CC BY
59
Вестник ПНИПУ. Аэрокосмическая техника. 2021. № 65
DOI: 10.15593/2224-9982/2021.65.10 УДК 536.464
А.А. Шилова
Пермский национальный исследовательский политехнический университет, Пермь, Россия
ГАЗОДИНАМИКА УСТОЙЧИВОГО ГОРЕНИЯ В КАМЕРЕ СГОРАНИЯ ГАЗОТУРБИННОЙ УСТАНОВКИ С ВНЕШНИМ ПОДОГРЕВОМ КОМПОНЕНТОВ
Актуальность исследования обусловлена необходимостью организации устойчивого малоэмиссионного низкотемпературного горения обедненной смеси в однозонной неохлаждаемой камере сгорания, которая является составной частью микрогазотурбинной энергоустановки. Устойчивое положение фронта пламени в камерах сгорания такого типа в основном зависит от соотношения между среднерасходной скоростью горючевоздушной смеси и скоростью турбулентного горения. Это соотношение зависит от множества факторов, главными из которых являются давление и температура подачи компонентов, коэффициент избытка воздуха, пульсационная скорость газового потока и автотурбулизация пламени, расход горюче-воздушной смеси. Исследуется влияние внешнего подогрева компонентов на расширение нижнего предела горения и на устойчивое положение фронта пламени.
Цели исследования: получение областей проскока, стабильного положения и срыва пламени при организации низкотемпературного бедного горения с большими значениями коэффициента избытка воздуха; определение диапазонов значений относительной расходонапряженности, при которых наблюдается стабильное положение фронта пламени, с использованием экспериментальных данных и результатов численного моделирования; разработка рекомендаций по определению геометрического облика однозонной неохлаждаемой камеры микрогазотурбинной энергоустановки при наличии рекуператоров воздуха и топливного газа.
Получены зависимости нормальной скорости горения от коэффициента избытка воздуха с учетом нижнего предела горения, соотношения между среднерасходной скоростью и скоростью турбулентного горения на различных режимах горения, диапазоны значений для относительной расходонапряженности в области низкотемпературного устойчивого горения.
По разработанной газодинамической модели определены и проанализированы геометрические и газодинамические параметры и характеристики турбулентного горения в потоке в камерах сгорания микрогазотурбинных энергоустановок мощностью 100 и 300 кВт с внешним подогревом воздуха и топливного газа при использовании турбокомпрессора со степенью сжатия, равной 3,0.
Ключевые слова: устойчивое горение, малоэмиссионная камера сгорания, однозонная неохлаждаемая камера сгорания, внешний подогрев компонентов, низкотемпературное бедное горение, турбулентное горение в потоке, сред-нерасходная скорость горюче-воздушной смеси, положение пламени, относительная расходонапряженность, мощност-ной ряд энергоустановок.
A.A. Shilova
Perm National Research Polytechnic University, Perm, Russian Federation
GAS DYNAMICS OF STABLE COMBUSTION IN THE COMBUSTION CHAMBER OF A GTP WITH EXTERNAL HEATED COMPONENTS
The relevance of the study is due to the need to organize stable low-emission low-temperature combustion of a lean mixture in a single-zone uncooled combustion chamber, which is an integral part of a micro-gas turbine power plant. The stable position of the flame front in combustion chambers of this type mainly depends on the ratio between the average flow rate of the combustible-air mixture and the rate of turbulent combustion. This ratio depends on many factors, the main of which are the pressure and temperature of the components supply, the excess air ratio, the pulsating speed of the gas flow and autoturbulization of the flame, the consumption of the combustible-air mixture. In this work, we investigate the effect of external heating of the components on the expansion of the lower combustion limit and on the stable position of the flame front.
The aim of the study is to obtain areas of breakthrough, stable position and flame blowout when organizing low-temperature lean combustion with large values of the excess air ratio; determination of the ranges of relative flow rate, at which a stable position of the flame front is observed, using experimental data and the results of numerical modeling; development of recommendations for determining the geometric appearance of a single-zone uncooled chamber of a micro-gas turbine power plant in the presence of air and fuel gas recuperators.
As a result, the dependences of the normal combustion rate on the excess air ratio were obtained taking into account the lower combustion limit, the relationship between the average flow rate and the turbulent combustion rate in various combustion modes, and ranges for the relative flow rate in the region of low-temperature stable combustion.
Based on the developed gas-dynamic model, the geometric and gas-dynamic parameters and characteristics of turbulent combustion in the flow in the combustion chambers of micro-gas turbine power plants with a capacity of 100 and 300 kW with external heating of air and fuel gas using a turbocompressor with a compression ratio of 3.0 are determined and analyzed.
Keywords: steady burning, low-emission combustion chamber, single-zone uncooled combustion chamber, external heating of components, low temperature lean combustion, turbulent combustion in a stream, average consumption speed of the combustible-air mixture, flame position, relative flow rate, power range of power plants.
Введение
Снижение эмиссии вредных веществ в газотурбинных установках (ГТУ) по-прежнему является актуальной задачей [1]. В данной работе предлагается внешний подогрев компонентов в рекуператорах-теплообменниках по линиям подачи топливного газа и воздуха с целью повышения эффективности микрогазотурбинных энергоустановок (МГТЭУ) и обеспечения малоэмиссионного низкотемпературного бедного горения [2].
Исследования показали, что подогрев воздуха перед его подачей в камеру сгорания (КС) [3-5] влияет в основном на эффективность МГТЭУ и температуру горюче-воздушной смеси (ГВС) перед фронтом пламени, а подогрев топливного газа [2, 5-7] сильно сдвигает нижний предел горения в область больших значений коэффициента избытка воздуха а.
В МГТЭУ с неохлаждаемой турбиной температуру продуктов сгорания (ПС) на выходе из камеры (рабочего тела на входе в турбину) целесообразно выбирать ТТ -1200 К [8] для сохранения работоспособности неох-лаждаемых конструкционных материалов и повышения ресурса МГТЭУ. Именно по этому показателю целесообразно выбирать температуру компонентов на входе в КС и коэффициент избытка воздуха.
На стабильное положение фронта пламени огромное влияние оказывает соотношение между среднерасходной скоростью ГВС и скоростью турбулентного горения [9]. При определении нормальной скорости горения необходимо учитывать давление и температуру подачи компонентов в КС, а также состав обедненной ГВС вблизи нижней границы ан. Турбулентная скорость горения зависит от турбулизации газового потока и дополнительно турбулентных пульсаций, генерированных самим пламенем (автотурбулизация). Средне-расходная скорость ГВС вдоль КС зависит от суммарного расхода и теплового состояния компонентов, а также от геометрических параметров КС. Таким образом, стабильное поло-
жение фронта пламени при низкотемпературном бедном горении вблизи нижнего предела зависит от тепловых, газодинамических, термохимических и геометрических факторов КС.
Для определения условий стабильного положения пламени при низкотемпературном бедном горении в потоке предложено использовать в качестве обобщенного критерия относительную расходонапряженность gx. Обработка опубликованных экспериментальных данных [10] и численное моделирование низкотемпературного бедного горения в программном комплексе Flow Vision позволили установить диапазон gR = (0,3... 3,5) 10-4 кг/(с-Н), при котором можно обеспечить стабильное положение пламени в КС МГТЭУ.
С использованием относительной расхо-донапряженности определены и проанализированы геометрические и газодинамические параметры и характеристики турбулентного горения в КС МГТЭУ мощностью 100 и 300 кВт с внешним подогревом компонентов при использовании турбокомпрессора со степенью сжатия в = 3,0.
Газодинамическая модель турбулентного горения с внешним подогревом компонентов
Известно [2], что с увеличением температуры воздуха и топливного газа на входе в КС изменяются концентрационные пределы горения. Температуры подогрева воздуха и топливного газа по-разному влияют на показатели внутрикамерного рабочего процесса и газотурбинной установки в целом. Подогрев воздуха сужает область устойчивого горения в КС, но увеличивает эффективность ГТУ. Подогрев топливного газа расширяет область устойчивого горения в КС и сильно сдвигает нижний предел горения в сторону бедных смесей, не влияя практически на эффективность установки.
Принципиальная схема МГТЭУ с внешним подогревом компонентов и однозонной КС представлена на рис. 1.
Теплообменник
Рис. 1. Принципиальная схема МГТЭУ с внешним подогревом компонентов
Коэффициент избытка воздуха на нижнем пределе
1 Рок 100 - Ьн
к,„
(1)
где Ь - нижний предел горения топливного газа, об. %; Кт0 - массовое стехиометрическое соотношение компонентов.
Значения плотности окислителя и горючего определяются по уравнениям
Р
Рок =
Ргор
г, т-тах КокТок
Рвх
П Т в:
гор го
где Рвх - давление компонентов на входе в КС; , - газовые постоянные компонентов;
ок7 гор 7
Т'вх Т"»вх
10К , Тгор - температура окислителя и горючего
газа на входе в КС.
Результаты расчетов ан по формуле (1) при подогреве компонентов приведены в табл. 1.
На рис. 2 приведены графические зависимости ан = / (токх, )•
Анализ данных на рис. 2 показывает, что температуры подогрева компонентов по-разному влияют на нижний предел горения. С увеличением Уок пределы ан уменьшаются, а с увели-
Гвх
пределы а резко возрастают.
Таблица 1
Нижние пределы горения при подогреве компонентов
ан
С, К Ср, к
288 400 600 800 1000
288 1,988 3,02 5,531 9,425 16,214
400 1,432 2,174 3,983 6,786 11,674
600 0,954 1,45 2,655 4,524 7,783
800 0,716 1,087 1,991 3,393 5,837
1000 0,573 0,87 1,593 2,714 4,67
Рис. 2. Нижние пределы горения при подогреве компонентов: 1 - TZ = 288 К; 2 - T!X = 400 К; 3 - T!X = 600 К; 4 - T™ = 800 К ; 5 - T!X = 1000 К
Температура ГВС на нижнем пределе горения может быть определена из уравнения теплового баланса для смеси
а К с TBX
_аНКт0ср окT ок
T ^R П "
T вх р.гор гор
i1 + а нК.о ) с
(2)
рГВС
Удельные теплоемкости воздуха и топливного газа в зависимости от температуры их подачи в КС определяются по линейным зависимостям, полученным методом наименьших квадратов при обработке табличных данных:
с, ок = 0,1812Т + 950,6;
<>гор = 3,273?Тр
1251.
Для удобства практических расчетов целесообразно ввести смесевую долю горючего
Ф =
1 + анК„с
Тогда удельная теплоемкость ГВС может быть определена по формуле
^рГВС
= фс „
(1 -Ф)с
рок'
Результаты расчета ТГВС при разных температурах подогрева компонентов по формуле (2) представлены в табл. 2.
Анализ данных табл. 2 показывает, что температура ГВС практически не зависит от температуры подачи горючего, а в основном определяется температурой подачи окислителя.
Из уравнения энергетического баланса, записанного для КС, можно определить температуру продуктов сгорания на нижнем пределе горения:
Таблица 2
Температура ГВС при подогреве компонентов
1
т к* тгвс, К
С, К Ср, к
288 400 600 800 1000
288 288,0 293,247 298,172 299,904 299,335
400 391, 400 408,772 412,556 412,93
600 565,0 582,329 600 608,968 612,368
800 728,4 755,553 784,213 800 807,902
1000 882,9 921,198 962,422 986,35 1000
Т =
ТПС
анКто^С + срГоРг;о + ниЛ,
(3)
(! + аНКт0 ) СрПС
где Ни, цг - теплопроизводительность и полнота сгорания топливного газа.
Удельная теплоемкость ПС на нижнем пределе горения может быть определена по квадратичной зависимости, полученной по результатам термодинамического расчета горения:
с пс =6ан -61,1ан +1356,6.
Результаты расчета Тпс по формуле (3) при разных температурах подогрева компонентов представлены в табл. 3.
На рис. 3 представлены графические зависимости
Т"> _ Г / Т">вх Т">вх \
ТПС = ^ (Ток , Т гор )
Таблица 3
Температура ПС на нижнем пределе горения
К
с, К ср, к
288 400 600 800 1000
288 1343 1001 678,4 461,6 246,5
400 1740 1359 940,1 696,3 460,2
600 2453 1983 1385 1071 825,7
800 3176 2599 1824 1427 1159
1000 3923 3207 2264 1782 1477
Рис. 3. Область низкотемпературного горения МГТЭУ: 1 - Т^ = 288 К; 2 - Т^ 3 - Твх =600 К; 4 - = 800 К ; 5 - Т^ = 1000 К; 6 - Т™ = 1200 К
400 К
В МГТЭУ с неохлаждаемыми турбинами целесообразно выбирать температуру рабочего тела на входе в турбину ТГ -1200 К [8] для сохранения работоспособности неохлаждае-мых элементов конструкции и увеличения ре-
сурса работы энергоустановки в целом. По заштрихованной области на рис. 3 можно определять потребные значения температуры компонентов на входе в КС для обеспечения заданной температуры на входе в турбину.
Среднерасходная скорость ГВС вдоль КС
W =
"ГВС
4(<
РгВС^^к2 где с/к - диаметр КС.
Расходы рабочего тела ттаз через турбину, окислителя ток и горючего тТор через КС определяются по следующим соотношениям:
N
т = -££!-■
газ Т ' эф
= аК„>гор; т
т =-—
гор 1 + аК '
Ргвс
/? Т
Газовая постоянная ГВС
RraC
P
Mr
U=u,
С D Л"0-2
P ан " а
P
V p у
аН " 1
Турбулентная скорость горения определялась по эмпирическому соотношению, предложенному в работе [11], которое учитывает турбулентность газового потока и дополнительно автотурбулизацию от пламени:
и = еи + в,
г п ГВС '
где степень подогрева газа в КС равна
е = тпс / ТГВС •
Интенсивность турбулентности е, по данным экспериментальных исследований [10], для камер сгорания без завихрителя
в = 0,03...0,05. Скорость продуктов сгорания на выходе
где ^пол, £эф - полезная мощность и эффективная работа МГТЭУ.
Плотность ГВС определяется по уравнению состояния
Р
из КС
W =
"пс
4 (ток +тгор) РпС^ -
где р - универсальная газовая постоянная.
Молярная масса ГВС
МГВС = ФМгор +(1 -ф)Мок •
Нормальная скорость горения при сте-хиометрическом соотношении компонентов и произвольной температуре ГВС определяется по эмпирическому соотношению, предложенному в работе [11]:
К
и =0 502• 10-5 т0 Т 2
и п0 0,502 10 ^ гвс ,
где Кт0 - стехиометрическое соотношение между воздухом и топливным газом.
Нормальную скорость горения с учетом давления в КС и состава ГВС вблизи нижнего предела предлагается определять по зависимости
где Р0 - стандартное давление; р - давление в КС; а - действительный коэффициент избытка воздуха в КС.
где рпс - плотность продуктов сгорания.
Анализ устойчивости турбулентного горения в КС МГТЭУ
Устойчивое положение турбулентного пламени в КС МГТЭУ в сильной степени зависит от соотношения среднерасходной скорости ГВС и скорости турбулентного горения. При подогреве топливного газа нижний предел горения сильно смещается в область больших значений а. Сильно обедненная смесь предполагает увеличение расхода воздуха, что может привести к нарушению устойчивости пламени в КС заданной геометрии.
В однозонной КС тепловое состояние компонентов на входе в КС и их суммарный расход определяют расходную скорость ГВС через поперечное сечение камеры. Соотношение среднерасходной скорости ГВС и скорости турбулентного горения зависит от множества факторов, главными из которых являются: полезная мощность МГТЭУ, диаметр КС, температуры окислителя и горючего на входе в КС, давление в КС, коэффициент избытка воздуха, степень подогрева и интенсивность турбулентности газа в КС.
Обработка экспериментальных данных, представленных в работе [10], которые получены при горении углеводородных топлив, позволила построить экспериментальную зависимость Wbc / U, = f (WrBC) на устойчивом режиме пламени, показанную на рис. 4.
35 30
¡3- 25
О 23
20 15 10
0 20 40 60 80 100 120
Щж-, м/с
Рис. 4. Экспериментальная зависимость ^гвс / и, от среднерасходной скорости потока
На рис. 5 представлено распределение интенсивности пламени возле смесительной головки при низкотемпературном бедном горении.
Анализ полей интенсивности горения на рис. 5 показал, что при относительной расхо-донапряженности =0,7 • 10-4 кг/(с-Н) пламя
имеет стабильное положение около смесительной головки. При температуре горения 1200 К конструктивные элементы КС не нуждаются в охлаждении. Температура внутри форсунок меньше, чем температура воспламенения, равная 923 К, поэтому горение внутри форсунок отсутствует.
В табл. 5 представлены теплогазодина-мические параметры при использовании численной модели с внешним подогревом воздуха до 600 К и топливного газа до 800 К.
Таблица 4
Теплогазодинамические параметры при численном моделировании низкотемпературного бедного горения (с внешним подогревом компонентов до 800 К)
Параметр Величина Размерность
Диаметр КС 0,140 м
Давление в КС 300 000 Па
Интенсивность пламени 29-70 кг/(с-м3)
Температура воздуха на входе в КС 800 К
Температура топливного газа на входе в КС 800 К
Коэффициент избытка воздуха 3,0 -
Температура на выходе из КС 1200 К
Скорость газа на выходе из КС 98,7 м/с
Относительная расходонапряженность 0,7-10-4 кг/(с-Н)
Анализ экспериментальных данных, использованных при получении кривой на рис. 4, позволяет сделать вывод, что устойчивое горение углеводородных топлив в горелках атмосферного типа происходит при значениях относительной расходонапряжен -ности gK =( 0,3...3,5)10~4 кг/(с-Н).
С целью изучения условий обеспечения устойчивого пламени и определения значений относительной расходонапряженности в КС МГТЭУ было проведено численное моделирование низкотемпературного бедного горения топливной композиции «метан + воздух» с использованием программного комплекса Flow Vision и пульсационной модели горения [12]. Теплогазодинамические параметры при реализации численной модели с внешним подогревом компонентов до 800 К представлены в табл. 4.
Рис. 5. Положение фронта пламени при низкотемпературном бедном горении с внешним подогревом компонентов до 800 К
На рис. 6 представлено распределение рении при внешнем подогреве компонентов интенсивности пламени возле смесительной воздуха до 600 К и топливного газа до 800 К. головки при низкотемпературном бедном го-
Таблица 5
Теплогазодинамические параметры при численном моделировании низкотемпературного бедного горения (с внешним подогревом воздуха до 600 К и топливного газа до 800 К)
Параметр Величина Размерность
Диаметр КС 0,140 м
Давление в КС 250 000 Па
Интенсивность пламени 20,4-34,5 кг/(с-м3)
Температура воздуха на входе в КС 600 К
Температура топливного газа на входе в КС 800 К
Коэффициент избытка воздуха 3,0 -
Температура на выходе из КС 984 К
Скорость газа на выходе из КС 84,5 м/с
Относительная расходонапряженность 0,8^10-4 кг/(с-Н)
Рис. 6. Положение фронта пламени при низкотемпературном бедном горении с внешним подогревом воздуха до 600 К и топливного газа до 800 К
Таблица 6
Параметры теплового состояния компонентов и газового потока
№ п/п С, К тор, К ^гвс,к а ТПС , К 9 и м и п0 1 с
1 400 600 411,481 3 1116 2,712 0,995
2 500 800 515,376 4 1042 2,021 1,56
3 600 800 610,084 4 1136 1,862 2,186
4 700 1000 711,730 6 1045 1,468 2,975
5 800 1000 808,366 5,5 1187 1,468 3,838
Анализ полей интенсивности горения на рис. 6 показал, что при относительной расходонапряженности =0,8 • 10 4 кг/(с-Н)
пламя имеет стабильное положение возле смесительной головки, но не заходит внутрь форсунок. При температуре горения 984 К конструктивные элементы КС не нуждаются в охлаждении.
По приведенной выше газодинамической модели получены условия устойчивого положения пламени для МГТЭУ со значениями мощности 100 и 300 кВт, при использовании турбокомпрессора со степенью сжатия 3,0, при реализации низкотемпературного бедного горения с внешним подогревом компонентов.
В табл. 6 приведены значения температуры ГВС Ггес, выбранного коэффициента избытка воздуха а , температуры продуктов сгорания на выходе из камеры , степени подогрева газа в камере 9 и значения нормальной скорости горения £/я0 при различных температурах компонентов на входе в камеру сгорания, общие для рассмотренного мощно-стного ряда МГТЭУ.
Перечисленные параметры являются рабочими характеристиками камеры, выбраны в соответствии с графическими зависимостями на рис. 2, 3 и не зависят от мощностного ряда энергоустановок.
Газодинамические параметры при низком температурном бедном горении получены для МГТЭУ со значениями мощности 100 и 300 кВт с использованием турбокомпрессора, степень сжатия которого равна 3,0.
При расчетно-экспериментальных исследованиях горения в потоке обычно рассматривают скорости ГВС на режимах проскока и срыва пламени в зависимости от коэффициента избытка воздуха [13] или корреляционные зависимости с использованием критерия Дамклера [14, 15]. В данной работе области срыва, устойчивого положения и проскока пламени рассматриваются в зависимости от температуры по -догрева компонентов и коэффициента из -бытка воздуха.
В табл. 7 приведены газодинамические параметры ГВС, скорости нормального и турбулентного горения для энергоустановки мощностью 100 кВт для двух режимов работы КС.
На рис. 7 для МГТЭУ-100 приведены графические зависимости и показаны области срыва, устойчивого положения и проскока пламени.
При использовании одного и того же турбокомпрессора расходные характеристики МГТЭУ, следовательно, характеристики газового поката и турбулентного горения зависят от мощности МГТЭУ.
В табл. 8 приведены газодинамические параметры ГВС, скорости нормального и турбулентного горения для энергоустановки мощностью 300 кВт для двух режимов работы КС.
На рис. 8 для МГТЭУ-300 приведены графические зависимости и показаны области срыва, устойчивого положения и проскока пламени.
Таблица 7
Характеристики газового потока и горения в КС МГТЭУ-100 (для энергоустановки мощностью 100 кВт)
Полезная мощность N = 100 кВт; степень сжатия е = 3,0; давление в КС Рк = 297 000 Па; расход газа через турбину дагаз = 0,709 кг/с
^ГВС,к ип,м с & =2,5 • 10~4 кг/(с-Н) ¿к =0,110 м & =0,8 • 10~4 кг/(с-Н) ^ =0,195 м
и,,м с V м " ГВС ' с V " гвс и, и,,м с V м " ГВС ' с V " гвс и,
411,481 0,264 2,210 29,873 13,514 1,192 9,506 7,974
515,376 0,406 2,688 37,337 13,890 1,415 11,881 8,396
610,084 0,262 2,698 44,198 16,381 1,191 14,064 11,804
711,730 0,284 2,990 51,452 17,211 1,236 16,373 13,251
808,366 0,216 3,240 58,461 18,045 1,247 18,603 14,920
Таблица 8
Характеристики газового потока и горения в КС МГТЭУ-300 (для энергоустановки мощностью 300 кВт)
Полезная мощность N = 300 кВт; степень сжатия е = 3,0; давление в КС Рк = 297 000 Па; расход газа через турбину дагаз = 2,126 кг/с
т к ^гвс, к ип,м с & =2,5 • 10~4 кг/(с-Н) ¿к =0,110 м & =0,8 • 104 кг/(с-Н) ¿к =0,338 м
и,,м с V м " ГВС , с V " гвс и, и,,м с V м " ГВС , с V " гвс и,
411,481 0,264 2,202 29,711 13,49 1,191 9,488 7,965
515,376 0,406 2,652 36,61 13,807 1,406 11,691 8,317
610,084 0,262 2,686 43,958 16,365 1,19 14,037 11,795
711,730 0,284 2,976 51,173 17,197 1,234 16,341 13,242
808,366 0,216 3,224 58,144 18,035 1,245 18,567 14,912
60 50 40
.Ё30 20
10
о
Срыв ' 1
Устой чивость
_-т
Проск OK
20
18
у 16 2
14
О g 12
>= 10
Срыв > /
/стой ч и вость ->
Проскс )К
400
500
600 700 Тгвс. К
а
800
900
400
500
600
700
800
900
7гйг. К
б
Рис. 8. Области срыва, устойчивого положения и проскока пламени для МГТЭУ-300:
а - ^гвс = /(Тгвс) ; б - ^гвс /и, = /(Тгвс); 1 - = 0,191 м; 2 - ^ = 0,338 м
Сравнение расчетных данных для мощ-ностного ряда МГТЭУ показывает, что при разных режимах работы, но при одинаковых значениях относительной расходонапря-женности области срыва, устойчивого положения и проскока пламени совпадают.
Заключение
Таким образом, проведенные исследования позволяют сформулировать следующие выводы:
1. Показано влияние подогрева внешних компонентов на нижний предел низкотемпературного бедного горения.
2. Определены области устойчивого низкотемпературного бедного горения по температуре рабочего тела на входе в турбину и коэффициенту избытка воздуха на выходе из КС.
Библиографический список
3. Предложено использовать обобщенную характеристику «относительная расходо-напряженность» для определения условий стабильного положения пламени.
4. Проведена обработка опубликованных экспериментальных данных и численное моделирование низкотемпературного бедного горения с внешним подогревом компонентов с целью определения диапазона значений относительной расходонапряженности.
5. Показана методика определения геометрических размеров однозонной неохла-ждаемой КС при организации низкотемпературного бедного горения с внешним подогревом компонентов для мощностного ряда МГТЭУ.
1. Новые подходы к созданию низкоэмиссионных камер сгорания ГТУ / В.С. Арутюнов, В.М. Шмелев, А.Н. Рахметов, О.В. Шаповалова, А.А. Захаров, А.А. Рощин // Альтернативная энергетика и экология: междунар. науч. журн. - 2013. - № 6-2 (128). - С. 105-120.
2. Организация низкотемпературного бедного горения утилизируемого газа / Н.Л. Бачев, А.А. Шилова, О.О. Матюнин, Р.В. Бульбович // Проблемы региональной энергетики. - 2020. - № 3 (47). - С. 56-68.
3. Gibbon H.J., Wainwright J., LInRogers R. Experimental determination of flammability limits of solvents at elevated temperatures and pressures // Institution of Chemical Engineers Symposium Series. - 1994. - Vol. 134. -Р. 1-12.
4. Экспериментальное исследование расширения бедного предела горения метана с помощью внешних воздействий на физико-химические процессы в зоне прогрева пламени / П.А. Гусев, С.М. Фролов, О.Г. Скрипник, А.С. Штейнберг, А.А. Берлин // Горение и взрыв. - 2009. - Вып. 2. - C. 7-11.
5. Чепель В.М., Шур И.А. Сжигание газов в топках котлов и печей и обслуживание газового хозяйства предприятий. - Л.: Недра. Ленингр. отд-ние, 1969. - 478 с.
6. Расширение пределов горения в пористой горелке с помощью внешнего подогрева / Ал.Ал. Берлин, А.С. Штейнберг, С.М. Фролов, А.А. Беляев, В.С. Посвянский, В.Я. Басевич // Доклады Академии наук. -2006. - Т. 406, № 6. - С. 1-6.
7. Влияние состава и параметров подачи нефтяного газа на пределы горения в утилизационной камере сгорания / А.А. Шилова, Р.В. Бульбович, Н.Л. Бачев, О.О. Матюнин // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Аэрокосмическая техника. - 2020. - № 60. - С. 64-71.
8. Шилова А.А., Бачев Н.Л., Матюнин О.О. Универсальная камера сгорания для утилизации разнородных по составу и теплопроизводительности нефтяных газов // Проблемы региональной энергетики. -2021. - № 1 (49). - С. 61-72.
9. Мингазов Б.Г. Внутрикамерные процессы и автоматизированная доводка камер сгорания ГТД. -Казань, 2000. - 168 с.
10. Физические основы рабочего процесса в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей / Б.В. Раушенбах, С.А. Белый, И.В. Беспалов, В.Я. Бородачев, М.С. Волынский, А.Г. Прудников. - М.: Машиностроение, 1964. - 526 с.
11. Хаблус Ахмед Абдулмагид Махди. Исследование турбулентного горения применительно к камерам сгорания ГТД: дис. ... канд. техн. наук: 05.07.05 / Казан. гос. техн. ун-т им. А.Н. Туполева. - Казань, 2006. - 122 с.
12. FlowVision. Версия 2.5. Руководство пользователя. - М.: ТЕСИС, 2008. - 285 с.
13. Системы автономного резервного газоснабжения: справ. рук-во / под ред. А. Шнайдера; ООО «Химгазкомплект». - СПб., 2009. - 262 с.
14. Saediamiria M., Birouka M., Kozinskib J.A. / Flame stability limits of low swirl burner - Effect of fuel composition and burner geometry // Fuel. - 15 November 2017. - Vol. 208. - P. 410-422.
15. Leung T., Wierzba I. The effect of hydrogen addition on biogas non-premixed jet flame stability in a co-flowing air stream // International Journal of Hydrogen Energy. - 2008. - Vol. 33(14). - P. 3856-3862.
References
1. Arutyunov V.S., Shmelev V.M., Rakhmetov A.N., Shapovalova O.V., Zakharov A.A., Roshchin A.A. Novyye podkhody k sozdaniyu nizkoemissionnykh kamer sgoraniya GTU [New approaches to the creation of low-emission combustion chambers for gas turbines]. Mezhdunarodnyy nauchnyy zhurnal Al'ternativnaya energetika i ekologiya, 2013, № 6-2 (128), pp. 105-120.
2. Bachev N.L., Shilova A.A., Matyunin O.O., Bulbovich R.V. Organizatsiya nizkotemperaturnogo bednogo goreniya utiliziruyemogo gaza [Computational and Experimental Studies into Concentration Limits of Associated Petroleum Gas Combustion]. Problemele energeticii regionale, 2020, № 3 (47), pp. 56-68.
3. Gibbon H.J., Wainwright J., Rogers R.L. Experimental determination of flammability limits of solvents at elevated temperatures and pressures. In Institution of Chemical Engineers Symposium Series, 1994, vol. 134, pp. 1-12.
4. Gusev P.A., Frolov S.M., Skripnik O.G., Shteynberg A.S., Berlin A.A. Eksperimentalnoye issledovaniye rasshireniya bednogo predela goreniya metana s pomoshchyu vneshnikh vozdeystviy na fiziko-khimicheskiye protsessy v zone progreva plameni [Experimental study of the expansion of the lean limit of combustion of methane with the help of external influences on the physicochemical processes in the heating zone of the flame]. Goreniye i vzryv, 2009, No. 2, pp. 7-11.
5. V.M. Chepel', I.A. Shur. Szhiganiye gazov v topkakh kotlov i pechey i obsluzhivaniye gazovogo khozyaystva predpriyatiy [Combustion of gases in the furnaces of boilers and furnaces and maintenance of the gas facilities of enterprises]. Leningrad: Nedra. Leningr. otd-niye, 1969, 478 p.
6. Berlin Al. Al., Shteynberg A.S., Frolov S.M., Belyayev A.A., Posvyanskiy V.S., Basevich V.Ya. Ras-shireniye predelov goreniya v poristoy gorelke s pomoshch'yu vneshnego podogreva [Expansion of the limits of combustion in a porous burner with the help of external heating]. Doklady Akademii nauk, 2006, vol. 406, No. 6, pp. 1-6.
7. A.A. Shilova, R.V. Bul'bovich, N.L. Bachev, O.O. Matyunin. Vliyaniye sostava i parametrov podachi neftyanogo gaza na predely goreniya v utilizatsionnoy kamere sgoraniya [Influence of the composition and parameters of oil gas supply on the combustion limits in the combustion chamber]. Vestnik PNIPU. Aerokosmicheskaya tekhnika, 2020, vol. 60, pp. 64-71.
8. Shilova A.A., Bachev N.L., Matyunin O.O. Universal'naya kamera sgoraniya dlya utilizatsii raznorodnykh po sostavu i teploproizvoditel'nosti neftyanykh gazov [Universal combustion chamber for utilization of petroleum gases of different composition and heat output]. Problemele energeticii regionale, 2021, № 1 (49), pp. 61-72.
9. Mingazov B.G. Vnutrikamernyye protsessy i avtomatizirovannaya dovodka kamer sgoraniya GTD [Intra-chamber processes and automated fine-tuning of gas turbine engine combustion chambers]. Kazan, 2000, 168 p.
10. Rauschenbach B.V., Bely S.A., Bespalov I.V., Borodachev V.Ya., Volynsky M.S., Prudnikov A.G. Fizicheskiye osnovy rabochego protsessa v kamerakh sgoraniya vozdushno-reaktivnykh dvigateley [Physical foundations of the working process in combustion chambers of air-jet engines] Moskva, 1964, 526 p.
11. Khablus Akhmed Abdulmagid Makhdi. Issledovaniye turbulentnogo goreniya primenitel'no k kameram sgoraniya GTD [Investigation of turbulent combustion as applied to the combustion chambers of a gas turbine engine]. Ph.D. thesis. Kazan, 2006, 122 p.
12. FlowVision. Versiya 2.5. Rukovodstvo pol'zovatelya [FlowVision. Version 2.5. User guide]. Moscow, 2008, 285 p.
13. A. Schneider. Sistemy avtonomnogo rezervnogo gazosnabzheniya: Spravochnoye rukovodstvo [Autonomous backup gas supply systems: Reference manual]. S.-Peterburg: Izd-vo OOO «Khimgazkomplekt», 2009, 262 p.
14. Flame stability limits of low swirl burner - Effect of fuel composition and burner geometry. M. Saediamiria, M. Birouka, J.A. Kozinskib, Fuel, Volume 208, 15 November 2017, 410-422 p.
15. Leung T., Wierzba I. The effect of hydrogen addition on biogas non-premixed jet flame stability in a co-flowing air stream. International Journal of Hydrogen Energy, 2008, vol. 33(14), pp. 3856-3862.
Об авторе
Шилова Алена Алексеевна (Пермь, Россия) - аспирант кафедры «Ракетно-космическая техника и энергетические системы» ФГАОУ ВО ПНИПУ (614990, г. Пермь, Комсомольский пр., д. 29; e-mail: alyona1203@gmail.com).
About the author
Alyona A. Shilova (Perm, Russian Federation) - PhD Student of Rocket and Space Engineering and Power Generating Systems Department, Perm National Research Polytechnic University (29, Komsomolsky av., Perm, 614990, Russian Federation; e-mail: alyona1203@gmail.com).
Получено 30.05.2021
