CC BY
12
Investigation of Low-Temperature Lean Combustion Characteristics in Power Plants with External Heating of Components
Bachev N.L., Shilova A.A., Matyunin O.O., Betinskaya O.A.
Perm National Research Polytechnic University Perm, Russian Federation
Abstract. An integral part of any open-type gas turbine plant is a low-emission combustion chamber, which is usually two-zone and cooled. One of the ways to reduce emission of harmful substances is organizing low-emission low-temperature lean combustion with external heating of components. This paper investigates the effect of external heating of air and fuel gas on expansion of the lower combustion limit and stable flame position in a single-zone uncooled combustion chamber of a microgas turbine power plant. 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 thermal, gas-dynamic, thermochemical and geometric factors. The purpose of this work is to substantiate the possibility of using the relative flow rate as a generalized characteristic. This goal was achieved in processing a large amount of published experimental data and numerical modeling of low-temperature combustion of lean mixtures. The most significant research result is determination of the range of relative flow rate (gk = 0.3...3.5-10-4 kg/s-N), at which it is possible to ensure stable flame position in a single-zone combustion chamber. Significance of the obtained results lies in the fact that using the relative flow rate makes it possible to quickly determine and analyze the geometric and gas-dynamic parameters and characteristics of turbulent combustion in combustion chambers of micro-gas turbine power plants.
Keywords: low-temperature lean combustion, external heating of components, stable position of
turbulent flame, relative flow rate.
DOI: https://doi.org/10.52254/1857-0070.2021.2-50.11
UDC: 665.612.2
Studiul caracteristicilor combustiei slabe la temperatura scazuta in centralele electrice cu incalzire
externa a componentelor Bacev N.L., Silova A.A., Matiunin О.О., Betinscaia О.А.
Universitatea Nationala de cercetare politehnica din Perm, Perm, Federatia Rusa Rezumat. O parte componenta a unei centrale cu turbina cu gaz deschisa este o camera de combustie, care este realizata de obicei in doua zone si racita. Aceasta lucrare investigheaza efectul incalzirii externe a aerului si a gazului combustibil asupra extinderii limitei inferioare de ardere si a pozitiei stabile a flacarii intr-o camera de combustie fara racire intr-o singura zona a unei centrale cu turbina cu gaz. Pozitia stabila a frontului de flacara in camerele de ardere de acest tip depinde in principal de raportul dintre debitul mediu al amestecului de aer combustibil si rata de ardere. Acest raport depinde de factorii termici, gazodinamici, termochimici si geometrici. Scopul acestei lucrari este de a fundamenta posibilitatea utilizarii unei caracteristici generalizate - debitul relativ, care face posibila luarea in considerare a influentei parametrilor geometrici, termodinamici si a debitului asupra stabilitatii la combustie. Acest obiectiv a fost atins in procesul de procesare a unei cantitati mari de date publicate si de calcul numeric al arderii la temperatura scazuta a amestecurilor slabe la valori ridicate ale coeficientului de aer in exces. Cel mai semnificativ rezultat al cercetarii este determinarea intervalului debitului relativ (gk = 0,3 ... 3,5 • 10-4 kgs • N), care poate asigura o pozitie stabila a flacarii intr-o camera de ardere cu o singura zona. Semnificatia rezultatelor obtinute consta in faptul ca utilizarea debitului relativ face posibila determinarea si analiza rapida a parametrilor si caracteristicilor geometrice si gazodinamice si a caracteristicilor arderii turbulente in camerele de ardere ale centralelor cu turbina cu gaz.
Cuvinte-cheie: combustie slaba la temperatura scazuta, incalzirea externa a componentelor, pozitia stabila a flacarii turbulente, debitul relativ.
Исследование характеристик низкотемпературного бедного горения в энергоустановках с
внешним подогревом компонентов Бачев Н.Л., Шилова А.А., Матюнин О.О., Бетинская О.А.
Пермский национальный исследовательский политехнический университет, Пермь, Российская Федерация Аннотация. Составной частью газотурбинной установки открытого типа является камера сгорания, которая обычно выполняется двухзонной и охлаждаемой. В первичной зоне обеспечивается устойчивое
© Бачев Н.Л., Шилова А.А. Матюнин О.О., Бетинская О.А., 2021
горение при высокой температуре, а в зоне разбавления происходит подготовка рабочего тела для подачи на турбину. Одним из способов снижения эмиссии вредных веществ является организация низкоэмиссионного низкотемпературного бедного горения при внешнем подогреве компонентов в теплообменных аппаратах отработанными на турбине газами. В данной работе исследуется влияние внешнего подогрева воздуха и топливного газа на расширение нижнего предела горения и стабильное положение пламени в однозонной неохлаждаемой камере сгорания газотурбинной энергоустановки. Устойчивое положение фронта пламени в камерах сгорания такого типа в основном зависит от соотношения между среднерас-ходной скоростью горюче-воздушной смеси и скоростью горения. Это соотношение зависит от тепловых, газодинамических, термохимических и геометрических факторов. Целью данной работы является обоснование возможности использования обобщенной характеристики - относительная расходонапря-женность, которая позволяет учесть влияние геометрических, расходных и термодинамических параметров на устойчивость горения. Поставленная цель была достигнута в процессе обработки большого количества опубликованных данных и численного расчета низкотемпературного горения бедных смесей при больших значениях коэффициента избытка воздуха. Наиболее значимым результатом исследований является определение диапазона относительной расходонапряженности = 0.3...3.510-4 кгс-Н), при котором можно обеспечить стабильное положение пламени в однозонной камере сгорания. Значимость полученных результатов состоит в том, что использование относительной расходонапряженности позволяет оперативно определять и анализировать геометрические и газодинамические параметры и характеристики турбулентного горения в камерах сгорания газотурбинных энергоустановках. Предложенная методика была опробирована на установках полезной мощностью 200 и 400 кВт.
Ключевые слова: низкотемпературное бедное горение, внешний подогрев компонентов, устойчивое положение турбулентного пламени, относительная расходонапряженность.
ВВЕДЕНИЕ
Разработка газотурбинных энергоустановок с низким выбросом вредных веществ по-прежнему остается весьма актуальной задачей [1]. В данной работе для снижения эмиссии вредных веществ предлагается использовать низкотемпературное горение обедненной смеси с коэффициентами избытка воздуха в области нижнего предела воспламенения.
Обзор работ показывает, что по влиянию параметров подачи на пределы горения в основном имеются экспериментальные данные, полученные для стандартных топливных газов и их смесей при горении в воздухе. В работах [2, 3, 4, 5, 6] экспериментально показана линейная зависимость верхнего и нижнего пределов горения от начальной температуры для широкого диапазона топливных композиций. Работы [7, 8, 9] посвящены экспериментальному изучению влияния начального давления на нижний и верхний пределы горения, причем в разных работах получены разные данные по влиянию давления. В [7] указывается на логарифмическую зависимость, в [8] - на квадратичную зависимость, а в [9] -на линейную зависимость верхнего предела горения от начального давления. Во всех работах отмечается, что нижний предел горения практически не зависит от начального давления. Известны также расчетно-экспериментальные исследования по влиянию параметров подачи и состава компонен-
тов на нормальную скорость горения. В работах [10, 11, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18] экспериментально изучалось влияние давления до 5,0 МПа и температуры до 900 К на входе в камеру сгорания на нормальную скорость горения для различных топливных композиций. В [14, 15, 16, 17] предлагаются корреляционные эмпирические зависимости нормальной скорости горения от параметров подачи топливного газа и воздуха.
В работах [19, 20, 21, 22, 23] приводятся сравнения экспериментальных данных и результатов численного моделирования по нормальной скорости горения. Отмечается, что при численном моделировании зависимость нормальной скорости горения от температуры подачи получается более сильной, чем в экспериментальных исследованиях. Особо следует выделить работу [21], посвященную экспериментальному исследованию горения топливной композиции синтез-газ+воздух в камерах сгорания газотурбинных установок при изменении давления подачи до 1.5 МПа и температуры горюче -воздушной смеси до 600 К.
В работах [24, 25] дается анализ ранее разработанных теорий скорости турбулентного горения и генерации тербулентности пламенем и указывается на необходимость экспериментальной проверки существующих теорий.
Таким образом, обзор опубликованных работ показал, что все расчетные и экспери-
ментальные исследования были направлены на изучение вопросов по влиянию параметров подачи воздуха и топливного газа на пределы воспламенения и величину нормальной скорости горения. Отличительной особенностью данной работы является изучение газодинамических параметров и характеристик горения для выработки критерия стабильного положения пламени при малоэмиссионном низкотемпературном бедном горении с внешним подогревом компонентов. По результатам проведенных исследований получен диапазон относительной расходонапряженности
{gk = (0.3...3.5)-10 4 кг/Ь-Н), при котором можно обеспечить стабильное положение пламени в однозонной камере сгорания.
ГАЗОДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ТУРБУЛЕНТНОГО ГОРЕНИЯ С
ВНЕШНИМ ПОДОГРЕВОМ КОМПОНЕНТОВ
Известно, 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 рисунке 1.
Рис. 1. Принципиальная схема МГТЭУ с внешним подогревом компонентов. 1
Коэффициент избытка воздуха на нижнем
пределе:
1 Px 100 - Ll
К^ Pf
l,
(1)
^m0 pf LL
где L — нижний предел горения топливного газа в об. %; Кт0 — массовое стехиометриче-ское соотношение компонентов. 1 Appendix 1 юлителя и горючего определяются по уравнениям:
p =_L,
Х /? глт 7 ox ox
Pf
P
Rf • т;
где — давление компонентов на входе в КС; , Яу — газовые постоянные компонентов; Т™ , тр — температура окислителя и горючего газа на входе в КС.
Результаты расчетов аь по формуле (1) при подогреве компонентов приведены в таблице 1.
Таблица 1 2.
Нижние пределы горения при подогреве компонентов3.
аь
ТХ ,к Т" ,к
288 400 600 800 1000
288 1.9 3.0 5.5 9.4 16.2
400 1.4 2.1 3.9 6.7 11.6
600 0.9 1.4 2.6 4.5 7.7
800 0.7 1.1 1.9 3.4 5.8
1000 0.5 0.8 1.6 2.7 4.6
На рисунке 2 приведены графические за-
висимости а
= / Т ).
Анализ данных на рисунке 2 показывает, что температуры подогрева компонентов по-разному влияют на нижний предел горения. С
увеличением Т™ пределы аь уменьшаются, а с увеличением Т" пределы аь резко возрастают.
1 - Г" = 288 К , 2 - Т" = 400К , 3 - Т" = 600К, 4 - Т" = 800К, 5 - Г" = 1000К. Рис. 2. Нижние пределы горения при подогреве компонентов.4
Температура ГВС на нижнем пределе горения может быть определена из уравнения теплового баланса для смеси:
Т =
а • К • с • Т" + с •Т'"
аЬ Кт0 ср ох Тох + ср / Т/
{1 + аь • К„0)• с
(2)
р¥ЛМ
Удельные теплоемкости воздуха и топ-2-3'4 ЛррепсИа 1 зисимости от температуры их подачи в кс определяются по линейным зависимостям, полученным методом наименьших квадратов при обработке табличных данных:
срох = 0.ШТХ" + 950.6; ср/ = 3.273 • Т'" +1251.
Для удобства практических расчетов целесообразно ввести смесевую долю горючего в ГВС:
1
1 + а • Кт0
Тогда удельная теплоемкость ГВС может быть определена по формуле:
срЕЛМ ср/ +{1 -ф)^ ср
Результаты расчета Т при разных тем- ле (2) представлены в таблице 2. пературах подогрева компонентов по форму-
Таблица 25.
Температура ГВС при подогреве компонентов6.
Т V T FAM ,К
Tin ,К ту ,К
288 400 600 800 1000
288 288.0 293.2 298.1 299.9 299.3
400 391.0 400.0 408.7 412.5 412.9
600 565.0 582.3 600.0 608.9 612.3
800 728.4 755.5 784.2 800.0 807.9
1000 882.9 921.2 962.4 986.3 1000.0
На рисунке 3 представлены графические зависимости ТРАМ = /(т£, Т;).
Анализ данных на рисунке 3 показывает, что температура ГВС практически не зависит
от температуры подачи горючего, а в основном определяется температурой подачи окислителя.
1 - Тп = 288 К , 2 - Тр = 400К , 3 - Тр = 600К, 4 - Тр = 800К, 5 - Тп = 1000К. Рис. 3. Температура ГВС при подогреве компонентов.7
Из уравнения энергетического баланса, записанного для КС, можно определить тем-
Appendix 1
сгорания на нижнем пре-
а-К „• с • Tn + с f-T'n + Hu-п
гтт _ L m0 p ox ox P f f ' с \
tcp ~ tt~ ~ \ , (3)
t1 + aL • Km0)• с
pCP
Удельная теплоемкость ПС на нижнем пределе горения может быть определена по квадратичной зависимости, полученной по результатам термодинамического расчета горения:
cpcp = 6-aL -61.1-а +1356.6.
где Ни, г]с — теплопроизводительность и полнота сгорания топливного газа.
д
Результаты расчета Tcp по формуле (3) нентов представлены в таблице 3. при разных температурах подогрева компо-
Таблица 38.
Температура ПС на нижнем пределе горения9.
TCP ,К
Tin ,К TJ ,К
288 400 600 800 1000
288 1343 1001 678 461 246
400 1740 1359 940 696 460
600 2453 1983 1385 1071 825
800 3176 2599 1824 1427 1159
1000 3923 3207 2264 1782 1477
На рисунке 4 представлены графические зависимости Тср = / {Т'" ).
В МГТЭУ с неохлаждаемой турбиной целесообразно выбирать температуру рабочего тела на входе в турбину Т < 1200 К для сохранения работоспособности неохлаждаемых
элементов конструкции и увеличения ресурса работы энергоустановки в целом. По заштрихованной области на рисунке 4 можно определять потребные значения температур компонентов на входе в КС для обеспечения заданной температуры на входе в турбину.
1 - TJ = 288 К , 2 - TJ = 400К , 3 - TJ = 600К, 4 - TJ = 800К, 5 - TJ = 1000К, 6 - T? = 1200К. Рис. 4. Область низкотемпературного горения МГТЭУ.10
Среднерасходная скорость ГВС вдоль КС: 8А10 Appendix 1
4 •('"»+'"/)
W =■
FAM
Pfam-К-dd
(4)
где — диаметр КС.
Расходы рабочего тела ту через турбину, окислителя тох и горючего ?п/ через КС определяются по следующим соотношениям:
N.
net
L.
"'в
f l + a-K
ms =
Ч* =а'Кт О'™/,
в Тср / ТрАм •
где Ыт1, — полезная мощность и эффективная работа МГТЭУ.
Плотность ГВС определяется по уравнению состояния:
РГАМ
РаИ
/? Т
Газовая постоянная ГВС:
ЯГАМ
Я
мс
где Я — универсальная газовая постоянная.
Молярная масса ГВС:
МРАМ = ФМг +(1 -ф)- Ма •
Нормальная скорость горения при стехио-метрическом соотношении компонентов и произвольной температуре ГВС определяется по эмпирическому соотношению:
и = 0 502 -10-5 -Т 2
ип0 0.502 10 ^ ТГАМ '
где — — 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:
и. = и,
Гр Л-0-2 У р0 У
а-1
где р — стандартное давление; р — давление в КС; а — действительный коэффициент избытка воздуха в КС.
Турбулентная скорость горения определялась эмпирическому соотношению, которое учитывает турбулентность газового потока и дополнительно автотурбулизацию от пламени:
V, =в-Пп + ^^гаме
где степень подогрева газа в КС равна:
Интенсивность турбулентности е по данным экспериментальных исследований для камер сгорания без завихрителя е = 0.03... 0.05.
Скорость продуктов сгорания на выходе из КС:
тох +т^
Кср =-
Рср -К-
где рсг — плотность продуктов сгорания.
АНАЛИЗ УСТОЙЧИВОСТИ
ТУРБУЛЕНТНОГО ГОРЕНИЯ В КС МИКРОГАЗОТУРБИННЫХ ЭНЕРГОУСТАНОВОК
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 расходов 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, полученных при горении бензиновоздушных смесей с различной начальной температурой, позволила построить экспериментальную зависимость Квс / V = / (Кгвс) на режиме устойчивого горения, показанную на рисунке 5.
Анализ экспериментальных данных, использованных при получении кривой на рисунке 5, позволяет сделать вывод, что устойчивое горение углеводородных топлив в горелках атмосферного типа происходит при
значениях относительном расходонапряжен-ности:
= ( 0.3...3.5)40~
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 природный газ+воздух с использованием программного комплекса Flow Vision и пульсационной модели горения. Теплогазодинамические параметры при реализации численной модели с внешним подогревом компонентов до 800 К представлены в таблице 4.
На рисунке 6 представлено распределение интенсивности пламени возле смесительной головки при низкотемпературном бедном горении.
Анализ полей интенсивности горения на рисунке 6 показал, что при относительной расходонапряженности g = 0.7 • 10~4 кг/ (с • Н)
пламя имеет стабильное положение около смесительной головки и частично заходит внутрь полости форсунок. 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 таблице 5 представлены теплогазодина-мические параметры при использовании численной модели с внешним подогревом воздуха до 600 К и топливного газа до 800 К.
На рисунке 7 представлено распределение интенсивности пламени возле смесительной головки при низкотемпературном бедном горении при внешнем подогреве компонентов воздуха до 600 К и топливного газа до 800 К.
Анализ полей интенсивности горения на рисунке 7 показал, что при относительной расходонапряженности gk = 0.8 • 10~4 кг/ (с • Н)
пламя имеет стабильное положение возле смесительной головки и не заходит внутрь форсунок. При температуре горения 984 К конструктивные элементы КС не нуждаются в охлаждении.
Рис. 5. Экспериментальная зависимость WFAMlUt от среднерасходной скорости потока.1
Appendix 1
Таблица 4
12
Теплогазодинамические параметры при численном моделировании низкотемпературного бедного горения13.
Название Величина Размерность
(Denotation) (Value) (Dimension)
кг
4
Диаметр КС (Combustion Chamber Diameter) 0.140 м (m)
Давление в КС (Combustion Chamber Pressure) 300000 Па (Pa)
Интенсивность пламени (Flame Intensity) 29...70 кг/с-м3 (kg/s-m3)
Температура воздуха на входе в КС (Air Temperature at the Combustion Chamber Inlet) 800 К
Температура топливного газа на входе в КС (Fuel Temperature at the Combustion Chamber Inlet) 800 К
Коэффициент избытка воздуха (Air Excess Ratio) 3.0 -
Температура на выходе из КС (Air Temperature at the Combustion Chamber Outlet) 1200 К
Скорость газа на выходе из КС (Air Velocity at the Combustion Chamber Outlet) 98.7 м/с (m/s)
Относительная расходонапряженность (Relative Flow Rate) 0.7 -10~4 кг/с-Н (kg/s-N)
Рис. 6. Положение фронта пламени при низкотемпературном бедном горении в однозонной КС с
внешним подогревом компонентов.14
По приведенной выше газодинамической модели получены условия устойчивого положения пламени для МГТЭУ с мощностями 200 и 400 кВт, при использовании турбокомпрессора со степенью сжатия 3.0, при реализации низкотемпературного бедного горения с внешним подогревом компонентов.
В таблице 6 приведены значения температуры ГВС Т , выбранного коэффициента избытка воздуха а , температуры продуктов сгорания на выходе из камеры Тср, степени подогрева газа в камере в и нормальные скорости горения и при различных температу-
рах компонентов на входе в камеру сгорания, которые являются общими для рассмотренного мощностного ряда МГТЭУ.
Перечисленные параметры выбраны в соответствии с графическими зависимостями на рисунках 2-4 и не зависят от мощностного ряда энергоустановок.
Газодинамические параметры ГВС и характеристики низкомтемпературного бедного горения получены для МГТЭУ с мощностями 200 и 400 кВт с использованием турбокомпрессора, степень сжатия которого равна 3.0.
Таблица 51
' Appendix 1
плогазодинамические параметры при численном моделировании низкотемпературного бедного горения1
Название Величина Размерность
(Denotation) (Value) (Dimension)
Диаметр КС (Combustion Chamber Diameter) 0.140 м (m)
Давление в КС (Combustion Chamber Pressure) 250000 Па (Pa)
Интенсивность пламени (Flame Intensity) 20.4...34.5 кг/с • м3 (kg/s • m3)
Температура воздуха на входе в КС (Air Temperature at the Combustion Chamber Inlet) 600 К
Температура топливного газа на входе в КС (Fuel Temperature at the Combustion Chamber Inlet) 800 К
Коэффициент избытка воздуха (Air Excess Ratio) 3.0 -
Температура на выходе из КС (Air Temperature at the Combustion Chamber Outlet) 984 К
Скорость газа на выходе из КС (Air Velocity at the Combustion Chamber Outlet) 84.5 м/с (m/s)
Относительная расходонапряженность (Relative Flow Rate) 0.8 -10 4 кг/с - Н (kg/s - N)
Рис. 7. Положение фронта пламени при низкотемпературном бедном горении в однозонной КС с
внешним подогревом компонентов.17
При расчетно-экспериментальных исследованиях горения в потоке обычно рассматривают скорости ГВС на режимах проскока, устойчивого положения и срыва пламени в зависимости от коэффициента избытка воздуха или корреляционные зависимости с использованием критерия Дамклера. В данной работе области срыва, устойчивого положения и проскока пламени рассматриваются в зависимости от температуры подогрева компонентов и коэффициента избытка воздуха.
В таблице 7 приведены газодинамические параметры ГВС, скорости нормального и турбулентного горения для энергоустановки
мощностью 200 кВт, для двух режимов работы КС.
На рисунке 8 для МГТЭУ-200 приведены графические зависимости — / (ГРАМ) и
^РАМ / и — /(ГРАМ) 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.
Таблица 61
Appendix 1 раметры теплового состояния компонентов и газового потока
№ "С ,К ту ,К Т V T FAM 'К а TCP 'К в и м с
1 400 600 411.5 3.0 1116 2.7 0.995
2 500 800 515.3 4.0 1042 2.0 1.560
3 600 800 610.0 4.0 1136 1.8 2.186
4 700 1000 711.7 6.0 1045 1.4 2.975
5 800 1000 808.3 5.5 1187 1.4 3.838
Таблица 720.
Характеристики газового потока и горения в КС МГТЭУ-20021._
Полезная мощность (Net Power) N=200 кВт (kW); степень сжатия (Compression Ratio) е=3.0; давление в КС (Pressure at the Combustion Chamber) Pch=297000 Па (Pa); расход газа через турбину (Gas Flow Rate Through the Turbine) m = 1.417кг/с (kg/s).
gk = 2.5 • 10"4 кг/с • Н (kg/s • N) g = 0.8 -Ш^кг/с• Н (kg/s• N)
TFAM 'К тт м (m) dd = 0.156м (m) dd = 0.276 м^)
'7 I1"J и 'м (m) W M FAM ' с W " FAM и и M с W м (ml Wfam'с I s J W " FAM и
411.5 0.264 2.201 29.685 13.487 1.191 9.484 7.963
515.3 0.406 2.676 37.102 13.864 1.414 11.853 8.384
610.0 0.262 2.684 43.920 16.362 1.190 14.031 11.793
711.7 0.284 2.973 51.129 17.195 1.234 19.990 13.240
808.3 0.216 3.221 58.093 18.034 1.245 18.559 14.911
"й
60
50
40
30
20
10
срыв * 1
устой ивость flame)
' (stable
проскок (flame flashback) i
400
500
600
700
800
900
1 - ^ = 0.156м , 2 - ^ = 0.176м (m). Рис. 8. Области срыва, устойчивого положения и проскока пламени для МГТЭУ-200.22
В таблице 8 приведены газодинамические
На рисунке 9 для МГТЭУ-400 приведены
параметры ГВС, скорости нормального и графические зависимости W^ = f {TFAM) и
турбулентного горения для энергоустановки мощностью 400 кВт, для двух режимов работы КС.
18,19,20,21,22
Appendix 1
/ и = / {ТРАм) и показаны области срыва, устойчивого положения и проскока пламени.
Сравнение расчетных данных для МГТЭУ с мощностями 200 и 400 кВт показывает, что
при разных режимах работы, но при одинаковых значениях относительной расходонапря-
женности, области срыва, устойчивого положения и проскока пламени совпадают.
Таблица 8 23.
Характеристики газового потока и горения в КС МГТЭУ-4002
Полезная мощность (Net Power) N=300 кВт (kW); степень сжатия (Compression Ratio) е=3.0; давление в КС (Pressure at the Combustion Chamber) Pch=297000 Па (Pa); расход газа через турбину (Gas Flow Rate Through the Turbine) mg = 2.835кг/с (kg/s).
TFAM U-7 ( ? ) gk = 2.5-10~4кг/с • Н (kg/s • N) dd = 0.22 м (m) gk = 0.8 • 10"4 кг/с • Н (kg/s • N) dd = 0.39м (m)
и M с W м fml Wfam\ l s J W W FAM Ut и M с w м f m) Wfam,c l s J W " FAM Ut
411.5 0.264 2.202 29.711 13.490 1.191 9.488 7.965
515.3 0.406 2.652 36.610 13.807 1.406 11.691 8.317
610.0 0.262 2.686 43.958 16.365 1.190 14.037 11.795
711.7 0.284 2.976 51.173 17.197 1.234 16.341 13.242
808.3 0.216 3.224 58.144 18.035 1.245 18.567 14.912
60
50
40
30
3 20
10
400
500
i срыв 1
устоим ивостъ flame)
(stabh
* 2
- проскок (flame flashback) I I
600
700 .К
800
900
Ь
20
18
16
14
gt 12
10
1 срыв 1
(flame blowout)
' 2
(stablej 'amej У
npoi 'KOK
(flame flashback)
400
500
600
700 ,К
800
900
1 - = 0.22м (т), 2 - = 0.39м (т). Рис. 9. Области срыва, устойчивого положения и проскока пламени для МГТЭУ-400.25
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Таким образом, проведенные исследования позволяют сформулировать следующие выводы:
• влияние внешнего подогрева компонентов заключается в расширении предела низкотемпературного бедного горения;
• обработка опубликованных экспериментальных данных и численное моделирование низкотемпературного бедного горения с внешним подогревом компонентов позволили определить диапазон относительной
— АрреисПх! )СТИ & = (0.3...3.5)-10~4
кг/с-Н, при котором обеспечивается устойчивое положение пламени;
• использование относительной расхо-донапряженности в качестве обобщенной характеристики позволяет оперативно определить условия стабильного положения пламени в камерах сгорания микрогазотурбинных энергоустановок;
• приведенные примеры определения режимных и геометрических параметров од-нозонной неохлаждаемой КС по предложенной методике показывают возможность организации низкотемпературного бедного горения с внешним подогревом компонентов.
APPENDIX 1 (ПРИЛОЖЕНИЕ 1)
1Fig. 1. Schematic diagram of MGTPP with external
heating of components.
2'3Table 1. Lower combustion limits when heating components.
4Fig. 2. Lower combustion limits when heating components.
5'6Table 2. Fuel-air mixture temperature when heating components.
7Fig. 3. Fuel-air mixture temperature when heating components.
8'9Table 3. Combustion products temperature at the lower limit of combustion.
10Fig. 4. Region of low-temperature combustion of MGTPP.
11Fig. 5. Experimental dependence of Wfam/ U on the average flow rate.
12'13Table 4. Thermal and gas-dynamic parameters for numerical modeling of low-temperature lean combustion.
14Fig. 6. Flame front position at low-temperature lean combustion in a single-zone combustor with external heating of components.
15'16Table 5. Thermal and gas-dynamic parameters for numerical modeling of low-temperature lean combustion.
17Fig. 7. Position of the flame front at low-temperature lean combustion in a single-zone combustion chamber with external heating of components. 18'19Table 6. Parameters of thermal state of components and gas flow.
20'21Table 7. Characteristics of the gas flow and combustion in the combustion chamber of MGTPP-200. 22Fig. 8. Areas of stall, stable position and flame breakthrough for MGTPP-200. 2324Table 8. Characteristics of the gas flow and combustion in the MGTPP-400 combustion chamber. 25Fig. 9. Areas of stall, stable position and flame breakthrough for MGTPP-400.
Литература (References)
[1] Kumar S., Paul P.J., Mukunda H.S. Studies on a new high-intensity low-emission burner. Proceedings of the Combustion Institute, 2002, vol. 29(1), pp. 1131-1137, doi: 10.1016/S1540-7489(02)80143-2.
[2] Wierzba I., Kilchyk V. Flammability limits of hydrogen-carbon monoxide mixtures at moderately elevated temperatures. International Journal of Hydrogen Energy, 2001, vol. 26(6), pp. 639-643, doi: 10.1016/S0360-3199(00)00114-2.
[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, no. 134, pp. 1-12.
[4] Li Z., Gong M., Sun E., Wu J., Zhou Y. Effect of low temperature on the flammability limits of
methane/nitrogen mixtures. Energy, 2011, vol. 36(9), pp. 5521-5524, doi:
10.1016/j.energy.2011.07.023.
[5] Ale B.B., Wierzba I. The flammability limits of hydrogen and methane in air at moderately elevated temperatures. IECEC-97 Proceedings of the Thirty-Second Intersociety Energy Conversion Engineering Conference (Cat. No. 9 7CH6203), 1997, vol. 2, pp. 938-943, doi: 10.1109/IECEC.1997.661895.
[6] Bolshova T.A., Bunev V.A., Knyazkov D.A., Korobeinichev O.P., Chernov A.A., Shmakov A.G., Yakimov S.A. Dependence of the lower flammability limit on the initial temperature. Combustion, Explosion, and Shock Waves, 2012, vol. 48(2), pp. 125-129, doi: 10.1134/S0010508212020013.
[7] Wang T., Luo Z., Wen H., Cheng F., Deng J., Zhao J., Guo Z., Lin J., Kang K., Wang W. Effects of flammable gases on the explosion characteristics of CH4 in air. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 2017, vol. 49, part B, pp. 183-190, doi: 10.1016/j.jlp.2017.06.018.
[8] Vanderstraeten B., Tuerlinckx D., Berghmans J., Vliegen S., Van't Oost E., Smit B. Experimental study of the pressure and temperature dependence on the upper flammability limit of methane/air mixtures. Journal of Hazardous Materials, 1997, vol. 56(3), pp. 237-246, doi: 10.1016/S0304-3894(97)00045-9.
[9] Kondo S., Takahashi A., Takizawa K., Tokuhashi K. On the pressure dependence of flammability limits of CH2=CFCF3, CH2F2 and methane. Fire Safety Journal, 2011, vol. 46(5), pp. 289293, doi: 10.1016/j.firesaf.2011.03.005.
[10] Xiouris C., Ye T., Jayachandran J., Egolfopoulos F.N. Laminar flame speeds under engine-relevant conditions: uncertainty quantification and minimization in spherically expanding flame experiments. Combustion and Flame, 2016, vol. 163, pp. 270-283, doi: 10.1016/j.combustflame.2015.10.003.
[11] Akram M., Kumar S. Experimental studies on dynamics of methane-air pre-mixed flame in meso-scale diverging channels. Combustion and Flame, 2011, vol. 158(5), pp. 915-924, doi: 10.1016/j.combustflame.2011.02.011.
[12] Zhao Z., Kazakov A., Li J., Dryer F.L. The initial temperature and N-2 dilution effect on the laminar flame speed of propane/air. Combustion Science and Technology, 2004, vol. 176(10), pp. 1705-23, doi: 10.1080/00102200490487553.
[13] Tang C., Zheng J., Huang Z., Wang J. Study on nitrogen diluted propane-air premixed flames at elevated pressures and temperatures. Energy Conversion and Management, 2010, vol. 51(2),
pp. 288-295, doi:
10.1016/j.enconman.2009.09.024.
[14] Galmiche B., Halter F., Foucher F. Effects of high pressure, high temperature and dilution on laminar burning velocities and Markstein lengths of iso-octane/air mixtures. Combustion and Flame, 2012, vol. 159(11), pp. 3286-3299, doi: 10.1016/j.combustflame.2012.06.008.
[15] Liao S.Y., Jiang D.M., Huang Z.H., Shen W.D., Yuan C., Cheng Q. Laminar burning velocities for mixtures of methanol and air at elevated temperatures. Energy Conversion and Management, 2007, vol. 48(3), pp. 857-863, doi: 10.1016/j.enconman.2006.08.017.
[16] Iijima T., Takeno T. Effects of temperature and pressure on burning velocity. Combustion and Flame, 1986, vol. 65(1), pp. 35-43, doi: 10.1016/0010-2180(86)90070-2.
[17] Akram M., Kishore V.R., Kumar S. Laminar burning velocity of propane/CO2/N2-Air mixtures at elevated temperatures. Energy Fuels, 2012, vol. 26(9), pp. 5509-5518, doi: 10.1021/ef301000k.
[18] Akram M., Kumar S. Measurement of laminar burning velocity of liquified petrolium gas air mixtures at elevated temperatures. Energy Fuels, 2012, vol. 26(6), pp. 3267-3274, doi: 10.1021/ef300101n.
[19] Rau F., Hartl S., Voss S., Still M., Hasse C., Trimis D. Laminar burning velocity measurements using the Heat Flux method and numerical predictions of iso-octane/ethanol blends for different preheat temperatures. Fuel, 2015, vol. 140, pp. 10-16, doi: 10.1016/j.fuel.2014.09.059.
[20] Akram M., Kumar S., Saxena P. Experimental and computational determination of laminar burning velocity of Liquefied Petroleum Gas-air
mixtures at elevated temperatures. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2013, vol. 135(9), pp. 091501-1-091501-5, doi: 10.1115/1.4024798.
[21] Natarajan J., Kochar Y., Lieuwen T., Seitzman J. Pressure and preheat dependence of laminar flame speeds of H2/CO/CO2/O2/He mixtures. Proceedings of the Combustion Institute, 2009, vol. 32(1), pp. 1261-1268, doi: 10.1016/j.proci.2008.06.110.
[22] Boushaki T., Dhue Y., Selle L., Ferret B., Poinsot T. Effects of hydrogen and steam addition on laminar burning velocity of methaneair premixed flame: Experimental and numerical analysis. International Journal of Hydrogen Energy, 2012, vol. 37(11), pp. 9412-9422, doi: 10.1016/j.ijhydene.2012.03.037.
[23] Kuznetsov M., Kobelt S., Grune J., Jordan T. Flammability limits and laminar flame speed of hydrogen-air mixtures at sub-atmospheric pressures. International Journal of Hydrogen Energy, 2012, vol. 37(22), pp. 17580-17588, doi: 10.1016/j.ijhydene.2012.05.049.
[24] Clavin P. Dynamic behavior of premixed flame fronts in laminar and turbulent flows. Progress in Energy and Combustion Science, 1985, vol. 11(1), pp. 1-59, doi: 10.1016/0360-1285(85)90012-7.
[25] Karlovitz B., Denniston D.W., Knapschaefe D.H., Wells F.E. Studies on Turbulent flames: A. Flame Propagation Across velocity gradients B. turbulence Measurement in flames. Symposium (International) on Combustion, 1953, vol. 4(1), pp. 613-620, doi: 10.1016/S0082-0784(53)80082-2.
Сведения об авторах.
Бачев Николай Леонидович
- к.т.н., доцент кафедры «Ракетно-космическая техника и энергетические системы» ПНИПУ. Область научных интересов: утилизационные газотурбинные установки. E-mail: bnl54@yandex.ru
Шилова Алена Алексеевна -
инженер кафедры «Ракетно-космическая техника и энергетические системы» ПНИПУ. Область научных интересов: рабочие процессы в КС ЭУ. E-mail: alyona1203@gmail.com
Матюнин Олег Олегович -
старший преподаватель кафедры «Ракетно-космическая техника и энергетические системы» ПНИ-ПУ. Область научных интересов: численное моделирование рабочих процессов в ЭУ. E-mail: matoleg@gmail.com
Бетинская Оксана Андреевна
- к.т.н, доцент кафедры «Ракетно-космическая техника и энергетические системы» ПНИПУ. Область научных интересов: турбомашины и комбинированные ЭУ.
E-mail: oksanochka_zueva@mail.ru
