Определение облика камеры сгорания на основе газодинамических расчетов проточной части КС и статистических данных прототипов

Методика инженерного расчета камер сгорания ГТД основывается на теоретических положениях, разработанных при изучении отдельных физических явлений, из которых складывается рабочий процесс. Сложность явлений, протекающих в камере при ее работе, заставляет в ряде случаев прибегать
к упрощающим предположениям, использовать статистические данные предыдущего опыта проектирования.

Инженерный расчет КС состоит из двух основных этапов: конструкторского и поверочного.

Конструкторский расчет производится при проектировании новой КС.
Из теплового расчета двигателя определяют параметры на входе в КС, из общей компоновки двигателя – тип и габаритные размеры. Целью конструкторского расчета является получение конструктивного облика КС, который включает основные размеры диффузора, профиль проточной части камеры, количество и размеры отверстий на стенках жаровой трубы и другие конструктивные параметры.

При поверочном расчете определяются параметры потока при заданной геометрии КС с целью оптимизации конструкции жаровой трубы. В задачу поверочного расчета входит также оптимизация распределения воздуха по длине жаровой трубы и расчет распределения параметров газового потока – температуры, скорости, состава газа, степени испарения топлива, полноты сгорания.

8.1. Проектировочный расчет облика камеры сгорания

8.1.1 Определяются параметры рабочего тела на входе в КС: – давление за компрессором, Па; – температура за компрессором, К; G _к – расход воздуха за компрессором, кг/с; – температура газа перед турбиной, К.

8.1.2. По известному значению , задавшись полнотой сгорания и осредненными значениями теплоемкости воздуха и газа, определяется общий коэффициент избытка воздуха в КС:

,

где с_{р в}, с_{р г} – средние теплоемкости воздуха и газа при постоянном давлении;
с_{р г} = 1,16596 кДж/кгК; с_{р в}=1,005 кДж/кгК; Hu – низшая теплотворная способность (для метана Hu = 50000, для керосина Hu = 43000); h - полнота сгорания (принимаем h = 0,98).

8.1.3. Потребный расход топлива через камеру, кг/с:

,

где` G _охл – относительный расход воздуха на охлаждение турбины; обычно принимают G _охл = 0,05.

8.2. Определение входных и выходных геометрических
параметров камеры сгорания

8.2.1. Площадь на входе в диффузор КС, м², определяют по параметрам компрессора:

,

где W _к = 100¸150 м/с – скорость воздуха за компрессором;

[кг/м³] – плотность воздуха;

; ; 287 Дж/кгК;

– приведенная скорость за компрессором.

8.2.2. Наружный диаметр кольцевого канала на выходе из компрессора, м:

.

8.2.3. Средний диаметр компрессора, м:

,

где втулочное соотношение последней ступени компрессора = 0,8 ¸ 0,9.

8.2.4. Высота лопатки соплового аппарата компрессора (высота кольцевого канала на входе в диффузор), м:

.

8.2.5. Параметры на входе в турбину.

Площадь на входе в турбину,м²:

,

где G _г = Gв+GT – расход газа через турбину; W _г – скорость на выходе из камеры сгорания; рекомендуемое значение W _г = 180 ¸ 200 м/с;

Плотность на входе в турбину, кг/м³:

,

где , , ; Р _г, – давления статическое и торможения, Па; Т _г,, Т температуры статическое и торможения, К; p(l_г), t(l_г)-газодинамические параметры определяемые по газодинамическим таблицам, s_к.с – коэффициент потерь давления в камере сгорания; рекомендуемое значение s_к.с = 0,98;

Приведенная скорость на выходе из камеры сгорания:

.

8.2.6. Наружный диаметр камеры на входе в сопловой аппарат турбины, м:

,?

где` d _вт = 0,7 ¸ 0,8.

8.2.7. Внутренний и средний диаметры на входе в сопловой аппарат турбины, соответственно, м:

, ,

высота лопаток соплового аппарата: .

8.3. Расчет геометрических параметров диффузора

.8.3.1. Степень расширения диффузора на безотрывном участке:

,

где L _д – длина безотрывной части диффузора; рекомендуемые значения относительной длины безотрывной части диффузора L _д/ h _к = 1,5 ¸ 2,5.

8.3.2. Площадь на выходе из безотрывного участка диффузора, м²:

F ₁= F _к n _д,

где F _к – площадь проточной части последней ступени компрессора.

8.3.3. Средний диаметр на выходе из безотрывного участка диффузора, м:

,

где a_д=10° ¸ 12° – угол раскрытия безотрывного участка диффузора.

8.3.4. Высота выходного сечения безотрывного участка диффузора, м:

.

8.3.5. Наружный и внутренний диаметры выходного сечения диффузора, м:

D _н = d _д + h ₁; D _вн = d _д – h ₁.

8.3.6. Площадь поперечного сечения участка внезапного расширения, м²:

,

где k _р= 1,15 ¸ 1,25 – относительная площадь участка внезапного расширения.

8.3.7. Высота сечения участка внезапного расширения, м:

.

8.3.8. Наружный и внутренний диаметры внезапного расширения, м:

; .

8.3.9. Расстояние от плоскости внезапного расширения до жаровой трубы, м:

D l = (1,5 ¸ 2,0) h _к.

8.3.10. Коэффициент потерь давления в диффузоре:

где j_д = 0,45 – коэффициент потерь полного давления для диффузоров с внезапным расширением. Если отнести к скоростному напору q=ρwк/2 в камере, то .

8.4. Расчет проточной части камеры сгорания

8.4.1. Площадь миделевого сечения камеры сгорания, м²

,

где R = 293 Дж/кгК– газовая постоянная; D P _к/ P _к – падение давления в камере; D P _к/` q _к – коэффициент потерь в камере, рекомендуемые значения которых приведены в табл.8.1.Здесь q=ρwк/2--- скоростной напор в камересгорания

]

Таблица 8.1

Тип камеры
Трубчатая	0,07		0,0036
Трубчато-кольцевая	0,06		0,0039
Кольцевая	0,06		0,0046

Необходимо отметить, что приведенные в таблице данные соответствуют условиям работы камеры на взлетном режиме. Для обеспечения работы КС в высотных условиях и высотного запуска необходимо увеличить площадь (F_mвысот» 1,5 F _взл). Это следует из зависимости =0,0046(для кольцевых камер сгорания).Вследствие уменьшения Tk,Pk в высотных условиях, увеличенные размеры КС являются исходными и для расчетного режима.

8.4.2. Средний диаметр КС определяется в зависимости от средних диаметров компрессора и турбины, м:

,

где l _сp – относительное расстояние от входа в жаровую трубу до расчетного сечения (следует принять l _сp = 0,5).

8.4.3. Для кольцевой КС, определяющей величиной, является высота (расстояние между наружной и внутренней стенками), м:

.

8.4.4. Диаметры наружной и внутренней обечаек кольцевой КС, м:

; .

8.4.5. Площадь миделевого сечения жаровой трубы, м²:

,

где k ^opt – относительная площадь жаровой трубы (для кольцевой камеры сгорания ).

8.4.6. Высота кольцевой жаровой трубы, м:

.

8.4.7. Диаметры наружной и внутренней обечаек жаровой трубы в расчетном сечении, м:

D _ж.н = d _cp + H _ж; D _ж.вн = d _cp – H _ж.

8.4.8. Длина жаровой трубы, м, определяется из условия обеспечения заданной неравномерности температурного поля q:

,

где q = 0,2 ¸ 0,4; А – коэффициент пропорциональности; для кольцевых камер сгорания А = 0,06;

относительное падение давления в жаровой трубе определяется по формуле:

, где

– относительные падения давления в камере и диффузоре задается согласно (табл. 7.1).

относительное падение давления в диффузоре

8.4.9. Общая длина КС, м, складывается из длины диффузора L _д, жаровой трубы L _ж и расстояния между ними D l(см. п.п8.39):

L _к = L _к + D l + L _к.

8.5. Распределение воздуха по длине жаровой трубы

Распределение площадей отверстий по длине жаровой трубы (раскрытие жаровой трубы) является важнейшим конструктивным параметром вновь проектируемой КС. От того, насколько правильно задано распределение воздуха, будут зависеть все основные характеристики КС – полнота сгорания, эмиссия загрязняющих выбросов и неравномерность температурного поля на входе в турбину.

На первом этапе проектирования распределение воздуха следует задавать на основании статистических данных, полученных на основе обобщения опыта проектирования КС. Далее проводят расчет рабочего процесса в КС и изменяют распределение воздуха таким образом, чтобы добиться наилучших значений основных характеристик КС которые вначале определяются расчетным путем, а затем подтверждается экспериментальными исследованиями..

8.5.1. Согласно статистическим данным распределение воздуха задается относительными площадями рядов отверстий в следующих характерных сечениях:

– на входе в камеру сгорания;

– в конце первичной зоны;

– в конце зоны догорания.

Положения рядов отверстий задаются также на основе статистических данных следующими соотношениями:

L _п.з = 0,5 H _ж – расстояние до первого ряда отверстий (длина первичной зоны);

L _см = 1,2-1,5 H _ж – длина смесителя (зоны разбавления);

L _з.д = L _ж – (L _п.з+ L _см) – длина зоны догорания (промежуточной зоны).

Раскрытие жаровой трубы (отношение площадей отверстий до данного сечения к сумме площадей всех отверстий в ЖТ) в характерных сечениях задается в соответствии с рекомендациями:

` F _фр = F _фр/ F _о = 0,1 ¸ 0,2 – раскрытие фронтового устройства;

` F _о.з.г = F _о.з.г/ F _о = 0,2 ¸ 0,3 – раскрытие отверстий первого ряда отверстий;

` F _о.з.с = F _о.з.с/ F _о = 0,2 ¸0,3 раскрытие смесителя;

` F _охл = F _охл/ F _о = 0,2 ¸ 0,3 – относительная площадь подвода охлаждающего воздуха.

8.5.2. Суммарная эффективная площадь отверстий в стенке жаровой трубы, м², определяется согласно [ ] по значению площади миделевого сечения корпуса камеры F_m и относительному падению давления на жаровой трубе D Р _ж/ :

.

8.5.3. Требуемый диаметр радиальных отверстий зоны горения, м:

,?

где – отношение динамических напоров струи воздуха и газового потока в жаровой трубе рассчитываются далее в п.п. 8.6, можно принять (20 ¸ 30); F _о.з.г = F _о ;

– относительная глубина проникновения струи.

8.5.4. Действительный диаметр отверстий зоны горения, м:

.

где m_о = 0,7 – коэффициент расхода в отверстиях стенок жаровой трубы. Рекомендуется d _о.з.г = 0,012 ¸ 0,016 м. В случае если диаметр отверстий больше 0,02 м, то их выполняют овальными с целью возможности их расположения на данном диаметре ЖТ или же располагают в шахматном порядке.

8.5.5. Общее количество отверстий подвода радиальных струй воздуха в зоне горения:

,

где F _о.з.г= F _о

8.5.6. Шаг между отверстиями по наружному и внутреннему диаметрам, м:

, должно быть (. t>2, 0d.)?

7. Количество отверстий по наружному и внутреннему диаметрам жаровой трубы:

, .

8.5.8. Количество отверстий в зоне смешения определяют, задаваясь диаметром отверстия (можно принять d _о.з.с = 1.5 d _о.з.г)

,

где F _о.з.с= F _o .

8.5.9. Количество отверстий по наружному и внутреннему диаметру в зоне смешения определяют также, задаваясь шагом t _о:

; .

8.5.10. Количество поясов подвода воздуха для охлаждения стенок жаровой трубы рассчитывается по известной суммарной площади подвода охлаждающего воздуха F _охл и размерам щелей.

Располагаемую площадь одного пояса подвода охлаждающего воздуха для кольцевой камеры сгорания, м², можно определить:

.

При щелевом подводе охлаждающего воздуха h_s – высота щели, меняется обычно в пределах 0,001 ¸ 0,002 м. Количество поясов охлаждения жаровой трубы, м²:

,

где F _охл = F _o .

8.6. Определение скорости потока и скорости
истечения струй в жаровой трубе

8.6.1. Среднерасходная скорость в миделевом сечении камеры сгорания, м/с:

.

Значения среднерасходной скорости должны быть в пределах 15 ¸ 30 м/с.

8.6.2. Среднерасходная скорость истечения вторичного воздуха в отверстиях жаровой трубы, м/с:

.

Рекомендуемые значения W _о = 80 ¸ 100 м/с.

8.6.3. Среднерасходная скорость течения в жаровой трубе, м/с:

.

Рекомендуемые значения W _ж = 25 ¸ 35 м/с, k ^opt= F _ж/ F_m» 0,8.

8.6.4. Скорость течения газа перед первым рядом отверстий, м/с:

.

8.6.5. Скорость течения воздуха в кольцевом канале, между стенками камеры в жаровой трубе, м/с:

,

Рекомендуемые течения W _к.к = 50 ¸ 100 м/с.

8.6.6. Скорость течения в зоне горения между отверстиями смесителя, м/с:

.

Рекомендуемые значения W _п.з = 20 ¸ 35 м/с.

8.7. Определение характерных размеров головочной части
выносной жаровой трубы

Наиболее важной частью жаровой трубы является головная часть, в которой располагается переходный конус и фронтовое устройство, состоящего из топливной форсунки и воздушного завихрителя.

.

8.7.3. Площадь воздушного завихрителя определяется по формуле, м²:

,

где d» 0,001 м – толщина лопатки завихрителя; n = 6 ¸ 10 – число лопаток; j = 55° – 65° – угол установки лопаток; R _н.з, R _вн.з – наружный и внутренний радиусы завихрителя; примем R _вн.з = R _форс—наружный радиус корпуса форсунки обычно:» 0,005-0,008 м

F _зав = 0,8 F _фр /n фор с,

где n _форс-число топливных форсунок, определяется из условия расхода топлива через одну форсунку: n _форс = Gт/Gт _форс

8.7.4. Наружный диаметр завихрителя R _н.з, м, можно рассчитать по формуле

Здесь R _н.з - R _вн.з = R _н.з 0.005= h -высота лопатки.

При приближенной оценке R _н.з можно принять, что степень затенения проходного сечения завихрителя лопатками составляет 25%, тогда предыдущая формула упростится и примет вид:

R _н.з

8.7.5.Угол раскрытия переходного конуса b жаровой трубы согласуется с углом установки лопаток завихрителя j: b = 2j – 10°. Задаваясь значениями R _н.з в пределах 0,02–0,04 м, можно определить геометрические характеристики завихрителя.

8.7.6. Число завихрителей:

,

где` t <sub>ф</sub> – относительный шаг между фронтовыми устройствами; значение` t _фвыбирают в пределах 0,2 ¸ 0,5 и согласуют с прототипом. Обычно количество завихрителей соответствует количеству форсунок.