальной структуре пламени, которые упрощают моделирование турбулентного горения. Структура элементов пламени изменяется под действием турбулентного поля течения (параметра ) и описывается системой уравнений Петерса-Кузнецова:

(5)

(6)

В результате решения системы уравнений (5,6) получаются зависимости типа:

, (7)

характеризующие термохимическое состояние смеси.

Для расчета скорости распространения фронта турбулентного пламени в частично перемешанной (с зонами диффузионного и гомогенного горения) топливовоздушной смеси использовалась следующая зависимость:

(8)

где - ширина профиля скорости распространения фронта пламени в координатах массовой доли восстановленного топлива Z, - ламинарная скорость распространения фронта пламени, - пульсации скорости, , -параметр, зависящий от вида топлива, давления и температуры в камере сгорания. Скорость распространения фронта ламинарного пламени определялась численным путем. Для расчета скорости распространения фронта турбулентного пламени в полностью перемешанной топливовоздушной смеси применялись следующие зависимости : Талантова, Петерса, Зимонта, Гюлдера, Лю-Циглера-Ленце.

Также в разделе 2.7 дано описание других моделей, применяемых для моделирования процесса турбулентного горения: модели Зимонта, разновидности класса моделей Flamelet-BVM, модели распада турбулентного вихря (Eddy Dissipation Model) и ее развития - модели Eddy Dissipation Concept.

В разделе 2.8 приведено описание моделей радиационного теплообмена, применяемых в данной работе - диффузионной и метода дискретных ординат.

Радиационные свойства среды рассчитываются с использованием экспоненциальной модели широкой полосы, в рамках которой коэффициент поглощения представим в виде:

,(9)

где Y_i - массовая доля компонента смеси, L - путь луча в среде, л - длина волны. Осредненный по Планку коэффициент поглощения имеет вид:

. (10)

Осредненный по Планку коэффициент поглощения сажи представим в виде:

,(11)

где ,(12)

d₀=-0,253475*10⁴, d₁=0,272464*10³, d₂=-0,928538*10^-2, d₃=0,123273*10^-5.

Вопросы, касающиеся моделирования процесса образования оксида азота рассматриваются в разделе 2.9. Механизм Зельдовича - основной источник оксида азота при протекании процесса горения с температурой выше 1800 К. NO формируется вследствие комбинации атомов O и N, которые образуются при высоких температурах. Основными реакциями, приводящими к образованию «термических» NO из атмосферного азота являются цепные неразветвленные реакции:

1.

2.

В условиях близких стехиометрическим и в умеренно богатых топливно-воздушных смесях определенный вклад в образование NO вносит реакция:

3.

Рассматриваются методы расчета концентрации O и OH с использованием допущений о равновесности или частичном равновесии реакций их образования. Дан обзор механизма образования «быстрых» NO, которые формируются в значительном количестве при низких температурах в богатой топливо-воздушной смеси посредством реакций:

; ;

;

Рассмотрен механизм «дожигания» NO - реакции, посредством которых NO реагирует с углеводородами:

; ; .

Основными реакциями, определяющими концентрацию диоксида азота NO₂, являются:

; ,

скорость которых относительно высока при низких температурах. Очевидно, что NO₂ является вторичным компонентом, зависящим от концентрации NO.

Для расчета пространственного распределения концентрации оксида азота в камере сгорания и учета турбулентных пульсаций температуры используется система уравнений переноса для скаляра NO и вариации температуры. Для определения осредненной скорости реакции образования NO применяется осреднение мгновенной скорости реакции с использованием -функции плотности распределения вероятности.

В третьей главе приведены результаты верификации математических моделей физико-химических процессов, протекающих в камере сгорания ГТД.

В разделе 3.1 описываются результаты моделирования структуры потока в горелочном модуле с использованием моделей турбулентности k-, k- RNG, k-щ, k-щ BSL, k-щ SST, алгебраической модель рейнольдсовых напряжений основанная на k- щ BSL модели (ASM модель). Получено, что наилучшее совпадение с данными эксперимента по уровню максимальной осевой скорости, углу раскрытия потока и продольному размеру возвратной зоны (основные критерии сильнозакрученных потоков) дает ASM модель. k- RNG модель турбулентности предсказывает несколько меньший угол раскрытия потока, но также хорошо соответствует эксперименту по уровню максимальной осевой скорости и продольному размеру возвратной зоны.

В разделе 3.2 описываются результаты моделирования структуры потока турбулентного газа в камере сгорания. Для проведения расчетов был выбран сектор камеры сгорания авиационного двигателя в 30⁰. Расчетная область включала в себя диффузор, завихритель, жаровую трубу, внутренние и внешние кольцевые каналы, газосборник (рис. 1) Размер расчетной сетки составил 2,5 млн. узлов. Газодинамические расчеты были проведены на 5 режимах, соответствующих условиям испытаний полноразмерной камеры сгорания (ПКС). При проведении расчетов выдерживалось значение приведенной скорости на входе в камеру сгорания в соответствии с данными эксперимента. Расчет дает значение потерь полного давления в камере сгорания близкое к данными эксперимента - превышение составляет от 13% при _расч=0,3489 до 15% при _расч=0,2307 от общего уровня потерь полного давления. Получено хорошее соответствие с данными эксперимента по структуре потока внутри камеры сгорания - осевой составляющей скорости на выходе из диффузора и внутри жаровой трубы.

В разделе 3.3 приведены результаты расчетов камеры сгорания с учетом процесса турбулентного горения. Отмечается, что при горении топлива структура потока характеризуется более высокими скоростями и перестройкой первичной зоны. Зона обратных токов становится более компактной, в отличие от «холодного» расчета. Уменьшение зоны обратных токов вызвано повышением перепада давления на стенке жаровой трубы, что приводит к увеличению скорости струй, исходящих из основных отверстий жаровой трубы. Суммарные потери полного давления возрастают на 0,726% по сравнению с «холодным» расчетом. Несмотря на различия в структуре потока внутри жаровой трубы в «холодном» и «горячем» вариантах расчета существенного перераспределения расходов воздуха через завихритель, основные отверстия и систему охлаждения не наблюдается. Полученное максимальное значения коэффициента температурной неравномерности на выходе из газосборника =1,361 хорошо согласуются с экспериментальным значением 1,318. Определяющим фактором, влияющим на профиль температуры на выходе из камеры сгорания, является организация процесса смешения горячего и холодного воздуха в зоне основных отверстий второго ряда жаровой трубы камеры.

В главе 4 описывается методология моделирования физико-химических процессов в камере сгорания для расчета уровня эмиссии оксида азота.

В разделах 4.1, 4.2 приводится описание методологии моделирования физико-химических процессов в камере сгорания для расчета уровня эмиссии оксида азота. Рассматривается проблема выбора математических моделей. Несмотря на то, что методология основана на использовании коммерческого газодинамического пакета проведен большой объем работ по настройке математических моделей пакета и созданию дополнительных программ и подпрограмм, необходимых для расчета уровня эмиссии оксида азота. Методология расчета состоит из 2 основных шагов: препроцессирования и непосредственно расчета в газодинамическом пакете. Общая схема методологии проведения расчетов представлена на рис. 2.

Необходимым фактором для проведения расчетов является наличие детального кинетического механизма для процедуры препроцессирования. Кинетический механизм должен достаточно точно описывать процесс окисления топлива для получения корректных уровней температуры и концентрации атомарного кислорода, необходимых для моделирования процесса образования оксида азота. При моделировании процесса горения керосина механизм должен быть дополнен реакциями образования сажи. Расчет концентрации сажи необходим для определения радиационных свойств среды.

На этапе препроцессирования используются дополнительные программы, специально разработанные автором для:

1. Решения задачи о распространении фронта пламени и нахождения зависимости скорости распространения фронта пламени в ламинарном потоке от массовой доли восстановленного топлива при определенных значениях начальной температуры смеси и давления - «флеймфронт» библиотеки.

2. Генерации «флеймлет»-библиотеки с учетом радиационного теплообмена и получении таблиц зависимостей массовых долей компонентов смеси от массовой доли восстановленного топлива и параметров турбулентности: .

3. Моделирования процесса сажеобразования и получения зависимостей объемной доли сажи от массовой доли восстановленного топлива: при определенном значении давления.

4. Расчет коэффициента поглощения среды с учетом давления, термохимического состава смеси и представление его в виде зависимости: .

Данные, полученные на этапе препроцессирования, используются на этапе расчета пакетом программ CFX-TASCflow посредством:

1. Файлов с «флеймлет» и «флеймфронт» библиотеками;

2. Модифицированных подпрограмм для расчета радиационных свойств среды.

На втором этапе проводится расчет в пакете CFX-TASCflow с использованием:

1. Уравнений Навье-Стокса;

2. k- RNG или k- RSM модели турбулентности;

3. Модели распространения и испарения капель топлива;

4. Модели тонкого фронта пламени - Flamelet или Flamefront;

5. Зависимостей для расчета скорости распространения фронта пламени в турбулентном потоке ;

6. Диффузионной модели радиационного теплообмена или метода дискретных ординат;

7. «Термического» механизма образования NO.

Рекомендации по использованию математических моделей выработаны путем сравнения результатов расчетов с экспериментом. В итоге после прохождения всех этапов данной методики может быть получена информация о поле течения, температуре, зонах образования и уровне эмиссии оксида азота для рассматриваемой камеры сгорания.

В разделе 4.3 приводится описание этапа расчета в пакете CFX-TASCflow. Для тестирования математических моделей в рамках рассматриваемой методики использовались модели камер сгорания авиационных двигателей (№№ 1, 2) и камеры сгорания двигателя ГТУ (№ 3) Даны граничные условия и результаты расчетов уровня эмиссии оксида азота. Уровень эмиссии NO достаточно точно определен для камеры сгорания № 1 и для режимов работы камеры сгорания № 2, характеризующихся высокими значениями давления на входе - больше или равным 17 атм. и коэффициентом избытка воздуха 3. Разница между расчетными и экспериментальными данными не превышает 10%. Однако, с уменьшением давления и увеличением коэффициента избытка воздуха расчетов снижается.

В разделе 4.3.2 проведен анализ вклада механизмов образования оксида азота в общий уровень эмиссии. Проведена оценка влияния выбора модели турбулентности на скорость образования NO.

«Быстрые» NO образуются в первичной зоне камеры сгорания посредством реакций N₂ c углеводородными радикалами. При анализе результатов расчетов было выявлено, что доля «быстрых» NO, образующихся в камерах сгорания ГТД незначительна и составляет от 0,1 до 0,2 %. Также невелико влияние на общий уровень выбросов оксида азота механизма «дожигания» - изменение в концентрации NO не превышает 0,2%

Образование «термических» NO происходит вблизи поверхности стехиометрии - в зоне высоких температур при наличии достаточного количества атомарного кислорода. Вклад реакции 3 механизма Зельдовича - образования оксида азота с участием радикала OH невелик и составляет от 0,59 до 3,17% от общего выхода NO в зависимости от режима работы камеры сгорания № 3.

Представлены результаты расчетов уровня эмиссии NO при использовании допущений о химическом равновесии атомарного кислорода, частичном равновесии реакции диссоциации-рекомбинации O₂ и с использованием концентрации, рассчитанной по Flamelet модели. Наиболее хорошее совпадение с экспериментальными данными наблюдается при использовании в расчете значения концентрации атомарного кислорода, полученной в рамках Flamelet модели горения - от 93,3% до 99,0% (эксперимент -100%). Расчет уровня эмиссии NO c использованием равновесной концентрации О и допущения о частичном равновесии реакции диссоциации-рекомбинации О₂ дает превышение экспериментального уровня в 2-4 раза (рис. 3). Расчет без осреднения скорости реакции по температуре с использованием в-функции плотности распределения вероятности приводит к получению почти в 2 раза заниженных концентраций оксида азота на выходе из камеры сгорания.

Уровень эмиссии NO камеры сгорания № 2 при горении бедных смесей (коэффициент избытка воздуха камеры сгорания б=6,07) на низких давлениях = 490480 Па наиболее хорошо предсказывается с использованием k- RSM модели турбулентности. На этом режиме важно правильно предсказать турбулентные пульсации, вызванные нестабильностью горения бедной ТВС.

На рис. 4 и 5 представлено сравнение данных эксперимента с результатами расчетов, проведенных для камер сгорания № 3 и № 1 с использованием k- RNG, k- RSM и k-щ SST моделей турбулентности. На «высоких» режимах наблюдается хорошее совпадение - отличие не превышает 8% для всех моделей турбулентности. В случае камеры сгорания № 1 наилучшее совпадение дает k- RNG модель турбулентности - погрешность не превышает 9% для всех режимов работы двигателя.

В разделе 4.3.3 дано обоснование выбора модели тонкого пламени (Flamelet или Flamefront) для описания процесса горения в камере сгорания. Причины выбора этой модели обусловлены тем, что вследствие учета детальной кинетики реакций достаточно точно предсказываются:

1. уровень температуры в околостехиометрической зоне горения;

2. концентрации радикалов O, OH, образующихся на ранних стадиях процесса горения.

Ограничения Flamelet модели горения не позволяют смоделировать процесс горения заранее перемешанной смеси, поэтому для этих целей следует применять Flamefront модель горения. Она может быть использована для описания горения полностью и частично перемешанной ТВС. Flamefront модель была применена для моделирования диффузионного горения (в камере сгорания № 3), а также смешанного - диффузионного и гомогенного режима горения в двухзонной камере сгорания.

Получено, что при моделировании диффузионного процесса горения с использованием Flamefront модели и зависимостей наблюдается дестабилизация фронта пламени в первичной зоне камеры сгорания № 3 на «низком» режиме: =7,81 атм., =553 К, =4,96 и в зоне разбавления на «высоком»: =19,43 атм., =720 К, =2,51. Это приводит к пониженному расчетному уровню NO на высоких режимах и заниженному значению температуры на выходе из камеры сгорания на низких режимах. Очевидно, данные несоответствия связаны с ограничениями Flamefront модели. Внутри первичной зоны и зоны разбавления скорость распространения фронта ламинарного пламени близка к нулю. Внутри этих зон механизм стабилизации пламени не может быть смоделирован с использованием Flamefront модели и зависимостей. Результаты расчетов показали, что Flamefront модель с использованием формулы Лю-Циглера-Ленце может быть применена для расчета уровня эмиссии NO двухзонной камеры сгорания (точность от 1% до 25% в зависимости от б первичной зоны.

В разделе 4.3.4 приведена оценка влияния модели радиационного теплообмена на предсказание уровня эмиссии оксида азота. Отсутствие учета радиационного теплообмена приводит к превышению экспериментальных данных для режима испытаний камеры сгорания № 3 с P_к=20 атм. почти на 75% (рис. 6). Для моделирования радиационного теплообмена предпочтительней использовать метод дискретных ординат. Процесс радиационного теплообмена влияет на эмиссию NO путем уменьшения температуры стехиометрических зон и изменения состава продуктов сгорания из-за оттока тепла из зоны горения. Причем изменение состава продуктов сгорания оказывает наибольшее влияние на уровень эмиссии оксида азота. Также заметное влияние на уровень эмиссии NO при использовании в качестве топлива керосина оказывает излучение сажи, образующейся в богатой первичной зоне. Вследствие излучения и поглощения сажи происходит перераспределение радиационных тепловых потоков и понижение температуры околостехиометрических зон камеры сгорания. Так, при расчете камеры сгорания № 1, отсутствие учета теплообмена при наличии сажи приводит к получению уровня эмиссии NO, завышенному в 2 раза по сравнению с экспериментом.

В разделе 4.3.5 рассматривается проблема выбора кинетических механизмов для предсказания уровня эмиссии оксида азота. Для моделирования процесса окисления метана в данной работе использовались следующие кинетические механизмы:

1. Механизм KEE: 18 компонентов и 58 реакций;

2. Механизм SMOOKE: 16 компонентов и 46 реакций;

3. GRI-MECH 3.0: 53 компонента и 325 реакций.

Наилучшее совпадение с экспериментальными данными получено при использовании кинетического механизма KEE с учетом радиации (рис. 7). Механизмы SMOOKE и GRI-MECH показывают примерно одинаковые результаты. Разница между расчетными и экспериментальными данными для этих механизмов достигает 30% для режима с P_к=20 атм. Снижение количества образующегося оксида азота происходит за счет уменьшения концентрации свободного кислорода, а также небольшого изменения температуры околостехиометрических зон.

На рис. 8 показаны результаты расчетов камеры сгорания № 1, полученные при использовании кинетических механизмов окисления n-гептана и условной «молекулы» керосина:

1. C7H16 «малый» - механизм окисления n-гептана; 20 компонентов и 42 реакции;

2. C7H16 «детальный» - детальный механизм окисления n-гептана; 41 компонент и 175 реакций.

3. C12H23 - механизм окисления «молекулы керосина»; 18 компонентов и 26 реакций.

Наилучшее совпадение результатов расчета с данными эксперимента получено при использовании кинетического механизма C7H16 «детальный» с учетом процесса радиационного теплообмена. Несоответствие между данными расчета и эксперимента не превышает 10%.

Рис. 1 - Модель сектора камеры сгорания № 1.

Рис. 2 - Общая схема методологии проведения расчетов.

Рис. 3 - Уровень эмиссии NO в процентах от экспериментальных данных.



Рис. 4 - Сравнение предсказанного уровня эмиссии NO при использовании различных моделей турбулентности с экспериментально замеренным для камеры сгорания № 3.

Рис. 5 - Сравнение предсказанного уровня эмиссии NO, при использовании различных моделей турбулентности, с экспериментально замеренным для камеры сгорания № 1.

Рис. 6 - Предсказанные и замеренные экспериментально уровни эмиссии NO для камеры сгорания № 3.



Рис. 7 - Изменение уровня эмиссии оксида азота в зависимости от применяемого кинетического механизма окисления метана.

Рис. 8 - Изменение уровня эмиссии оксида азота в зависимости от применяемого кинетического механизма окисления керосина.

В главе 5 представлены разработанные автором два класса моделей турбулентного горения - «гибридные» и «комбинированные». Дано их сравнение со «стандартными» - разработанными ранее и широко применяющимися моделями горения. В разделе 5.1 дана классификация моделей турбулентного горения и приведены их характеристики:

1. «Стандартные» модели: Flamelet (FLM) - модель тонкого фронта пламени для диффузионного горения; Flamelet-BVM (FLM-BVM) - flamelet модель с дополнительным уравнением для учета расположения фронта пламени при гомогенном режиме горения; EDM-FRC - модель распада турбулентного вихря с учетом скоростей химических реакций; EDC - усовершенствованная модель распада турбулентного вихря.

2. «Гибридные» модели: Flamelet-BVM-EDC (FLM-EDC) - двухзонная модель, разработанная для оценки уровня эмиссии CO; Flamelet-EDM (FLM-EDM) - гибрид EDM, применяемой для оценки расположения фронта пламени, и расчета уровня эмиссии NO или сажи во фронте с помощью соотношений Flamelet модели; Flamelet-Transpot Equations (FLM-TE) - для оценки расположения фронта пламени и источниковых членов с помощью уравнений Flamelet модели и расчета распределения концентраций с использованием уравнений переноса.

3. «Комбинированные» модели: комбинированная модель (CM) - модификация модели Flamelet-BVM c измененными соотношениями для скорости распространения фронта пламени для моделирования бедного срыва; двухфронтовая модель с незамкнутой системой уравнений переноса (TFM-US) - модификация CM с раздельным моделированием процесса образования продуктов сгорания в диффузионном и гомогенном фронтах пламени; двухфронтовая модель с замкнутой системой уравнений переноса (TFM-СS) - модификация CM модели для более точного расчета состава продуктов сгорания и полноты сгорания топлива.

В таблице 1 приведена информация о возможностях трех классов моделей горения: DC - диффузионное горение; НС - гомогенное горение; DHC - смешанный режим гомогенного и диффузионного горения; DBO - бедный срыв диффузионного фронта пламени ; HBO - бедный срыв гомогенного фронта пламени; NO - количественная оценка уровня эмиссии NO; CO-QL - качественная оценка уровня эмиссии CO; CO-QN - количественная оценка уровня эмиссии CO; СТ - оценка полноты сгорания по температуре продуктов сгорания.

Таблица 1 - Возможности моделей горения.

Функция	стандартные	гибридные	комбинированные
	FLM	FLM- BVM	EDM- FRC	EDC	FLM- EDC	FLM- EDM	FLM- TE	CM	TFM- US	TFM- CS
DC	+	-	+	+	+	+	+	+	+	+
HC	-	+	+	+	+	-	-	+	+	+
DHC	-	-	+	+	+	-	-	+	+	-
DBO	-	-	-	-	-	-	-	+	-	+
HBO	-	-	-	-	-	-	-	+	+	+
NO	+	-	-	-	-	+	+	+	+	+
CO-QL	-	-	-	-	-	-	+	-	+	+
CO-QN	-	-	-	-	+	-	-	-	-	-
CT	-	-	-	-	-	-	-	+	+	+

В разделе 5.2 приведено описание разработанных «гибридных» моделей горения. Суть двухзонной модели горения Flamelet-BVM-EDC (раздел 5.2.1) состоит в разделении расчетной области на 2 зоны:

1. околостехиометрическую - зону, в которой существует фронт пламени. В ней решаются уравнения модели тонкого фронта пламени (1)-(4);

2. постпламенную, в которой не происходит активного тепловыделения, а имеет место доокисление продуктов сгорания. В ней решаются уравнения переноса для каждого компонента смеси, источниковый член рассчитывается с использованием EDC модели горения.

Теоретическим критерием разделения на зоны является число Карловитца. Для типичной «диффузионной» камеры сгорания ГТД распределенные зоны реакции находятся в газосборнике и в центре первичной зоны, где , следовательно . С использованием двухзонной модели проведены расчеты камер сгорания с диффузионным и смешанным режимами горения. Использование двухзонной модели позволило предсказать уровень эмиссии CO с точностью до 8% для диффузионного режима и 22,5% для смешанного.

В разделе 5.2.2 описывается модель Flamelet-TE. Модель горения FL-TE основана на выделении n основных компонентов, для которых решаются уравнения переноса. Минимальный набор компонентов для расчета уровней эмиссии NO и CO следующий: CH₄, O₂, CO, CO₂, H₂O, NO. Система уравнений переноса имеет вид:

(13)

Также решается дополнительное уравнение для массовой доли восстановленного топлива (2). Источниковые члены рассчитываются посредством процедуры генерации флеймлет-библиотек. Действие источниковых членов ограничено зоной диффузионного фронта пламени, которая определяется с использованием произведения функций-ограничителей :

.(14)

Источниковый член для уравнений переноса CO и CO₂ в постпламенной зоне вычисляется с использованием глобального механизма окисления СО.

В разделе 5.2.3 приведено описание модели горения FLM-EDM. Аналогично модели FLM-TE выбираются n компонентов смеси CH₄, O₂, CO₂, H₂O, NO. Выбор данных компонентов обусловлен необходимостью расчета уровня эмиссии NO и описания процесса горения посредством глобальной одноступенчатой реакции: . Для каждого выбранного компонента смеси решается уравнение переноса. Для уравнения переноса NO источниковый член рассчитывается посредством генерации флеймлет-библиотек, и определен в зоне фронта пламени. Для основных компонентов смеси источниковый член рассчитывается исходя из соотношений модели горения EDM, то есть обратно пропорционален характеристическому времени турбулентного вихря.

В разделе 5.2.4 приведены результаты тестирования моделей FLM-TE и FLM-EDM по уровням эмиссии NO, CO и коэффициенту неравномерности поля температуры на выходе из камеры сгорания.

В разделе 5.3 дано описание «комбинированных» фронтовых моделей горения. В разделе 5.3.1 представлена разработанная автором комбинированная модель турбулентного горения (CM) для описания структуры и процесса дестабилизации гомогенного и диффузионного фронтов пламени. Предложены следующие соотношения для скорости распространения фронта пламени в заранее перемешанной смеси:

(15)

и фиктивной скорости распространения диффузионного пламени:

,(16)

а также модифицированная формула Зимонта:

(17)

В табл. 2 приведена информация по функциям, введенным для описания распространения фронта пламени и пределов его существования.

Таблица 2 - Физический смысл функций.

Функция	Член	Физический смысл
ZT		Влияние состава и температуры смеси на скорость распространения фронта пламени
		Пределы воспламенения смеси: концентрация топлива (богатый и бедный)
		Пределы воспламенения смеси: температура воспламенения
C		Уменьшение скорости распространения фронта пламени вследствие присутствия продуктов сгорания
		Пределы существования фронта пламени вследствие задержки воспламенения и высокой концентрации продуктов сгорания
E		Разрушение фронта пламени вследствие влияния мелкомасштабных турбулентных вихрей
F		Разрушение диффузионного фронта пламени вследствие высокой скорости турбулентной диффузии

Выражения (15,16) используются для определения скорости распространения фронта турбулентного пламени в модифицированной формуле Зимонта (17) в рамках модели горения Flamelet-BVM, основанной на решении уравнения для степени завершенности реакции C:

.(18)

При разработке комбинированной модели турбулентного горения было проведено численное исследование:

1. Процесса бедного срыва гомогенного фронта пламени при горении за стабилизатором плохообтекаемым треугольным телом. Получено хорошее совпадение с данными эксперимента и общая картина процесса бедного срыва (рис. 9). Проведен анализ причин дестабилизации фронта пламени;

2. Анализ процесса бедного срыва гомогенного фронта пламени в камере сгорания ГТД с последовательным расположением диффузионной (дежурной) и гомогенной зон. Получено хорошее совпадение с экспериментом по величинам коэффициента избытка воздуха в диффузионной зоне , при котором происходит срыв фронта пламени в гомогенной зоне (табл. 3);

3. Анализ процесса бедного срыва диффузионного фронта пламени в камере сгорания ГТД. Получено точное совпадение с экспериментом по величине , при котором происходит срыв пламени;

Рис. 9 - Формирование локальных разрывов поверхности фронта пламени (градиент С).

Таблица 3 - Результаты расчета б бедного срыва гомогенного фронта пламени.

б гомогенной зоны	2,23	2,06	1,86
б дежурной зоны, эксперимент	3,18…3,54	3,60…4,17	4,25…5,27
б дежурной зоны, расчет	3,03…3,24	3,73…4,04	4,85…5,39

В разделе 5.3.2 описываются двухфронтовые модели с незамкнутой (TFM-US) и замкнутой (TFM-CS) системой уравнений переноса. Для разделения зон диффузионного и гомогенного фронтов пламени используется следующий критерий: . Диффузионное пламя характеризуется отрицательными значениями FLOX из-за различных знаков градиентов массовых долей топлива и окислителя внутри фронта пламени. Для гомогенного фронта пламени эти значения положительные. В дополнение к уравнениям Flamelet-BVM модели для решаются уравнения переноса. Для TFM-US модели обязательными являются скаляры для топлива и окислителя. Для TFM-CS модели система уравнений составляется для основных компонентов, определяющих термохимическое состояние смеси. Применение разделения фронтов позволяет использовать различные источниковые члены в уравнениях компонентов смеси для диффузионного фронта: - результат решения системы уравнений Петерса и для гомогенного фронта: - результат решения задачи об определении скорости распространения фронта пламени.

...