Камеры сгорания стационарных газотурбинных и парогазовых установок. Расчет и проектирование - Сторожук Я.П.

Автор: Сторожук Я.П.
Теги: машиностроение теплоэнергетика турбины камеры сгорания
Год: 1978
Похожие
Камеры сгорания газотурбинных двигателей
Установки газотурбинные и парогазовые. Расчет и проектирование камер сгорания. РТМ 108.022.11-83
Проектный расчет камеры сгорания авиационного ГТД
Цифровая камера Olympus Master 2. Руководство по установке программы
Текст
                    ЯП. СТОРОЖУ к
КАМЕРЫ СГОРАНИЯ
СТАЦИОНАРНЫХ
ГАЗОТУРБИННЫХ
И ПАРОГАЗОВЫХ
УСТАНОВОК
Я. П. СТОРОЖУК
НАМЕРЬ! СГОРАНИЯ
СТАЦИОНАРНЫХ
ГАЗОТУРБИННЫХ
И ПАРОГАЗОВЫХ
УСТАНОВОН
Ленинград
„Машиностроение"
Ленинградское отделение
1978
P envii.H нт X. IJ Черниц
Сторожук Я. П. Камеры сгорания стационарных газотурбинных и парогазо-
вых установок. Расчет н проектирование. —Л.: Машиностроение (Ленингр.
отд-ние), 1978. 232 с.
Книга посвящена расчету, проектированию и доводке камер сгорания газо-
турбинных установок (ГТУ) и парогенераторов парогазовых установок (ПГУ),
работающих па жидком и газообразном топливе. В ней даны методики гидравли-
ческого расчета, выгорания жидкого топлива по длине камеры сгорания, теплооб-
мена и температуры металла стенок пламенных труб; приведены конструктивные
характеристики и расчеты форсунок, горелок, смесителей. Освещены аэродинами-
ческие и гидравлические характеристики камер сгорания, эмиссионные харак-
теристики факела пламени и огневое моделирование. Приведены результаты стен-
довых и промышленных испытаний.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников, занимающихся
созданием, исследованиями и эксплуатацией камер сгорания ГТУ и пароге-
нераторов ПГУ. Она будет полезна также студентам вузов, специализирующим-
ся по энергетике.
Табл. 18, ил. 127, список лит. 90 назв.
С
30303—166
038(01)—78
166—78
© Издательство «Машиностроение», 1978 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В народном хозяйстве Советского Союза все большее при-
менение находят парогазовые (ПГУ) и газотурбинные (ГТУ)
установки. Они широко применяются на газоперекачивающих
станциях, электростанциях, на железнодорожном, морском, воз-
душном и автомобильном транспорте.
В решениях XXV съезда КПСС предусмотрено дальнейшее
развитие этого направления в энергетике: организовать произ-
водство для электроэнергетики экономичных по расходу топлива
парогазовых установок мощностью 250 тыс. кВт й газотурбинных
установок мощностью до 100 тыс. кВт для покрытия пиковых
нагрузок, а также разработать новые конструкции, создать опытно-
промышленные образцы и организовать серийное производство
газоперекачивающих агрегатов с газотурбинным и электрическим
приводом мощностью 6—25 тыс. кВт.
Успешное дальнейшее развитие ГТУ и ПГУ, надежность и
экономичность их работы в значительной степени зависят от
совершенства конструкции и правильной организации рабочего
процесса в высокофорсированных камерах сгорания, являющихся
одним из основных элементов ГТУ и ПГУ.
Рациональность конструкции камеры сгорания определяется
тем, насколько успешно в них организовано устойчивое и бес-
пульсационное горение топлива при высокой полноте его сгора-
ния, небольшой потере полного напора, равномерной температуре
газа на входе в газовую турбину при ограниченных габаритных
размерах и массе составных частей камеры, а также обеспечении
требуемой надежности и долговечности их работы.
В предлагаемой вниманию читателей книге изложены резуль-
таты исследований рабочего процесса и характеристик камер
сгорания при сжигании жидких и газообразных топлив, про-
веденных на стендовых, полупромышленных и промышленных
установках отечественных газотурбинных и парогазовых уста-
новок.
Отличие предлагаемой работы от других аналогичных заклю-
чается, прежде всего, в том, что в ней впервые, насколько нам
известно, изложены экспериментально обоснованные эмиссион-
ные характеристики светящегося пламени в топочных камерах,
работающих под давлением, рассмотрены особенности рабочего
процесса, имеющего место в камерах сгорания высоконапорных
парогенераторов ПГУ, и дана разработанная и экспериментально
опробированная методика расчета теплообмена.
Автор не ставил своей целью дать полный обзор и изложить
результаты анализа рабочего процесса в камерах сгорания
I*	3
газотурбинных двигателей. Он ограничился, главным образом,
изложением методов инженерных расчетов на основе использова-
ния обширных проектных экспериментальных и теоретических раз-
работок, которые, на всех этапах создания камер сгорания ГТУ
и ПГУ, были выполнены автором или под его руководством со-
трудниками лаборатории сжигания жидкого и газообразного
топлив в Центральном котлотурбинном институте им. И. И. Пол-
зунова В. И. Антоновским, В. А. Асосковым, И. О. Замазий,
В. А. Павловым, 3. А. Шебаловой, Ю. П. Черкун, Н. С.. Ше-
стаковым, В. Б. Круговым и другими сотрудниками института.
Эти работы проводились в содружестве с турбостроительными
заводами и электростанциями, на которых установлены стацио-
нарные ГТУ и ПГУ.
Аэродинамические и гидравлические характеристики камер
сгорания (в гл. III и IV) написаны автором совместно с 3. А. Ше-
баловой, а эмиссионные характеристики (в гл. V) — с В. И. Ан-
тоновским.
Автор выражает глубокую благодарность всем работникам,
принимавшим участие в этих исследованиях, а также профессору
А. Н. Ложкину, И. Е. Дубовскому и Н. Г. Жмерику за про-
смотр отдельных разделов рукописи и за их ценные пожелания
и замечания, которые учтены при доработке рукописи.
Глава 1
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА
И КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ КАМЕР СГОРАНИЯ
ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК
1.	Основные характеристики
Камеры сгорания газотурбинных установок (ГТУ) служат для
генерирования рабочего тела газовых турбин в виде газовоздуш-
ной смеси заданной температуры путем организованного сжига-
ния углеводородного топлива в потоке воздуха. Рабочий процесс
в относительно простой по конструкции камере сгорания чрезвы-
чайно сложен вследствие взаимодействия горения, теплообмена
и газодинамических явлений.
На рис. 1 приведена одна из схем камер сгорания, приме-
няемых в стационарном г азотурбостроении, в которой воздух,
необходимый для сгорания топлива, поступает через фронтовое
устройство. При расчете и конструировании камеру сгорания
условно разделяют на зону горения L6r и зону смешения Ьсы.
В зону горения через фронтовое устройство подводится пер-
вичный воздух G], количество и температура которого опреде-
ляют температуру процесса сгорания. Вторичный воздух G2,
поступающий в зону смешение через смесительные устройства,
смешивается с продуктами сгорания с целью снижения их тем-
пературы до заданного уровня. Часть вторичного воздуха Оохл.
количество которого зависит от схемы охлаждений пламенной
трубы, через щели или отверстия поступает в периферийную
область огневого объема, создавая при этом пристеночный погра-
ничный слой, ширина которого по мере удаления от фронтового
устройства возрастает.
При любом подводе воздуха в камеру сгорания выгорание
топлива должно заканчиваться до ввода вторичного воздуха через
смесительное устройство, в противном случае из-за резкого сни-
жения температуры продуктов сгорания происходит прекращение
активного процесса горения, и еще полностью не выгоревший
факел затягивается в турбину. Задача конструирования камеры
сводится к правильному выбору и расчету следующих ее основ-
ных элементов (рис. 1):
фронтового устройства (регистра), состоящего из воздухо-
направляющего устройства, служащего для стабилизации горе-
ния, топливо подающего устройства — форсунки (механического,
пневмомеханического или пневматического распыла) и газоразг
дающего насадка для сжигания газообразного топлива;
пламенной трубы, непосредственно ограничивающей зону го-
рения, включающей элементы системы охлаждения, так как
5
стенки пламенной трубы подвержены действию высокой темпе-
ратуры;
смесителя для перемешивания продуктов сгорания с вторичным
воздухом и получения рационального профиля температурного поля
в газовом потоке перед направляющими лопатками газовой
турбины;
экранов для защиты корпуса камеры сгорания от теплового
излучения или обеспечения необходимой формы и скорости пото-
ков воздуха;
прочного корпуса, воспринимающего силовую нагрузку от
избыточного внутреннего давления, если камера сгорания
or L.cm
Рис. 1. Принципиальная схема камеры сгорания:
1 — корпус; 2 — пламенная труба; 3 — форсунка; 4 — завихритель
воздуха (регистр); GB, G^, GOXJ1, С?2 — воздух, поступающий соответ-
ственно в камеру сгорания, регистр, щели охлаждения и смеситель;
С?г — количество продуктов сгорания, поступающих в газовую тур-
бину; Т — топливо, поступающее в форсунку; Вф — угол раскрытия
топливного факела; ЗОТ — зона обратных токов
индивидуальная, т. е. расположена вне прочного корпуса турбо-
компрессорного агрегата;
системы зажигания, осуществляющей первичное зажигание
топливной смеси.
Как показали экспериментальные исследования, механизм
выгорания топлива на головном участке пламенной трубы суще-
ственно зависит и может качественно отличаться от применения
той или иной конструкции фронтового устройства. Это устрой-
ство определяет аэродинамическую" структуру потока и органи-
зацию эффективного процесса смесеобразования, создающих усло-
вия для устойчивого горения.
Средние скорости движения потока в пламенной трубе выше
скорости распространения пламени, поэтому для организации
устойчивого горения (удержания пламени от срыва) фронтовое
устройство должно создавать зону стабилизации фронта пламени,
в которой скорость перемещения топливовоздушной смеси рав-
няется скорости распространения пламени.
В качестве стабилизаторов факела пламени получили распро-
странение лопаточные завихрители (регистры). Воздушный поток,
6
Рис. 2. Принципиальная схема камеры
сгорания со «ступенчатым» подводом
воздуха
проходя через лопатки завихрителя, под определенным углом
к оси фронтового устройства приобретает вращательно-поступа-
тельное движение (кольцевая струя). В результате эжектирую-
щего действия турбулентных струй, вытекающих из межлопаточ-
ных каналов завихрителя, а также центробежных сил в пламенной
трубе возникает циркуляционное движение потока с повышенным
давлением на периферии и пониженным в приосевой области,
внутри рециркуляционной области располагается зона обратных
токов (ЗОТ), за границу которой принимается условная поверх-
ность нулевых значений осевой составляющей скорости. Зона
обратных токов заполнена продуктами сгорания высокой темпе-
ратуры, близкой к температуре
сгорания.
В промежутке между актив-
ным потоком, движущимся
в прямом направлении, и зоной
обратных токов располагается
фронт пламени. На этом же уча-
стке происходит возврат неко-
торого количества продуктов
сгорания высокой температуры
к корню факела, обеспечиваю-
щий нужный температурный
уровень для воспламенения топ-
ливовоздушной смеси и поддержания горения. Здесь же, на гра-
нице раздела двух встречных потоков — прямого и обратного —
происходит резкое изменение осевых скоростей, что обеспечивает
интенсивное турбулентное перемешивание, и именно в этой
области создаются скорости, равные скорости распространения
пламени, что необходимо для устойчивого горения.
Геометрические параметры завихривающего устройства должны
быть строго согласованы с переходным конусом пламенной трубы,
в противном случае движение кольцевой струи будет неустой-
чивым и приведет к нарушению стабилизации пламени и возник-
новению пульсационного горения.
Для интенсификации горения, а следовательно, и уменьшения
габаритных размеров камеры сгорания в стационарных ГТУ
целесообразно применять «ступенчатый» подвод воздуха в зону
горения по ее длине. При такой подаче воздуха через фронтовое
устройство поступает только часть воздуха, необходимого для
полного сгорания топлива, остальной воздух подается через
отверстия, расположенные (в зависимости от принятой конструк-
ции и рабочих параметров) в один или несколько рядов, распо-
ложенных по периметру пламенной трубы (рис. 2). Таким рас-
пределением воздуха обеспечивается состав топливной смеси,
близкий к оптимальному в отношении испарения капель жидкого
топлива и их последующего сгорания. Одновременно ступен-
чатый подвод воздуха расширяет диапазон устойчивой работы
7
на переменных нагрузках вследствие «автоматического» изменения
длины зоны горения, так как воздух, поступающий через «дожи-
гающие» отверстия, является или первичным (если он поступает
в зону горения), или вторичным, если выгорание к этому сечению
уже закончилось.
В камерах сгорания со ступенчатым подводом воздуха в голов-
ной части выгорает от'10 до 20% топлива, остальная часть выго-
рает в зоне, в которую через отверстия большого диаметра вво-
дятся струи вторичного воздуха. Первый ряд. отверстий распо-
лагается на таком расстоянии от фронтового устройства, чтобы
вводимые струи воздуха не разрушали зону обратных токов
(рис. 2).
Выбор размера отверстий, глубины проникновения струй
и распределения первичного воздуха по длине зоны горения яв-
ляется одним из важных условий обеспечения полноты сгорания
и устойчивых характеристик процесса. Так, например, увеличе-
ние Глубины проникновения струй воздуха в определенных
условиях увеличивает полноту выгорания топлива, но вместе
с тем ухудшает срывные характеристики, сужая диапазон устой-
чивой работы камеры.
С целью выяснения влияния размера отверстий и глубины
проникновения струй на полноту выгорания проводилось
исследование авиационных камер сгорания на легком -топливе.
Установлено [19, 42], что наименьшая длина пламенной
трубы, на которой происходит полное выгорание топлива,
достигается при однорядном расположении отверстий d0TB, при
шаге отверстий I (1,4—е—2,0) d0TB, но при условии, что отно-
сительная глубина проникновения струй в сносящий поток
h/R„„ > 0,4-^0,5.
Важное значение для полного выгорания топлива имеет выбор
коэффициента избытка воздуха через завихритель, который
выбирается в пределах 0,3—0,5.
При сжигании более тяжелых топлив (газотурбинное, мотор-
ное) приведенные выше соображения потребовали корректировки,
о чем будет сказано позднее.
2.	Требования к камерам сгорания
и их основные характеристики
Камера сгорания работает в широком диапазоне нагрузок.
Зажигание камеры сгорания должно быть быстрым и надежным.
Она должна иметь малые габаритные размеры и массу, быть проч-
ной, работоспособной при сжигании разных видов жидких и
газообразных топлив. Кроме того, должен быть обеспечен допу-
стимый уровень вредных выбросов с продуктами сгорания (окис-
лов азота, серы), а также механического и химического недожога,
отсутствие следов нагарообразования.
8
Коэффициент полноты сгорания топлива (или к. п. д. камеры
сгорания) обычно определяется:
Псг== Qi/Qn,	(1.1)
где — количество теплоты, фактически выделившейся в рабо-
чем объеме камеры; QH — полное количество теплоты, которая
теоретически могла бы выделиться при полном сгорании топлива.
При экспериментальных доводках камер сгорания или на
промышленных установках т]сг. удобно определять по обратному
балансу, в котором химическая (qx) неполнота сгорания топлива,
механический (qM) недожог и потери в окружающую среду (<70.с)
достаточно точно определяются способом, принятым в теплотех-
нических испытаниях
Цсг = 1 — [(<7х Ч" <7м Ч" qo. c)/(^TQp ф- QT ф- QB)].	(1.2)
Потери полного давления в камере сгорания могут дости-
гать 4% по отношению к давлению перед камерой; их снижение —
одна из основных задач конструирования камеры, так как уве-
личение потерь давления в камере на 1 % приводит к уменьшению
мощности ГТУ в среднем на 1 %, а в зависимости от степени сжатия
и температуры газа на входе в турбину — и на большую вели-
чину. Относительные потери полного давления
а == ДЯ,;. с/р* = (р* — pD/pl,	(1-3)
где ДЯК.С— потери полного напора в камере сгорания; pl —
полное давление воздуха на входе в камеру сгорания; рг — пол-
ное давление газов на выходе из камеры сгорания.
Величина потерь полного напора ДЯК.С учитывает все три
вида потерь — на трение, местные потери и потери давления при
подводе теплоты.
Критерием интенсивности горения, непосредственно связан-
ным с габаритными размерами камеры сгорания, являются тепло-
вые нагрузки рабочего объема и сечения, отнесенные к давлению
на входе в камеру. Тепловые нагрузки характеризуются тепло-
напряженностью рабочего объема Uy (ккал/[(м3-ч)(кгс/см2)1)
и сечения UF (ккал/[(м2-ч)(кгс/см2)1):
Uy = Qi/(Vk. сРв) = ШЖ. срв);	(1Л)
Uf = Qi/^k. срв) = BTQpr]cr/(FK. срв),	(!-5)
где VK. с — объем огневой зоны пламенной трубы, м3; рв — дав-
ление, кгс/см2; Вт — часовой расход топлива на камеру сгора-
ния, кг/ч; т)сг — к. п. д. камеры сгорания; FK<с — площадь
наибольшего сечения пламенной трубы, м2.
При_ приемлемых значениях полноты выгорания топлива
(98 99%), температур металла пламенной трубы (750—800° С)
и гидравлических потерь (ДЯК. с/рв = 1,5-?-2,5%) в зависи-
мости от конструктивного оформления фронтового устройства
9
теплонапряженность, отнесенная к сечению пламенной трубы и
давлению 1 кгс/сма, принимается в пределах (5,5-4—10,0) х
X 10е ккал/[(ма-ч)(кгс/см2)]. Выбор больших, чем указанные,
тепловых нагрузок приводит к существенному возрастанию гид-
равлических потерь.
Более высокие тепловые нагрузки (20-4-25) х
X 10е ккал/[(ма-ч)(кгс/см2) ] могут быть достигнуты при примене-
нии ступенчатого подвода воздуха в зону горения, что необходимо
для создания малогабаритных камер сгорания в связи с возра-
станием начальной температуры газа и мощности ГТУ.
Одним из требований, предъявляемых к камерам сгорания,
является обеспечение равномерного или заданного температур-
ного поля газового потока за камерой (перед турбиной). Обычно
неравномерность температурного поля, которая не должна пре-
вышать предельную величину по условиям надежности лопаток
газовой турбины, характеризуется коэффициентом
АО' = (Тг шах - Тг Ш1П) 100/Л ср,	(1.6)
где Тг тах, Тг ш)п и Тг ср — максимальная, минимальная и сред-
няя температура за камерой сгорания.
Однако эта характеристика не является универсальной. Для
сравнения камер сгорания разных конструкций и параметров,
а также для расчета радиальной и окружной неравномерности
температурного поля используют выражение
А0" = (Гг max - Тг ср) 100/(Тг ср - Тв).	(1.7)
При сравнении камер сгорания с одинаковыми режимными
параметрами удобен критерий
А0"' = (Trmin- ЛСР) Ю0/Тгср,	(1.8)
где Тв — температура воздуха на входе в камеру, К.
3.	Классификация камер сгорания
и их компоновка в схеме ГТУ
В зависимости от назначения ГТУ, вида топлива, тепловой
схемы применяются различные типы и компоновки камер сгора-
ния. Поэтому невозможно создать унифицированную камеру
сгорания, которая могла бы удовлетворять всему широкому
многообразию требований и параметров рабочего процесса газо-
турбинных установок. К настоящему времени определилось не-
сколько типов камер сгорания, из которых может быть выбран
тот, который удовлетворяет большинству требований, предъяв-
ляемых к камере сгорания со стороны конкретной ГТУ. Эти
типы классифицируют по следующим признакам:
по включению камеры сгорания в схему ГТУ — на основные
и для промежуточного подогрева газов;
по компоновке — на выносные и встроенные.
10
Выносные камеры сгорания размещаются в отдельном силовом
корпусе с одной пламенной трубой параллельно или перпенди-
кулярно продольной оси агрегата, хорошо компонуются с ГТУ,
особенно регенераторного типа. Их удобно обслуживать и ремон-
тировать. Наличие длинных трубопроводов между камерой и
турбиной создает хорошие условия для перемешивания продук-
тов сгорания. Наряду с преимуществами выносные камеры сгора-
ния имеют и существенные недо-
статки: большие размеры и нали-
чие перепускных трубопроводов,
которые увеличивают габаритные
размеры и массу ГТУ (при этом
усложняется компенсация тепло-
вых расширений газовоздухопро-
водов), а также трудности при
испытании и доводке камеры
сгорания.
Встроенные камеры сгорания,
имеющие общий корпус с. ГТУ,
разделяются на индивидуальные
и имеющие раздельный или общий
подвод воздуха и отвод газов для
несвязанных между собой камер
Трубчато-кольцевые камеры
сгорания, имеющие пламенные
трубы в общем корпусе, в котором
они равномерно располагаются
вокруг вала машины между ком-
прессором и турбиной в первой
ступени подогрева и турбинами
высокого и низкого давления во
второй ступени подогрева, пока-
заны на рис. 3, а и 29. В этих
камерах осуществляется общий
подвод воздуха в пространство
корпуса, для равномерного рас-
пределения между пламенными
трубами средние скорости воздуха в полости корпуса принимают
До 15 м/с. Такая скорость воздуха недостаточна для эффективного
охлаждения стенок, поэтому применяются описанные ниже кон-
структивно усложненные пламенные трубы: жалюзийные, перфо-
рированные, с гофрированными проставками и т. д.
Газотурбинные установки с трубчато-кольцевыми камерами
сгорания компактны, не имеют длинных наружных горячих трубо-
проводов, обеспечивают быстрый пуск и прием нагрузки. Реги-
стры, форсунки и пламенные трубы требуют тщательного изго-
товления, что обусловлено необходимостью получения равномер-
ного температурного поля перед турбиной, а также устранения
Рис. 3. Схема трубчато-кольцевой
камеры сгорания (а), секционной (б)
и кольцевой (в);
1 — наружный корпус; 2 — пламенная
труба; 3 — завихритель; 4 — форсунка;
5 — внутренний корпус; 6 — пламя-
перепускной патрубок
И
локальных повышенных температур металла обечаек пламен-
ных труб.
В секционных (блочных) камерах, имеющих пламенные трубы
в отдельных корпусах и общий подвод воздуха (рис. 3, б), сравни-
тельно легко обеспечить хорошее перемешивание топлива с воз-
духом и интенсивное охлаждение стенок пламенной трубы, так
как воздух равйомерно распределяется вокруг последней. Они
проще для доводки и, кроме того, позволяют без разборки всей
ГТУ произвести быструю замену отдельных камер и их элемен-
тов. Но секционные камеры сгорания вызывают увеличение габа-
ритных размеров и массы при той же теплонапряженностй, что
у трубчато-кольцевых и кольцевых камер сгорания. В секционных
камерах сгорания необходимо применять более сложные пламя-
перепускные патрубки с установкой на них специальных компен-
саторов.
Кольцевые камеры сгорания, имеющие единую кольцевую
зону горения (рис. 3, в), получили широкое распространение
в авиационном газотурбиностроении, так как обладают рядом
преимуществ перед секционными и трубчато-кольцевыми. В коль-
цевых камерах сгорания лучше используются общие габаритные
размеры, в том числе и объем зоны горения; имеются хорошие
условия для стабилизации и запуска, так как отсутствуют пламя-
перепускные патрубки. При прочих равных условиях эта камера
наиболее легкая, имеет малые габаритные размеры; удобна для
компоновки в ГТУ.
В стационарном газотурбостроении кольцевые камеры внед-
ряются еще недостаточно вследствие ряда конструктивных за-
труднений, к числу которых относятся: ненадежные прочностные
характеристики при больших диаметрах; камера сгорания из-за
сложности изготовления имеет недостаточную жесткость; возни-
кают трудности в достижении равномерного поля температур
за камерой сгорания (перед турбиной). Эти особенности усугуб-
ляются еще и тем, что при местном перегреве пламенная труба
легко коробится, вследствие чего происходит перераспределение
воздуха и, как следствие этого, изменение температурного поля.
Разверка температурного поля может быть улучшена при при-
менении большого количества форсунок, размещаемых в регистрах
фронтового устройства; в этом случае топливо более равномерно
распределяется в воздушном потоке. К числу недостатков отно-
сится и то, что условия эксперимента на отдельных секторах таких
камер не позволяют полностью переносить данные испытаний
на натурную камеру сгорания. С определенными трудностями
связаны сборка, разборка и осмотр.
Камеры сгорания классифицируются также по роду сжигаемого
топлива-, камера для сжигания газообразного топлива или только
жидкого топлива и комбинированные для совместного сжигания
жидкого и газообразного топлива; по направлению потоков воз-
духа и продуктов сгорания-, прямоточные, в которых направление
12
движения воздуха и газа одинаковы или близки, и противоточ-
ные, в которых направление воздуха и продуктов сгорания про-
тивоположны или близки к ним; по количеству горелок на одной
пламенной трубе', одногорелочные и многогорелочные.
4.	Выбор основных элементов камер сгорания
Пламенные трубы и их охлаждение
При оценке работы высокофорсированных камер сгорания
особое внимание обращается на эффективность охлаждения огра-
ничивающих факел стенок, поскольку стенки пламенной трубы
подвержены действию высокой температуры газа (1500—1800° С).
Это обстоятельство, наряду с высокой оптической плотностью
среды и большими скоростями газа, вызывает интенсивную
теплопередачу к ограничивающим стенкам. Вследствие этого
пламенные трубы могут подвергаться серьезным повреждениям,
снижается их моторесурс. Повреждение оказывает отрицатель-
ное влияние на процесс выгорания топлива и достижение заданного
профиля температуры рабочих газов перед турбиной.
Эксплуатационная надежность камер сгорания зависит не
только от разработки того или иного метода охлаждения пла-
менной трубы. Местные перегревы с последующим короблением
пламенной трубы и при наиболее эффективном способе ее охлаж-
дения могут быть вызваны неудачной конструкцией фронтового
устройства. Тепловая симметрия стенок относительно оси камеры
является необходимым требованием к температурному режиму
металла. Одинаковая температура в поперечном сечении дости-
гается организацией симметричного факела пламени, исключаю-
щей касание его о стенку, и равномерным подводом воздуха
в систему охлаждения. Продольная равномерность температуры
обеспечивается соответствием между локальным коэффициентом
теплоотдачи с наружной стороны и тепловосприятием элементов
стенки пламенной трубы.
На рис. 4 приведено семь конструктивных схем охлаждения
пламенных труб, первые шесть из которых подвергались иссле-
дованиям на огневых стендах ЦКТИ и промышленных установках.
Для интенсификации отвода теплоты в зависимости от кон-
кретных условий применены различные конструктивные услож-
нения. При выборе того или иного метода охлаждения следует
учитывать, что теплообмен факела пламени со стенками тесно
связан с протеканием процесса горения и представляет собой
сложное явление, на которое влияют, в частности, геометрические
размеры, температурный уровень, аэродинамические условия,
создаваемые типом примененного воздухонаправляющего устрой-
ства и т. д. Так, например, конвективный тепловой поток с вну-
тренней стороны пламенной трубы 9К. вн = «х (Дст — Т6) может
ыть направлен от стенки пламенной трубы или к ней в зависи-
мости от температуры пограничного слоя Т6.
13
При применении регистров с большим углом установки лопа-
ток и высокими скоростями выхода воздуха из них в головной
части пламенной трубы образуется мощная струя охлаждающего
воздуха. В этом случае становится возможным конвективный
отвод теплоты от стенки пламенной трубы. Когда температура
пограничного слоя больше температуры стенки, конвективный
тепловой поток направлен от горячих газов к стенке.
Для уменьшения температуры газов пристеночного слоя и
коэффициента теплоотдачи создают воздушную завесу при малых
скоростях движения потока вдоль стенки. Охлаждение стенок
пламенной трубы конвекцией с наружной стороны qK н =
= а2ср (Тст — Тв) осуществляется за счет организации обтекания
ее вторичным воздухом. Однако чрезмерное повышение скорости
вторичного воздуха приводит к увеличению гидравлических со-
противлений. В этом случае осуществляют интенсификацию тепло-
обмена за счет отсоса пограничного слоя через прорези, срыва
пограничного слоя поперечными ребрами, заменой продольного
обтекания пламенной трубы струйным обдувом внутренней стенки,
применением гофрированных вставок и т. д.
Рассмотрим характерные типы пламенных труб. Наиболее
простым и часто применяемым, особенно в первый период освое-
ния ГТУ, является тип пламенной трубы в виде связанных ци-
линдрических обечаек, в стыках которых размещены отверстия
(рис. 4, а). Такая пламенная труба охлаждается потоком воздуха
с достаточно высокой скоростью (50—60 м/с), проходящим в коль-
Рис. 4. Методы охлажде
цевом пространстве между ней и корпусом. Часть воздуха отса-
сывается отверстиями в зигах, создавая воздушную завесу с вну-
тренней стороны. Расстояние между зигами (0,Зч-0,4) Дпл, диа-
метр отверстий 3—6 мм, количество воздуха, поступающего через
отверстия в огневой объем пламенной трубы, 30—35%. Для сни-
жения гидравлических потерь осуществляют отвод воздуха внутрь
пламенной трубы, в частности, путем установки направляющих
®я пламенных труб
15
козырьков (это особенно целесообразно с внутренней стороны
головки пламенной трубы).
С увеличением размера (диаметра) камеры сгорания возра-
стает радиационный поток факела пламени на стенку; вследствие
этого и из-за технологических трудностей пламенные трубы диа-
метром свыше 350 мм выполняются из отдельных обечаек, имеющих
слабо коническую форму с углом конусности 4—5°. В сочлене-
нии обечаек размещены кольцевые щели, площадь которых выби-
рается из условий эффективного охлаждения.
Сборка отдельных обечаек и фиксация кольцевых щелей
может быть выполнена различно: сочлененные обечайки могут
несколько -перекрывать друг друга или образовывать кольце-
вую щель по всей ее длине. В любых случаях применение обечаек
с гладкими стенками приводит к большому температурному гра-
диенту по длине. Если в начальных участках температура металла
близка к температуре охлаждающего воздуха, то в конце обе-
чайки температура возрастает на 300—400° С и более. Темпера-
туру стенки пламенной трубы можно понизить, увеличивая по-
верхность охлаждения и одновременно интенсифицируя тепло-
обмен путем установки в кольцевых щелях обечаек гофрирован-
ных вставок, которые, кроме того, обеспечивают заданный зазор
кольцевой щели, что благоприятно сказывается на равномерности
распределения температур по периметру.
На рис. 4, б показана пламенная труба камеры сгорания
для ГТУ мощностью 100 МВт. Отдельные обечайки пламенной
трубы, вставленные одна в другую на глубину 50 мм, соеди-
нены между собой гофрированной лентой при помощи контактной
электросварки; тепловые расширения обечаек в радиальном и
осевом направлениях не ограничены.
Увеличение начальной температуры рабочего тела перед газо-
вой турбиной является одним из путей к существенному повыше-
нию к. п. д. установки. В эксплуатации находятся ГТУ с началь-
ной температурой 800—850° С, опытную проверку проходит ГТУ
с начальной температурой 1200° С, и проектируется ГТУ до 1500° С.
При увеличении начальной температуры резко уменьшается
общий коэффициент избытка воздуха (до аобщ = 2,5—=—3,0) и,
следовательно, при ограниченном количестве воздуха на охлаж-
дение металла пламенных труб необходимы иные конструктив-
ные решения, обеспечивающие интенсификацию конвективного
теплообмена и наиболее- целесообразное распределение воздуха
по трактам камеры сгорания.
Установлено [32], что в кольцевом канале прямоточной камеры
температура охлаждающего воздуха повышается на 50—70° С,
в то время как пристенный (пограничный) слой вдоль пламенной
трубы нагревается до 200—250° С. Воздействием на пограничный
слой охлаждающего воздуха можно значительно интенсифици-
ровать теплообмен. Достаточно просто эта задача решается путем
применения прорезей и поперечных ребер. На рис. 4, в приведена
16
конструктивная схема камеры сгорания, на пламенной трубе
которой размещены и прорези, и ребра.
В пламенной трубе с цилиндрической стенкой, имеющей
поперечные прорези, охлаждающий воздух поступает в пристен-
ную область через систему узких (шириной 1,5—3 мм) прорезей,
расположенных на пламенной трубе ц шахматном порядке. Такая
конструкция обеспечивает воздушную завесу с внутренней сто-
роны и отсос пограничного, более нагретого слоя воздуха с на-
ружной стороны. Так как максимум лучистого теплового потока
расположен в головной части камеры, в начальных участках
пламенной трубы прорези располагаются более часто. Шаг между
прорезями обычно равен 100—150 мм. Уменьшение шага между
ними улучшает охлаждение, однако размеры прорезей не должны
быть слишком узкими. Щели уже 1,0—1,5 мм трудно выполнить,
кроме того, они могут забиваться и закрываться при неравно-
мерном нагреве, что вызовет выход пламенной трубы из строя.
Расход воздуха при таком охлаждении составляет 30%, а ско-
рость воздуха в кольцевом канале достигает 40—50 м/с. Расчет
температуры стенки производится соответственно п. 3, гл. V,
причем коэффициент теплоотдачи учитывает охлаждение стенки
за счет воздушной завесы.
В пламенной трубе интенсификация теплообмена в кольце-
вом канале может быть достигнута устройством системы попереч-
ных ребер, опоясывающих наружную сторону пламенной
трубы [62].
Наиболее эффективная геометрическая форма ребер треуголь-
ная или четырехугольная высотой 3—5 мм с шагом 50—70 мм.
В местах максимального теплового потока (на начальных участ-
ках камеры или на концах обечаек) поперечные ребра распо-
лагаются более часто. Такое устройство разрушает пристеночный
тепловой пограничный слой и существенно увеличивает коэф-
фициент теплоотдачи. Ребра должны быть надрезаны для обеспе-
чения расширения.
Разрушение пограничного слоя и его отсос обеспечивают как
снижение температуры стенки, так и равномерность температуры
стенок по периметру и длине. Основными преимуществами таких
прямоточных камер сгорания являются возможность получения
минимального сопротивления при вполне удовлетворительных
показателях по выгоранию топлива и теплообмену, а также
простая технология изготовления пламенной трубы, состоящей
из цельной цилиндрической обечайки с прорезями (отверстиями
или щелями) и поперечными ребрами. Сжигание жидкого и газо-
образного топлива в камерах сгорания с описанными методами
охлаждения (рис. 4, в) при применении регистровой горелки
с паромеханической форсункой обеспечивает хорошие показа-
тели рабочего процесса: к. п. д. 99,5—99,8%, температура ме-
талла пламенной трубы (при температуре воздуха на входе 540° С)
равна примерно 780° С, общее сопротивление камеры сгорания
17
2,0% при средней скорости воздуха по трактам 50 м/с. Тепло-
напряжение сечения 6 • 10е ккал/[(м2-ч)(кгс/см2) 1 при Тог/ОПд
2,0.
Примененный метод охлаждения эффективен только для пла-
менных труб диаметром примерно до 800 мм. При больших диаме-
трах пламенных труб усложняется как система охлаждения, так
и вся конструкция камеры сгорания.
Идея разрушения и отсоса пристеночного пограничного слоя,
а также создания воздушной завесы стенки с огневой стороны
получила дальнейшее развитие в конструкции двухстенной пер-
форированной пламенной трубы, впервые предложенной и иссле-
дованной на модели в КПП. Конструктивная разработка камер
сгорания с этим методом охлаждения выполнена в ЦКТИ, на
Л М3 и ХТГЗ.
В двухстенной пламенной трубе (рис. 4, г), разработанной
в ЦКТИ и выполненной из корытообразных секций, охлаждающий
воздух, поступающий через отверстия в наружной обечайке,
струями обдувает внутреннюю обечайку, а затем создает равно-
мерную воздушную завесу по периметру пламенной трубы с ог-
невой стороны. Расход воздуха дозируется отверстиями наруж-
ной стенки, вследствие чего'здесь срабатывается большая часть
перепада давления. Для этого суммарное проходное сечение от-
верстий.на внутренней стенке должно быть выше, чем на наруж-
ной, и их отношение составляет SA/S/вН = 0,3-ь0,5. Диаметр
отверстий обычно выбирается от 3 до 4 мм, а расстояние между
стенками (обечайками) от 2,5 до 4 калибров отверстий наружной
стенки. Высокие показатели по охлаждению, а также выгоранию
топлива и надежности получены в разработанной ЦКТИ и ХТГЗ
пятигорелочной камере сгорания с корытообразными перфори-
рованными секциями с широким диапазоном регулирования для
парогазовой установки 200 МВт (рис. 5). Камера предназначена
для обеспечения постоянства температуры газового потока перед
газовой турбиной при переменных режимах ПГУ. Для выдержи-
вания необходимого уровня скоростей тракт охлаждения камеры
разделен на две зоны — первичную и вторичную. Наиболее на-
пряженная головная часть охлаждается воздухом, поступающим
из компрессора, а остальная часть (включая и смеситель) — ухо-
дящими газами от высоконапорного парогенератора.
Как в парогазовом, так и в газотурбинном режиме рабочий
процесс в камере сгорания протекает вполне удовлетворительно:
к. п. д. сгорания 99,8% при UF = 9-10е ккал/1(м2-ч)(кгс/см2) ],
максимальная температура металла пламенной трубы не пре-
вышает 750° С. Положительный опыт эксплуатации перфориро-
ванных с корытообразными секциями пламенных труб может
быть перенесен в трубчато-кольиевые камеры сгорания типа
ГТ-100-750М (см. рис. I приложения) и др.
В камере сгорания конструкции ДМ3 [48] с перфорированной
пламенной трубой применена внутренняя гофрировка (рис. 4, д).
18
При сохранении высокого эффективного струйного обдува и
заградительной пелены вдоль внутренней (огневой) поверхности
гофрировки пламенная труба обладает преимуществами, так
как наружная обечайка, являющаяся силовым корпусом, имеет
низкую температуру и может быть выполнена из менее жаро-
стойких материалов, а внутренняя гофрированная стенка,
Рис. 5. Камера сгорания с широким диапазо-
ном регулирования для ПГУ-200
которая крепится к наружной цилиндрической поверхности спе-
циальными скобами, хорошо компенсирует температурные рас-
ширения.
Недостатки этой конструкции — частичное гашение крутки
и увеличение пути выгорания топлива. От указанного недостатка
свободна разработанная в ЦКТИ конструкция пламенной трубы,
У которой наружная стенка гофрированная, а внутренняя —
гладкая. При такой компоновке легко обеспечивается компенса-
ция термических расширений наружной и внутренней стенок.
Пламенные трубы в виде турбулизирующей решетки «терка»
применяются в зарубежной практике газотурбостроения глав-
ным образом из-за простой технологии изготовления и небольшой
19
стабильности. На рис. 4, е показана перфорированная пламен-
ная труба с отверстиями треугольного типа с отогнутыми зубьями
шагом 15 мм, через которые проходит воздух. Проходя через
отверстия, воздух срывается с острых кромок зубьев, образуя
с внутренней стороны прямоточный поток повышенной турбу-
лентности. Чтобы создать нужную начальную турбулизацию
потока, скорость воздуха выбирается от 20 до 40 м/с в зависи-
мости от начальной температуры. Изготовляется терка штамповкой
или «выдавливанием».
В отечественном газотурбостроении эти пламенные трубы
находятся в стадии освоения. Проведенные в ЦКТИ [75] на огне-
вом стенде испытания подтвердили положительные качества пла-
менных труб типа «терка».
Иной принцип охлаждения заложен в камерах сгорания кон-
струкции Невского машиностроительного завода, которые при-
меняются в ГТУ На газоперекачивающих станциях [13, 40, 64].
В них (рис. 4, ж) охлаждение стенок осуществляется закручен-
ным потоком воздуха, выходящего из кольцевого регистра, уста-
. новленного за переходным конусом фронтового устройства на
относительном расстоянии (0,09—0,15 общей длины огневой зоны).
Первичный воздух поровну разделяется на малые регистры
и большой кольцевой регистр, создающий пристенную струю
охлаждающего воздуха для оттеснения факела пламени от стенок.
Направление крутки большого регистра противоположно та-
ковому регистров основных горелок.
Теплонапряжение камер сгорания по сечению UF — 8 X
X 10е ккал/ [(м2-ч)'(кгс/см2) ], гидравлическое сопротивление 2,3—
2,7%, температура стенки не превышает температуру газов за
камерой сгорания. В этих камерах применен вихревой смеситель.
В зависимости от конкретных особенностей компоновки
в схеме ГТУ в конструкцию камеры сгорания закладывают опре-
деленные методы охлаждения, которые, принимая во внимание
тенденцию к увеличению начальной температуры газа и мощ-
ности ГТУ, естественно, должны конструктивно изменяться.
Наибольшее применение в газотурбостроении могут найти камеры
сгорания с пленочным охлаждением различного типа.
Сравнительная характеристика эффективности охлаждения
рассмотренных методов по опытам ЦКТИ при сжигании жидкого
топлива и одинаковых режимных параметрах приведена на рис. 6.
На графике приведены опытные зависимости безразмерной
температуры стенки (Тг — Тст)/(ТГ — Тв) от параметра
(Сохл/Кхл)/(Сг//7пл)' В этих выражениях: Тт, Тст и Тв —тем-
пература уходящих газов, стенки пламенной трубы и охлаждаю-
щего воздуха; бохл и Кохл — расход воздуха, охлаждающего
поверхность пламенной трубы, и ее площадь; Gr и Кпл — расход
газов через поперечное сечение пламенной трубы и его площадь.
Из приведенных кривых видно, что наименьшая эффектив-
ность охлаждения у пламенных труб, состоящих из гладких
20
обечаек с кольцевыми щелями, и у простой цилиндрической стенки.
Лучший эффект охлаждения дают конструкции с перфорирован-
ными стенками и пламенные трубы, у которых в качестве интен-
сификаторов охлаждения применены гофрированные вставки и
поперечные ребра.
При конструировании и отработке камер сгорания следует
учитывать влияние на величину температуры металла режимных
параметров: коэффициента избытка воздуха, давления, темпера-
туры воздуха, вида сжигаемого топлива и степени форсирова-
ния. Влияние этих факторов связывается с условиями теплооб-
мена с внутренней и наруж-
ной стороны стенки. При
уменьшении коэффициента
избытка воздуха, отнесенного
к общему расходу воздуха и
топлива, температура металла
растет. Это происходит за счет
резкого увеличения теплового
потока от факела пламени
к стенке. Исследования пока-
зывают, что температура ме-
талла повышается и в том
случае, когда параллельно
с уменьшением коэффициента
избытка первичного воздуха
интенсифицируют конвектив-
ный теплообмен за счет уве-
личения расхода вторичного
воздуха в кольцевом канале
при сохранении неизменной
температуры газа за камероЁ
деления воздуха на первичный и вторичный можно добиться
существенного изменения температуры стенки.
При отработке камер сгорания в стендовых условиях, когда
по тем или другим причинам не может быть выдержана расчет-
ная температура воздуха, необходимо знать способ перевода
измеренных tCT в действительные условия. Исследованиями уста-
новлено, что разность (/ст — /в) практически не изменяется,
когда неизменны коэффициент избытка воздуха и форсирование
камеры сгорания.
Температура стенки в значительной степени определяется
сортом сжигаемого топлива и его пирогенетическими свойствами.
Использование жидкого топлива (особенно тяжелых сортов)
вместо природного газа связано с более жесткими требованиями
к системе охлаждения. Так, переход на работу с газотурбинным
топливом вместо солярового масла приводит к увеличению мак-
симальной температуры стенки на 50—70° С. При переходе к еще
более тяжелым сортам топлива этот скачок увеличивается,
Рис. 6. Сравнительная характеристика
эффективности охлаждения некоторых
конструкций пламенных труб при сжи-
гании жидкого топлива:
1 — с гофрированными вставками (рис. 4, б);
2'— с поперечными ребрами; 3 — с кольце-
выми прорезями; 4 — гладкие обечайки с
кольцевыми щелями; 5 — простая цилиндри-
ческая стенка
. Следовательно, путем перераспре-
21
поскольку излучательная способность пламени зависит от отно-
шения углерода к водороду (С/Н) в сжигаемом топливе: большее
значение С/Н приводит к росту степени черноты факела пламени.
Особый интерес имеет влияние давления на температуру ме-
талла, когда на модели не может быть выдержано рабочее давле-
ние. Специальные исследования камер сгорания, работающих
на жидком топливе, проведенные в ЦКТИ, показывают, что
в диапазоне изменения давления от атмосферного до 4 кгс/см2
темп роста степени черноты факела пламени перекрывает темп
роста конвективного.коэффициента теплоотдачи, вследствие чего
температура стенки возрастает, и наиболее значительно, как
известно, в головной части камеры. Резкого повышения /ст при
возрастании давления до 10 кгс/см2, до которого проводились
наши исследования, не наблюдалось. По опытам проф. Такеши
Кунитомо [87], который изучал излучение светящегося пламени
при давлении до 20 кгс/см2, установил, что после давления 10—
12 кгс/см2 происходит незначительное увеличение степени чер-
ноты факела пламени, о чем будет подробно изложено в гл. V.
Наряду с отмеченными факторами, определяющими тепло-
передачу с внутренней стороны пламенной трубы, температура
стенки зависит еще от конструкции горелочных устройств и
условий их работы. Все мероприятия, которые обеспечивают
тщательное перемешивание топлива с воздухом и равномерное
распределение температуры в зоне горения, благоприятно ска-
зываются на уровне температуры стенки. Укрупнение дисперс-
ности распыливаемого топлива сопровождается весьма неравно-
мерным полем местных коэффициентов избытка воздуха. Это
обстоятельство вызывает появление в объеме факела отдельных
пиков температуры и повышенную концентрацию сажистых
частиц.
Рассмотренное выше влияние режимных и конструктивных
параметров на температуру металла пламенной трубы отражено
в методике расчета теплообмена (гл. V).
Регистры и их конструктивные характеристики
Экспериментально доказано, что длина факела пламени и
полнота сгорания зависят от распределения и качества смешения
топлива и воздуха в начальном сечении факела и определяются
они, главным образом, выбором фронтового устройства с опре-
деленными соотношениями входящих в него элементов: регистра
(завихрителя воздуха) газораздающих насадков, характеристик
работы форсунки, переходного конуса пламенной трубы, а также
параметров воздуха и характеристик топлива па входе в камеру
сгорания.
Для получения конкретных данных, характеризующих совер-
шенную конструкцию горелочных устройств в ЦКТИ, 3. А. Ше-
балова исследовала основные типы регистров (завихрителей)
и их влияние на аэродинамические характеристики в зоне горения.
22
В газотурбостроении преимущественное применение нашли
регистры, в которых закрутка воздушного потока производится
по закону ал = const, иными словами, угол установки лопаток
сохраняется постоянным по длине лопатки.
В зависимости от вида поверхности и угла раскрытия, конусов,
по которым располагаются выходные кромки лопаток, различают
плоские (рис. 7, а) и плоскоконические (рис. 7, б) регистры.
Входные и выходные кромки лопаток плоских регистров рас-
полагаются в плоскостях, перпендикулярных оси. Угол раскры-
тия внутреннего конуса 20 = 180°. Применение плоских регистров
в газотурбостроении ограничивается затруднениями в согласо-
вании топливного факела с воздушным потоком, выходящим из
регистра.
В плоскоконических регистрах (рис. 7, б) кромки лопаток
располагаются на плоской поверхности, а выходные кромки —
на конической поверхности, угол раскрытия которой меняется
в пределах 180° > 20' > 150°. Плоскоконические регистры в со-
четании с пережимом получили широкое применение в камерах
сгорания ГТУ и ПГУ.
Регистры, в которых входные и выходные кромки находятся
на конических поверхностях, в зависимости от угла раскрытия
внутреннего конуса делятся на полуконические (рис. 7, в) с уг-
лом 20 > 150°, конические (рис. 7, а) с углом 20 < 150° и ци-
линдрические (рис. 7, д); в двух последних входные и выходные
кромки являются образующими коаксиальных цилиндров.
Регистры могут быть выполнены с прямыми и профилирован-
ными лопатками. В последнем случае на лопатках имеются пря-
мые участки со стороны входа и выхода воздуха. Угол установки
лопаток ал выбирается в зависимости от гидравлического сопро-
тивления и оптимальных условий смесеобразования топлива
и воздуха.
Для соблюдения закона крутки ал = const в регистрах с ра-
диальным расположением лопаток необходимо выполнить соот-
ношения:
для плоских и плоскоконических регистров
^Вт/Д ' ^*Вт/Др»
для конических регистров
R2/R1 = г2/гх = ctg 0/ctg 0'.
Отношение диаметров втулки и регистра не должно превы-
шать dBTIDp = 0,4 0,45. Увеличение втулочного отношения
вызывает рост зоны обратных токов в сечениях, примыкающих
к втулке.
При сжигании жидкого топлива втулки большого размера
следует обдувать струями воздуха, чтобы предотвратить отло-
жение кокса. Наиболее выгодными соотношениями являются те,
23
которые не превышают 0,4 или близки к нему. В определенных
пределах должно находиться и отношение диаметра регистра
к диаметру пламенной трубы £>р/£)пл. При отступлении от опти-
мума 0,5, определенного экспериментом, условия перемешивания
Рис. 7. Конструктивные осо-
бенности завихрителей воздуха
ухудшаются, в результате затягивается выгорание топлива в фа-
келе и к. п. д. горения снижается. Так, например, увеличение
свыше 0,5 приводит к быстрому выравниванию полей
скоростей по сечению и длине пламенной трубы, вследствие чего
искусственная турбулентность, созданная завихрителем, быстро
гасится.
Регистровые горелочные устройства
Газомазутное горелочное устройство (регистр, газораздающий
насадок, форсунка) предназначено для получения топливовоздуш-
ной смеси и обеспечения эффективного и устойчивого горения
в широком диапазоне режимных параметров.
В газотурбинных установках горелки обычно классифици-
руют по принципу смешения: горелки предварительного смеше-
ния — кинетического типа; горелки с раздельной подачей воздуха
и топлива — диффузионного типа (рис. 8, а — подача газа через
отверстие, б — через щель) и горелки с частичным смешением —
диффузионно-кинетического типа (рис. 8, в).
24
По способу подвода воздуха они делятся на регистровые
(с закруткой воздуха) и прямоструйные — струйно-стабилиза-
торные горелки (рис. 8, а).
Горелки кинетического типа обеспечивают смешение газового
топлива с воздухом внутри самой горелки и выдают готовую
смесь в зону горения. Процесс горения характеризуется корот-
ким голубым факелом пламени. Горелки этого типа имеют узкий
диапазон устойчивой работы. При увеличении скорости потока
Рис. 8. Конструктивные характеристики газовых горелок
происходит срыв факела, а при уменьшении — проскок пламени
в горелку. По указанным причинам они так же, как и горелки
с частично предварительным смешением, не нашли широкого
распространения в камерах сгорания ГТУ.
В горелках диффузионного типа осуществлена раздельная
подача топлива и воздуха в зону горения, смешение в зоне горе-
ния происходит за счет турбулентной диффузии. Следовательно,
интенсивность процесса горения в этом случае определяется
диффузионными характеристиками Потока. Для увеличения пол-
ноты выгорания топлива струи топлива дробят, обеспечивая
соответствующую их дальнобойность. При уменьшении диаметра
газовыпускных отверстий повышают скорость газа. Однако по-
следняя выбирается на основании опытных данных и обычно
находится в пределах 90—120 м/с (при номинальной нагрузке).
Скорость воздуха на выходе из регистра в зависимости от допусти-
мой потери давления колеблется в пределах 40—60 м/с.
25
Горелки с различными типами регистров были подвергнуты
испытаниям на огневых стендовых и промышленных установках;
результаты испытаний приведены на рис. 9.
При построении кривых использованы опытные данные, полу-
ченные ЦКТИ на различных камерах сгорания в диапазоне пара-
метров UF = (5,5 4-6,5) 10е ккал/[(м2-ч) (кгс/см2) ], ар = 1,2 4-
4-1,4, tB = 200 4-350° С, ре = 1,5 4-20 кгс/см2 и &р/р = 1,34-
4-2,0%. В головных участках кривые выгорания имеют различ-
ный характер протекания химического недожога.
Рис. 9. Кривые выгорания, полу-
ченные при испытании семи камер
сгорания с различными типами ре-
гистров: а— плоско конические ре-
гистры, топливо соляр, газотурбин-
ное, мазут М-20 и М-40; б — кони-
в — плоскокониче-
ческие и полуконические регистры, топливо то же;
ские регистры, топливо газообразное
Так, например, на относительной длине Тог/£)пл 0,8 при
использовании конических и полуконических регистров при сжи-
гании жидких топлив верхний предел q3 = 12%, с плоскокониче-
скими регистрами q3 = 20%. На этой же относительной длине при
сжигании газообразного топлива в горелке с плоскоконическим
регистром </з — 40%.
Вместе с тем, сопоставление кривых показывает, что выго-
рание во всех приведенных случаях завершается (до 98—
99,5%) на относительной длине пламенной трубы Тог/£)пл
1,74-2,0.
Расчет регистровой диффузионной газовой горелки с централь-
ной раздачей газа [83]. Целью расчета является определение
диаметра и числа отверстий (или ширины щели) для выхода газа
в огневое пространство, удовлетворяющих условию обеспечения
оптимального перемешивания топлива с воздухом. Эксперимен-
тально установлено, что газовая струя должна проникать в воз-
душный поток на определенную величину, при этом для различ-
ных по геометрии газовых струй эта величина имеет разное зна-
чение. Так, для круглых струй лучшие результаты по выгоранию
получены при глубине проникновения, равной 0,12 ширины сно-
сящего потока, а для плоских струй — 0,25.
26
Для регистровых горелок ширина сносящей струи (воздушного
потока) равна длине межлопаточного канала:
Лл = (£>р —- dBT)/2 sin 0.	(1.9)
В основу расчета положено уравнение глубины дальнобойности
струй в поперечном свободном потоке, приведенное в моногра-
фии [27 ].
Для круглой струи глубина проникновения струй
h = k& sin PCTd3 (uyr/tiyB) (рг/рв)0,5•	(I. Ю)
Здесь ks — опытный коэффициент, зависящий от расположе-
ния газовых отверстий; для отверстий с соотношением s/d, рав-
ным 16; 8 и 4, ks равен 2,2; 1,7 и 1,6 (s — шаг между отверстиями);
d3 — эквивалентный диаметр отверстия; wB> рв и шг, рг —• ско-
рость и плотность воздуха на выходе из регистра и газа на выходе
из отверстий; [5СТ — угол наклона струи воздуха и газа,
Рст= 180 — v —ргр,
где v — угол выхода потока из регистра; |Згр — угол между осью
пламенной трубы и осями отверстий.
Для плоской струи
h = kr8 (wrM) (рг/рв)0’5,	(I -11)
где kr — опытный коэффициент, kr = 12 при (Зст = 90° и kr = 11
при рст, равном 60, 120°; 6 — ширина щели, м.
Опытными данными при исследовании камер сгорания ГТУ
установлены следующие оптимальные соотношения скоростей
газа и воздуха на выходе из горелки: wr/wB — 1,8 — для отвер-
стий и wr/wB = 2,2 — для щелей. С учетом оптимальных h/Ln =
= 0,12 для горелок с отверстиями и h!Ln — 0,25 с щелью из
уравнения (1.10) определяется диаметр отверстия или ширина
щели:
для круглой струи
d = ,°’12Лл 1/-^--^- = 0,063.......£лр—1/-^;	(1.12)
3 ks S1H рст Г Рг Шг	ks Sin Рст Г Рг V
для плоской струи ее ширина из уравнения (1.11)
6 = (0,113ТЛ/^Г) (рв/рг)0’5.	(1.13)
Количество круглых отверстий
/г = Вг/(2820и1гс1эрг);	(1-14)
средний диаметр раздающей кольцевой щели для сплош-
ной струи
drp = Вг/ (11 ЗОО&УгФг)!	(1-15)
27
для прерывистой струи
drP 11 300йУгбрг "зДГ ’	16)
где Вг — расход газа на одну горелку, кг/ч; / длина проме-
жутков, перекрывающих щель, м.
Сопротивление горелки по газовой стороне при принятой
Скорости
Ар == (®?pr)/(2gp),
где р — коэффициент расхода (для отверстий р = 0,9, для щели
р = 0,75).
Расход газа на дежурную горелку принимается 3—5%. Устой-
чивость дежурного факела пламени достигается в том случае,
когда скорость выхода газа ориентировочно принимается напо-
ловину меньше скорости выхода газа из основной горелки.
Безрегистровые горелки (струйно-стабилизаторные горелоч-
ные устройства). Основными деталями этого горелочного устрой-
ства, разработанного в КПИ, являются (рис. 8, г) струйная
топливная форсунка и фронтовое стабилизирующее устройство,
выполненное из уголковых стабилизаторов, приваренных к бан-
дажам. Стабилизаторы расположены по радиусам и наклонены
к продольной оси горелки под углом 45—60°, так что вся система
стабилизаторов имеет вид полого конического шатра при вершине
до 120°. Топливоподающее устройство имеет вид конического
грибка с газораздаточными отверстиями. Топливные струи из
отверстий грибка направляются вдоль уголковых стабили-
заторов.
Воздух в зону горения поступает через радиальные щели
между уголками, при обтекании которых образуются рециркуля-
ционные зоны с высокой турбулентностью. Топливная струя,
поступающая вдоль тыльной стороны стабилизатора, перемеши-
вается с воздухом и образует короткий малоизлучающий-факел.
Общая зона горения представляет совокупность большого коли-
чества радиальных факелов, разделенных воздушными прослой-
ками; увеличивающаяся благодаря этому суммарная поверхность
фронта пламени способствует значительному сокращению длины
факела вдоль горелки.
В отличие от регистровых горелок величина избытка первич-
ного воздуха принимается повышенной, порядка 1,5—2,5. Расход
первичного воздуха и газа, их скорости и проходные площади
определяются также, как и для регистровых горелок.
Основной задачей расчета является определение размеров
стабилизаторов, их количества и диаметра газовыпускных отвер-
стий, обеспечивающих на номинальном режиме работы камеры
условие равенства длины элементарных газовых струй и угол-
кового стабилизатора:
/ф = ZCT.
28
Длина стабилизатора
/ст = (D - d)/[2 sin (0/2)],	(1.17)
где D и d — наружный и внутренний диаметры горелки, м; (5 —
угол при вершине горелки, ...°.
Диаметр газораздающих отверстий dr определяется по эмпи-
рической формуле:
-^-= 185c°;75-e£^Fr°>27+10,	(1.18)
/г	Рв^в
где Fr = к’г /(gdr) — критерий Фруда; 5СТ — средняя ширина
стабилизатора, м, 5СТ = [л (£) + d)/2z] — Scp; z — число ста-
билизаторов; Scp — средняя ширина щели, м, Scp = Fnep/(z/CT);
Fnep — площадь проходного сечения первичного воздуха, м2.
Уравнение (1.18) содержит три неизвестные величины Д.,
wr и г, поэтому для его решения вводятся еще два уравнения:
w? = Нотв/(2Арг/Рг)0’5;	(I-19)
dr = [Gr/(0,785airpl-2)]°’5,	(1.20)
где Ротв — коэффициент расхода отверстий, uOTR 0,6; Арг—
располагаемый перепад давления газообразного топлива, кг/м2,
(Ар/р) < 0,1; Gr —расход газообразного топлива, кг/с.
Совместное решение уравнений (1.18)—(1.20) позволяет опре-
делить диаметр газовыпускных отверстий, скорость газа на выходе
и число отверстий (или стабилизаторов).
Форсунки для распиливания жидкого топлива
« з z f
Рис. 10. Центробежная механиче-
ская форсунка:
1 — завихритель с соплом; 2 — рас-
пределитель; 3 — гайка накидная; 4 —
корпус; 5 — прокладка
Дробление жидкости на капли осуществляется форсунками,
которые по принципу действия можно разделить на форсунки меха-
нического центробежного распыли-
вания (одно- и двухступенчатого),
пневмомеханического (парового и
воздушного) и пневматического.
Центробежные механические
форсунки (рис. 10). Они обеспе-
чивают высокое качество распы-
ливания в диапазоне производи-
тельности 20—100% (двухступен-
чатые форсунки), отличаются ком-
пактностью и малыми затратами
энергии на распыливание, хоро-
шим взаимодействием и переме-
шиванием топливного факела
с воздухом, подаваемым через воздухонаправляющие аппараты.
Жидкость в центробежных форсунках подается в камеру закру-
чивания по тангенциальным каналам, ось которых смещена от-
носительно оси сопла. В камере закручивания жидкость приходит
29
в интенсивное вращательное движение, приобретая момент коли-
чества движения относительно оси сопла, и затем поступает
в сопло (49].
При выходе из сопла форсунки жидкие частицы, на которые
перестали воздействовать центростремительные силы, разлетаются
по прямолинейным траекториям, образуя факел с постепенно
утоняющейся круговой пленкой, ограниченной линейчатой по-
верхностью,— рис. 11.
Теория центробежной форсунки для идеальной жидкости при
отсутствии сил трения и потерь на перемешивание впервые была
Рис. 11. Траектории движения капель распыленного топлива
изложена в работе Г. Н. Абрамовича [2], в которой подробно
исследован механизм движения жидкости в камере закручивания
и предложены формулы для вычисления коэффициента расхода
и угла раскрытия топливного факела. Разработанный метод гид-
равлического расчета центробежной форсунки является простым
и в пределах принятых допущений теоретически строгим. При
использовании его на практике он требует внесения поправок
для учета влияния трения и ряда конструктивных факторов.
Вопросы дисперсности распиливания в работе не рассматривались.
Проведенные в ЦКТИ исследования центробежных механиче-
ских форсунок [32, 45, 46] позволили разработать совмещенный
гидравлический и дисперсионный расчет, в котором предложен
новый метод оценки дисперсности распыливания по максималь-
ному диаметру капли, что более полно отражает влияние распы-
ливания на конечные характеристики процесса горения.
Режим истечения, показатели и качество распыливания (дис-
персность, угол распыливания) зависят от давления жидкости
перед форсункой и ее геометрических размеров: диаметра сопла dc,
диаметра камеры завихрения D, площади тангенциальных
каналов f и их количества п, а также от параметров, определяю-
щих гидродинамику потока в механических форсунках dc/D
и nf/D2. Кроме того, режим истечения зависит от физических
характеристик жидкости.
30
			
			
			
			
0,025 0,05 0,075 0,1 nf/D2
Рис. 12. Зависимость коэф-
фициента т от параметра
«//О2
В камере завихрения механической форсунки при течении
реальной жидкости изменение тангенциальной скорости по ра-
диусу камеры г подчиняется уравнению:
w^r"1 = idem.
Коэффициент т характеризует отклонение поля скоростей
реальной жидкости от распределения скоростей при течении иде-
альной жидкости. В зависимости от геометрических параметров
завихрителя и физических характеристик жидкости коэффи-
циент т может принимать различные значения. Малые его зна-
чения указывают на наличие значительных потерь в камере за-
вихрения. При более высоких значе-
ниях т потери давления уменьшаются,
тангенциальные скорости на выходе
из сопла форсунки повышаются и в соот-
ветствии с этим получаются наибольший
угол раскрытия факела и более высокая
дисперсность распыливания жидкости.
Опытным путем установлено, что при
увеличении параметров dc/D и nf/D2
коэффициент т увеличивается. При
djD — 0,25 и nf/D2 = 0,1 т = 0,75-4-0,80, при дальнейшем уве-
личении этих параметров т остается постоянным и равным 0,8
(рис. 12) [32]. Следовательно, для форсунок целесообразно выби-
рать dcD > 0,25, nflD2 >0,1.
Для форсунок малой и средней производительности прини-
мается dc/D « 0,3-4-0,6, а для форсунок производительностью
более 1500—2000 кг/ч эта величина может быть увеличена, однако
должно быть соблюдено условие:
D > dc -ф- Ь,
где b — ширина тангенциального канала.
Несоблюдение неравенства ведет к неравномерности распре-
деления жидкости по окружности распыленного факела.
Полный диаметр камеры завихрения (диаметр расточки) будет
больше D на величину ширины тангенциального канала с некото-
рым припуском, примерно (0,5-4-0,10) Ь.
Если основным требованием для форсунки считать уменьшение
ее габаритных размеров, необходимо увеличивать отношение djD
и уменьшать высоту и ширину каналов за счет увеличения их
количества. Если же основным требованием является качество
распыливания, отношение djD должно быть не менее 0,6—0,8,
а завихривающий элемент должен иметь не менее четырех каналов.
В работах [32, 46] при djD > 0,25 и nf/D2 >0,1 коэффи-
циент сопротивления принят постоянным, а коэффициент т. также
принят постоянным и равным 0,8. Тогда максимальная окружная
скорость на выходе из сопла форсунки
®<pmax = ®oPM)0,8;	G-21)
31
осредненная осевая скорость
(1.22)
где wQ — скорость на выходе
тг — коэффициент заполнения
Рис. 13. Зависимость коэффициента К
от производительности форсунки и вяз-
кости топлива:
1, 2, 3 — вязкость топлива 1, 2 и 4° В У
из тангенциальных каналов;
сопла.
Перепад давления на фор-
сунке, отнесенный к полной ско-
рости на выходе из сопла,
Др = £р (®?Р шах +	(1.23)
Принимая | = idem, т = 0,8
и тх = 0,85, после ряда преоб-
разований выражений (1.21) и
(1.22) получим формулу для
определения расхода жидкости
через форсунку.
в=^/(МУ~Арр, (1.24)
где
(1-25)
1.6	1 I
W -и d*
Величина М имеет размерность площади и характеризует
производительность форсунки в зависимости от соотношения
геометрических размеров распылителя и может быть названа
масштабом форсунки.
На основе сопоставления результатов расчетов форсунок
с их действительными расходными характеристиками выявлено,
что величина коэффициента пропорциональности К. изменяется
в зависимости от производительности форсунки и вязкости топ-
лива; график этой зависимости приведен на рис. 13.
Форсунки с точностью —7,0% можно рассчитывать по формуле:
0 = 0,77Л4/Дрр,	(1.26)
где G в кг/ч, М в мм2, Др в кгс/см2 и р в кг/м3.
Пользуясь масштабом форсунки и ее геометрической харак-
теристикой А, можно получить простое уравнение для вычисле-
ния диаметра сопла форсунки:
Угол раскрытия
ношение осевой и
dc= ]/'м |/Л2+ 1,5 .	(1.27)
топливного факела а выражен через соот-
тангенциальной скоростей, определяющие
характер распределения жидкости по диаметру факела (профиль
поля орошения), — рис. 14:
/ jl,2rj0,8 \
z С =/(Л)1
\ ol’g /	\ п/ f
где А — геометрическая характеристика.
32
На основании экспериментальных данных, полученных при
испытании механических форсунок, установлена зависимость:
а = В^А.	(1.28)
Установлено, что коэффициент В зависит от качества обра-
ботки распиливающих элементов. Если качество обработки нахо-
Рис. 14. Распределение плотно-
сти орошения по диаметру фа-
кела механической форсунки
Рис. 15. Зависимость угла
раскрытия факела от геометри-
ческой характеристики
дится в соответствии с приводимой табл. 1, то В = 60. При
низком качестве обработки В =55, а при более высоком — В = 65.
На рис. 15 приведен график изменения угла по формуле (1.28)
при В = 60. При этом точность определения угла раскрытия
факела составляет при-
мерно ±'5°. Чистота обра-
ботки рабочей поверхности
форсунки, как показывают
опыты, влияет не только
на угол раскрытия факела,
но и на качество распыли-
вания. Так, например, про-
верка на стенде форсу-
нок производительностью
2000 кг/ч показала, что
капли максимальных раз-
меров при тщательной об-
работке в два раза меньше,
чем при грубой обработке
их распыливающих эле-
ментов.
Пневмомеханические
форсунки. В пусковом ре-
жиме стационарных ГТУ
и ПГУ при применении
ТАБЛИЦА 1
Требования к точности изготовления
распиливающих элементов форсунки
Элементы форсунки	Класс шероховато- сти и поверхности распылителей фор- сунок производи- тельностью (кг/ч)	
	до 2000	св. 2000
Плоскость, обеспе- чивающая плотность соединения отдель- ных элементов	10-й	10-й
Поверхность камеры завихрения	7-й	6-й
Поверхность танген- циальных каналов	6-й	5-й
Диаметр и высота сопла	8-й	7-й
двухступенчатых форсунок механи-
ческого распыливания может иметь место заброс еще недоста-
точно распыленного топлива, приводящий к затягиванию фа-
кела, дымлению и выпадению отдельных капель на рабочие
2 Я. П. Сторож ук
33
поверхности газовой турбины. Подача воздуха на пусковых
режимах во вторые ступени форсунок позволяет частично преодо-
леть упомянутый недостаток. Однако, как показала практика
эксплуатации, для этого еще необходимо улучшение смесеобразо-
вания на режиме запуска и выхода на холостой ход, а также
уменьшение эрозионного износа дозирующих элементов форсунок,
удлинение их ресурса работы и стабилизация характеристик во
Рис. 16. Пневмомеханическая форсунка ЦКТИ:
1 — воздушное (паровое) сопло; 2 — внутренняя накидная гайка;
3 — топливная ступень; 4 — распределитель
времени. Все это необходимо для решения проблемы использо-
вания в ГТУ и ПГУ тяжелых, менее дефицитных топлив (газо-
турбинное, мазут М-40).
Одним из путей решения этой задачи является переход на
систему топливопитания с форсунками пневмомеханического и
пневматического распыливания. Такие форсунки должны иметь
достаточно высокую дисперсность, обеспечивающую пусковые и
рабочие режимы, при минимально возможных расходах и пара-
метрах распыливающего агента; стабильный угол распыливания
и оптимальное распределение топлива (поле орошения) во всем
диапазоне нагрузок.
Конструкция и характеристики форсунок с распыливающим
агентом описаны в [34]. Для практического применения их
в условиях работы ГТУ и ПГУ пришлось провести достаточно
обширную экспериментальную отработку в стендовых и промыш-
ленных условиях.
Одним из вариантов пневмомеханической форсунки, удовлет-
воряющей вышеназванным требованиям, является разработан-
ная в ЦКТИ (рис. 16). Топливная ступень — сопло с фре-
зерованными тангенциальными каналами и распределитель
соответствуют форсункам механического распыливания по
ОСТ 24.03.009. Опыт доводки пневмомеханических форсунок
показал, что устойчивость истечения закрученной струи (по углу
раскрытия) из кольцевой щели хорошо соблюдается, особенно
при наличии внешних воздействий, лишь при углах 40—60°
34
либо при углах более 100°, что подтверждают исследования подоб-
ных струй, изложенные в работе [72].
В описываемой конструкции пневмомеханической форсунки
приняты меры для стабилизации истечения распиливающего
агента (воздух, пар) по заданному (расчетному) углу раскрытия
струи и для улучшения взаимодействия воздушной и топливной
струй. Закрутка распиливающей среды (воздуха, пара) произ-
водится тангенциальными каналами, выходные сечения которых
расположены на цилиндрической (или конической) поверхности
воздушного сопла. Участок воздушного сопла с этой поверхностью
выравнивает расход воздуха по окружности и подводит его непо-
средственно к топливному потоку. Обращенная к факелу поверх-
ность воздушного сопла конусная. Центральный угол конусной
поверхности задается равным принятому углу распыла.
Размеры и количество воздушных тангенциальных каналов
и диаметр парового сопла согласуются между собой так, чтобы на
выходе из последнего тангенциальная составляющая скорости
распиливающего агента существенно превышала осевую. При
этом площадь сечения тангенциальных каналов рассчитывается
для заданного расхода распиливающего агента на максимально
достижимую скорость истечения при принятых, параметрах. Рас-
стояние конической поверхности от условной внешней поверх-
ности топливного конуса выбирается минимальным, но исклю-
чающим удар топлива в цилиндрическую поверхность воздушного
сопла; длина образующей конической поверхности должна быть
не более и не менее той, на которой сохраняется безотрывное
течение распыливающего агента. Слишком короткий конусный
участок плохо выполняет свою стабилизирующую роль, слиш-
ком длинный тормозит движение капель, укрупняет распили-
вание. Оптимальные геометрические соотношения указанных
элементов подбираются экспериментально при доводке форсунок
на стенде.
Кроме стабилизации угла раскрытия воздушной струи (соот-
ветственно углу распыливания) на активном участке взаимодей-
ствия воздуха и топлива в данной форсунке имеет место и увели-
чение пути взаимодействия высокоскоростного воздушного потока
с топливным факелом. При этом происходит не только дополни-
тельное дробление капель, но и существенно увеличивается их
скорость, что улучшает смесеобразование. Благодаря экраниро-
ванию мазутного распылителя от излучения факела обеспечивается
благоприятный тепловой режим распылителя.
Применение пневмомеханических форсунок, как показал опыт
работы ЦКТИ и ВТИ [76], позволяет обеспечить более надежную
и экономичную работу камеры сгорания, улучшить условия за-
пуска ГТУ без забросов температуры газа перед турбиной и суще-
ственно уменьшить эрозионный износ форсунок.
Пневматические форсунки. Распыливание топлива в пневма-
тической форсунке осуществляется только распиливающим
2*	35
на рис. 1/. ина содержит
Рис. 17. Пневматическая фор-
сунка ЦКТИ
агентом (без механической ступени). Если расход его для пневмо-
механической форсунки (рис. 16) составляет ~0,02 кг/кг, то
для пневматической форсунки, разработанной и проверенной на
огневых стендах ЦКТИ И. А. Лук-Зельберманом и В. Б. Кру-
говым для ГТ 100-750, составляет —0,34 кг/кг при отношении
давления распиливающего воздуха к давлению в камере сгора-
ния 1,42. Из десяти разработанных вариантов на производитель-
ность 1800 кг/ч лучшие характеристики по устойчивости горения
и дисперсности распыливания показала форсунка, приведенная
"	восемь пар смесительных каналов,
в которые из полостей, образуемых
деталями 2, 3,4, из центрального ка-
нала подается распыливающий воз-
дух, а из полости, образуемой дета-
лями 2 и 4, через дозирующие отвер-
стия 0 1,1 ММ —'ТОПЛИВО.
За счет большой скорости воз-
духа происходит распыливание то-
плива. Для получения более тонкого
распыливания парные отверстия
0 2 мм ориентированы таким обра-
зом, чтобы истекающие из них топли-
вовоздушные струи сталкивались.
Возможно и другое конструктивное оформление за счет объедине-
ния деталей 1, 2 и 3. Дисперсность распыливания (бшах-1оо =
=400 мкм) и угол раскрытия топливного факела остаются постоян-
ными на всех режимах работы. Расчет производительности и се-
чений топливных и воздушных каналов пневматических форсу-
нок производится по формуле
G = Fp K2gp Др;	(1.29)
для топливных каналов
dT,K = [G/(nra/4) ц V2gp Др]0'5;	(1.30)
для воздушных каналов
4.к = [0/(лп/4) р/2^Ар(рк.с + Ap)/(FT)]0’5;	(1.31)
в этих формулах G — расход; F — сечение каналов; ц — коэф-
фициент расхода; р — плотность; Ар — избыточное давление;
d — диаметр каналов; п — количество каналов; рк> с — давле-
ние в камере сгорания; Т — температура распыливающего воздуха;
R — газовая постоянная.
Выбор избыточного давления по топливу для конкретной ГТУ
должен сопровождаться анализом влияния гидростатической
составляющей давления топлива в коллекторах на отклонение
расходных характеристик форсунок, особенно для условий, когда
36
эта составляющая соизмерима с давлением перед топливным
коллектором. Такой анализ проведен, например, для
ГТ-100-750-2, для которой избыточное давление по топливу при-
нималось Др = 20 кгс/см2. При диаметре расположения выход-
ных устройств форсунок КСВД 2,5 м (в КСНД свыше 3 м) гидро-
статическая составляющая давления для нижних форсунок со-
ставит 0,25 кгс/см2 (0,3 кгс/см2) и, следовательно, на малых
режимах станет соизмеримой с давлением подачи топлива. Так,
на режимах запуска, когда давление подачи топлива составит
0,2 кгс/см2, через нижние форсунки пройдет в 1,52 раза больше
топлива, чем через верхние. С увеличением давления топлива
разница становится менее значительной. При эксплуатации
пневматических форсунок это подсказывает необходимость вве-
дения в систему подачи топлива специальных дозаторов топлива,
подавляющих и исключающих влияние гидростатической состав-
ляющей давления.
Дисперсионные характеристики распыленного жидкого топлива
Качество распыливания зависит от качества обработки по-
верхностей, конструкции, масштаба форсунки, давления топлива,
вида распыленного топлива.
В настоящее время известно достаточно много методик оценки
дисперсности распыливания, но все они отличаются значительной
сложностью. Наиболее распространенный метод основан на опре-
делении некоторого среднего или характерного диаметра капли:
бср=[МЫ°’-	(1.32)
где б(- и ni — диаметр и количество капель данной фракции.
Однако этот метод может использоваться только для грубой
оценки дисперсности.
Более строго характеристика дисперсности выражается ста-
тистической зависимостью Розена-Рамлера
Rs = exp (—б/бх)п,	(1.33)
где Rs — объемная или массовая доля капель, имеющих диаметр
больше б; бх — характерный диаметр капли; п — константа
распределения.
При оценке дисперсности по этому методу требуется опреде-
ление диаметра всех капель, уловленных из топливного факела;
для получения достоверной пробы необходимо отобрать несколько
тысяч капель. Эта работа требует больших затрат времени и сил,
ее результаты являются субъективными и зависят от подготов-
ленности и аккуратности экспериментатора.
В ЦКТИ [45] была разработана упрощенная методика оценки
дисперсности распыливания по максимальному диаметру капли.
37
В основу этого метода положено распределение капель в топ-
ливном факеле по подобию закона нормального распределения
вероятностей Гаусса
га = Л/>хр(—га2б2),	G-34)
где п — количество капель, диаметр которых больше текущего
диаметра капли б; N и а — постоянные коэффициенты.
При этом N выражает общее количество анализируемых
капель, а а — равномерность
гул
Рис. 18. Пример определения максималь-
ного диаметра капли
распределения капель по их
геометрическому размеру.
Если зависимость (1.34)
представить в логарифмиче-
ском виде:
lg п = 1g N — га2б21g е, (1.35)
то функция распределения
п = f (б) в координатах 1g п,
б3 будет иметь вид прямой
линии — рис. 18.
Прямолинейный характер
2 функции 1g га = f (б2) дает
возможность сократить коли-
чество опытных точек, и ис-
пользовать для получения
характеристик только не-
большое количество крупных
капель.
В разработанной методике принята проба, которая содержит
100 или 1000 капель жидкости, тогда характерная величина бшах
записывается так. бшах_100, бтах_1000.
В качестве примера на рис. 18 приведено построение этой
зависимости. В отобранной пробе распыленного форсункой топ-
лива при р = 10 кгс/см2 подсчитано (по фотографии) 5 капель
более 800 мкм, 9 — более 700 мкм, 21 — более 500 мкм. По этим
данным построена зависимость lg п = f (б2). Параллельно опыт-
ной зависимости из точки 1g га = 2,0 проведена прямая, которая
на пересечении с осью абсцисс дает б2 = 1,27-106 или бшах_100 =
=1130 мкм.
По экспериментальным данным оценки качества распыливания
большого количества форсунок разных типов установлена зави-
симость максимального диаметра капли от масштаба форсунки
и давления топлива Др
(1.36)
где С — коэффициент пропорциональности, зависящий главным
образом от качества обработки поверхностей и кромок распи-
ливающих элементов. Для форсунок с тщательно обработанными
38
Поверхностями в опытах на воде С 1000, для форсунок при
более низком качестве изготовления С 1500. Для форсунок
воздушно- или паромеханического распыливания С «=> 800-4-1200.
Точность расчета дисперсности распыливания по формуле (1.36)
составляет ~15%.
При исследовании форсунок в стендовых условиях в качестве
распыливающей жидкости обычно служит вода, как наиболее
удобная для эксперимента жидкость, при которой могут быть
обеспечены наибольшая стабильность работы форсунок и точ-
ность измерений.
Пересчет производительности форсунки от воды к жидкости
с другими физическими константами можно произвести по фор-
муле
G»==GB(U^),	(1-37)
в которой коэффициент расхода жидкости, отличный от воды,
для форсунок до 3000 кг/ч определяется по формуле
йж = О,65(Л1/у)0’1,	(1.38)
где GB — производительность форсунки на воде; kB — коэффи-
циент расхода на воде; М — масштаб форсунки; v — кинемати-
ческая вязкость жидкости с физическими параметрами, отличаю-
щимися от воды.
Аналогично пересчет дисперсности распыливания произво-
дится по формуле
6Ж = 6В (vJvB)0-8 (o-«/Ob)0-5 ,	(1.39)
где а — поверхностное натяжение соответствующих жидкостей.
Требования к распиливающим элементам
Форсунки предназначены для длительной (не менее 2000 ч)
эксплуатации в составе камер сгорания при постоянных расход-
ных и дисперсионных характеристиках. Одновременно необхо-
димо обеспечить достаточную идентичность в комплекте форсунок
для камер сгорания ГТУ и ПГУ характеристик по расходу, оро-
шению и углу распыливания, причем отступления от идентич-
ности указанных характеристик для комплекта форсунок не
должны значительно возрастать по времени.
Комплект форсунок — такое их количество, которое позво-
ляет полностью оснастить ступень сгорания ГТУ и ПГУ, иметь
такое же количество форсунок для регламентных работ и необ-
ходимое количество форсунок для замены вышедших из строя
в процессе эксплуатации.
Таким образом, для каждой ступени сгорания количество
полностью собранных форсунок должно составлять 2,5п : п —
Для установки на машину, п — для смены форсунок при перебор-
ках машины и замены по регламенту и 0,5п — запас для замены
форсунок, вышедших из строя в процессе эксплуатации.
39
Комплект распылителей для ступени сгорания ГТУ и ПГУ
подбирается по равенству расхода топлива, углу распыливания
и равномерности орошения по окружности. Эти характеристики
измеряются на проливочном стенде при рабочем перепаде давления
на форсунке р$, а также при двух стандартных давлениях: 15
и 60 кгс/см2.
В комплекте распылителей допустим максимальный разброс
расходных характеристик АВ для новых распылителей 1,5—2%.
Максимальный разброс по неравномерности орошения каждого
комплекта распылителей (замеренный на 12-секторнои установке)
должен быть не более 6 с 10%. Эта неравномерность оцени-
вается по соотношению
6 = [(B/12)max - (В/12)mln] 100/(В/12)га1п.
В пределах комплекта распылителей допустим максимальный
разброс угла раскрытия топливного факела: Дер < 5%.
Неравномерность угла раскрытия топливного факела оцени-
вается при давлении распыливания, равном 15 кгс/см2, по макси-
мальному и минимальному углам раскрытия: А ср = <ртах — <рт1п;
при этом номинальный угол раскрытия топливного факела должен
находиться между <ргаах и <рга1п.
При проливке форсунок и определении их расходных и других
упомянутых выше характеристик массовым или объемным методом
включение и отсечка подачи топлива, включение и отсечка отсчета
времени (секундомера) и их синхронизация должны выбираться
из условия получения погрешности в пределах ±0,5%. Эта погреш-
ность включена в пределы разброса приведенных характеристик.
Кроме описанных выше характеристик, поддающихся коли-
чественной оценке, факел, образуемый распылителями, контро-
лируется визуально на отсутствие «усения» (местных уплотнений
факела). Наличие уплотнений в факеле свидетельствует о нека-
чественной обработке выходной кромки сопла или о неравно-
мерной работе тангенциальных каналов. Контроль производится
наблюдением факела в отраженном или проходящем свете во всем
диапазоне давлений распыливания, в том числе и при давлении
4 кгс/см2. Определение всех характеристик производится на
дизельном топливе (ГОСТ 4749—73) при температуре 20° С
±5%. Основные характеристики каждой форсунки комплекта
и их изменение в процессе эксплуатации заносятся в специально
заведенный формуляр.
Смесители
Смеситель является составной частью камеры сгорания, пред-
назначенной для перемешивания высокотемпературных газов
с охлаждающим воздухом; процесс перемешивания должен закан-
чиваться на коротком участке и обеспечивать равномерный или
заданный профиль температурного поля газов при входе в газовую
турбину.
40
Локальные температуры газов, превышающие среднюю, опасно
воздействуют на сопловые (неподвижные), а также рабочие ло-
патки турбины, так как повышение напряжения в них возникает
при совпадении частот внешних возмущений и собственных коле-
баний лопаток, чему, главным образом, способствуют периоди-
ческие силы, которые связаны с неравномерным распределением
полных давлений и температур. Снижение окружной неравномер-
ности позволяет увеличить величину средней температуры газов
перед турбиной и ттовысить мощность и к. п. д. газотурбинной
установки.
В настоящее время в газотурбостроении находят применение
два типа смесителей (дырчатые и сопловые) с использованием
принципа многоструйного процесса смесеобразования или при
взаимодействии парных вихрей — вихревой смеситель, разра-
ботанный НЗЛ [15, 40].
Дырчатые и сопловые смесители. В эти смесители охлажда-
ющий воздух вводится через отверстия в стенках в количестве,
соизмеримом с количеством горячих газов в сносящем потоке,
при этом струи охлаждающего воздуха развиваются в поперечно
движущемся потоке, ограниченном стенками смесителя. Для
таких потоков нельзя в полной мере воспользоваться существу-
ющими методами расчета струй, разработанными для распростра-
нения их в поперечном свободном потоке. Поэтому смесители
отрабатываются, как правило, на огневых стендах и доводятся
на промышленной установке. Такие исследования, проведенные
в ЦКТИ И. О. Замазий, позволили определить оптимальные
геометрические соотношения и коэффициенты для расчета смеси-
телей. При нарушении огневой работы камеры факел пламени
заносится в смеситель, что вызывает местные «пики» температур
газов. Если структура потоков в камере такова, что зона обрат-
ных токов простирается до смесителя или образует вихревой
шнур, то в эту зону начинает поступать охлаждающий воздух
из смесительного устройства, в этом случае нарушается профиль
температурного поля на выходе пламенной трубы, а следовательно,
нарушается работа самого смесительного устройства и темпера-
турного поля за ним.
Вторичный воздух через отверстия смесителя необходимо
подавать так, чтобы он проникал в горячие газы до оси смеси-
теля: йгаах = (0,404-0,45) Г>пл.
Для увеличения проникновения струй воздуха в пламенных
трубах диаметром больше 350 мм применяют цилиндрические или
овальные сопла различной высоты. Во избежание обгорания
переднюю кромку сопел срезают под углом 30—45°.
Обработка опытных данных по пяти промышленным и трем
опытным камерам сгорания выявила оптимальные отношения
высоты сопла hc к радиусу пламенной трубы 7?пл и площади сме-
сителя FCM к площади пламенной трубы Епл, эти соотношения
приведены на рис. 19.
41
Оптимальные значения для (/тах — ^ср)/4р обнаруживаются
в зависимости FCK/Fnj, (рис. 19, а), кривая имеет минимальное
значение в диапазоне изменения отношений указанных площадей
от 0,3 до 0,4. Это значит, что скорость воздушной струи должна
выбираться:
®ст = (2,5ч-3,5) (рг/рв).	(1.40)
Из рис. 19, б видно, что процесс смешения может быть допол-
нительно улучшен путем установки сопел соответствующей высоты:
/1С//?ПЛ = 0,20-0,25.
Рис. 19. Эффективность работы смесителя:
/, 2—F^/F^ равно 0,2 и 0,4; X, О, А, •,»,▼- М-2, ГТУ-3,
ГТ-100-750, ГТ-2,5-1200, ГТ-50-800, опытная камера
Для эффективного перемешивания на коротком участке газов
с воздухом последний необходимо вводить достаточно мощными
струями. Количество струй не должно быть большим; обычно оно
колеблется в пределах 6—12.
График зависимости диаметра отверстий смесителя от диаметра
пламенной трубы, построенный на основании обработанных мате-
риалов для 16 опытных и промышленных камер сгорания и приве-
денный на рис. 20, имеет прямолинейный характер: dOTB«^0,18£>пл.
Расчет смесителя рекомендуется вести в следующей последо-
вательности. Из расчета камеры сгорания принимается распреде-
ление воздуха и газов по трактам и их параметры, в том числе и
количество воздуха, которое должно поступить в отверстия сме-
сителя В зависимости от известных параметров находится ско-
рость истечения струи ®ст по перепаду давления на отверстие
в стенке:
(1.41)
V Рем
где [1 = 0,62.
42
Глубина проникновения струй в сносящий поток для дырчатого
смесителя подсчитывается по формуле, предложенной Хаусорном,
Роджерсом и Запеком:
& ^отв V”Q
1 ^смрг \
GrPcM /
h	—-
'‘•max
(1-42)
где k — опытная константа, k = 1 для йгаах/Опл = 0,0 -г-0,5; q —
отношение начальных динамических напоров струй к сносящему
потоку (газов), q = (рст®ст)/(Рг®?); Ссм/рсм и Gr/pr—объемные
расходы струй и газов (сносящего потока), учитывающие стеснен-
ность потоков.
Рис. 20. Изменение диаметра отверстий дырча-
тых смесителей от диаметра пламенной трубы
в промышленных и опытных камерах сгорания
Принимая глубину проникновения струй = (0,40 ч-
4-0,45) Е>пл, по формуле (1.42) определяем диаметр отверстий
смесителя d0TB. Тогда площадь отверстий смесителя (м2)
Ум = Ум/(Р®ст)-	(1-43)
Предварительно рассчитывается число отверстий в смесителе:
п = 4FCM/(nd£TB),
проверяется относительный шаг между отверстиями > 2.
Если отверстия невозможно расположить в одном ряду, вы-
держав относительный шаг равным или большим 2, то следует
перейти к двухрядному смесителю или применить овальные от-
верстия. По количеству рядов и числу отверстий определяется
их диаметр t/отв:	_______
t/отв = У 4Есм/(лп).
Установлено, что кольцевой канал при неправильном выборе
размеров может лимитировать работу смесителя; отношение пло-
щадей проверяется по соотношению:
F /F '> 1
2 к, к/1 см 1 •
43
Ё пламенных трубах большого диаметра для краткости рас-
чета и при дальнейшей доводке его на стенде можно предварительно
принять t/0TB = 0,18£>пл, число отверстий п = Гсм/(0,785 с?оТв)-
Вихревой смеситель. Из кольцевого канала (рис. 4, ж) охла-
ждающий воздух двумя плоскими струями, вытекающими на-
встречу одна другой, поступает в зону смешения. При соударении
этих струй в поперечном сечении камеры образуются четыре вихря,
центральные зоны которых из-за пониженного давления запол-
няются продуктами сгорания. Интенсивный массообмен внутри
каждого вихря и между вихрями приводит к выравниванию тем-
пературы газов за смесителем.
Вихревые смесители (с прямоугольными вырезами, с этими
вырезами и лопаточным аппаратом, с трапецеидальными выре-
зами и лопаточным аппаратом в кольцевом канале) применяются
в камерах сгорания серийных газотурбинных установок НЗЛ,
в которых воздух в камеру подводится через боковые патрубки,
расположенные в головной части камеры.
Запальные устройства
Основными требованиями к устройствам для воспламенения
топливовоздушной смеси в камерах сгорания являются: обеспе-
чение надежности воспламенения смеси, безопасность в работе
и возможность автоматизации.
В стационарном газотурбостроении наибольшее применение
нашли запальные устройства электроискрового типа (из-за их
компактности и удобства в эксплуатации). Исследования запаль-
ных устройств в стендовых условиях и в промышленной эксплуата-
ции выявили ряд факторов, в разной мере влияющих на возмож-
ность бесперебойного воспламенения жидкого и газообразного топ-
лива. К числу этих факторов относятся: отношение воздуха к топ-
ливу (концентрация смеси), скорость ее движения, давление и
конструктивные особенности. Эти факторы оказывают сильное
влияние на величину энергии, потребной для искрового за-
жигания.
Для большинства углеводородных топлив стехиометрическое
или несколько переобогащенное соотношение топливо — воздух
является оптимальным, при котором потребляется минимальная
сила тока для зажигания.
Границы воспламенения с увеличением мощности искры могут
быть расширены в ту или другую сторону, но до определенного
предела. Определенное влияние при этом оказывают характери-
стики жидкого топлива и в первую очередь вязкость и темпера-
тура кипения. При большой вязкости или температуре кипения
топлива требуется увеличивать давление для уменьшения раз-
мера капель, образующихся при распыливания топлива форсун-
кой, или увеличивать скорость образования паров из капель
жидкого топлива.
44
С увеличением скорбсти движения потока, протекающего
мимо электродов свечи, область по составу смеси сужается,
а энергия для зажигания смеси резко возрастает. Конструктивные
факторы оказывают достаточно большое влияние на эффект за-
жигания, в том числе форма, материал электродов и зазоры между
ними. Для каждой смеси существует максимальный и минималь-
ный зазор между электродами, при которых энергия зажигания
наименьшая [42]. При увеличении зазора выше критического
проявляется эффект гашения пламени, при межэлектродном
зазоре меньше минимального вся теплота отводится электродами
и даже при большой мощности искры пламя не распростра-
няется.
Непосредственное зажигание рабочей топливовоздушной смеси
осуществляется запальными устройствами, отличающимися кон-
структивными особенностями и их местоположением. В прин-
ципе запальное устройство должно располагаться в непосредст-
венной близости от горелочного устройства, вместе с тем, такое
расположение обуславливает его контакт с основным факелом и
может произойти занос рабочих органов свечи коксовыми части-
цами и сажей, вследствие чего произойдут перебои в розжиге.
Поэтому в ряде случаев применяют выдвижные запальники, ко-
торые после зажигания топливовоздушной смеси выдвигаются из
объема пламенной трубы. Срок службы в этом случае удлиняется,
однако условия эксплуатации усложняются. Для увеличения
времени эксплуатации и уменьшения отложений на рабочем торце
свеча запального устройства размещается вне зоны горения —
перед лопатками завихрителя. Действительно, в этом случае
устраняется контакт с высокотемпературными продуктами сго-
рания, а размещение запальной свечи в области больших скоро-
стей воздуха сужает диапазон устойчивости зажигания и не-
редко повреждает лопатки завихрителя, перед которыми устано-
влен зажигатель.
В отечественных стационарных ГТУ применяются три конст-
рукции запальных устройств, в которых в качестве пускового
топлива применяется газообразное топливо.
Запальное устройство, применяемое в камерах сгорания НЗЛ
[38], представляет собой трубу, разделенную продольной пере-
городкой на две части, в одной из них устанавливается автомо-
бильная свеча А16У или А14У, в другой — газораспределитель-
ная трубка подвода пускового газа (рис. 21). Воздух в трубу
поступает через систему отверстий за счет эжекции струи пуско-
вого газа. Запальное устройство устанавливается перед лопат-
ками регистра.
Отличительная особенность запальника конструкции ЛМЗ и
ЦКТИ (рис. 22) состоит в том, что трубка, подводящая пусковой
газ и изолированная от корпуса фарфоровыми изоляторами, яв-
ляется одновременно высоковольтным электродом, подводящим
ток к искровому промежутку в головке запальника. Конструкция
45

запальника проста, но для надежного зажигания требуются изо-
отверстия из примыкающих воздуш-
ляторы высокого качества, отсутствие засоряемости, тщатель-
ная сборка и доводка по установке межэлектродных зазоров
с выбором соотношений газ —
воздух.
Уральский турбомотор-
ный завод , им. К. Е. Воро-
шилова применил факельные
воспламенители, вмонтиро-
ванные в наружную часть
горелки [37]. Основными де-
талями воспламенителя явля-
ются: свеча, которая распо-
лагается на наружной части
горелки, форкамера, где обра-
зуется топливовоздушная
смесь, и пламяподводящая
трубка, через которую вос-
пламененная в форкамере
горючая смесь поступает
к корню основного факела и
воспламеняет его. Воздух
в форкамеру поступает через
ных полостей. Промышленные испытания со свечой поверхно-
стного разряда типа СПН-4-3, а также со свечой СД-55-АН
с искровым промежутком показали надежность и хорошие пуско-
вые характеристики — рис. 23.
Основные требования к материалам и технологии
изготовления элементов камер сгорания
Стенки пламенных труб и фронтовое устройство камер сгора-
ния подвержены воздействию высокой температуры. Газы, омы-
вающие их, содержат вещества, агрессивно действующие на мате-
риал, их воздействие может вызвать газовую коррозию. Кроме
того, наиболее напряженный элемент —пламенная труба—под-
вергается воздействию механических вибраций. Поэтому мате-
риалы для изготовления пламенных труб должны обладать спе-
циальными свойствами:
хорошими прочностными качествами при рабочей (достаточно
высокой) температуре — высокие пределы усталостной и дли-
тельной прочности, текучести и ползучести; быть устойчивыми
к газовой коррозии; хорошо противостоять действию теплосмен
и тепловых ударов; обладать достаточной пластичностью, хорошей
свариваемостью; поддаваться сгибанию и штамповке.
Большая часть элементов камер сгорания изготавливается
из листового материала путем гибки и штамповки с последующей
сваркой. Обычно применяется контактная электросварка и аргоно-
дуговая.
47
Сварные соединения должны быть прочными, стойкими к виб-
рационным нагрузкам и обеспечивающими герметичность. Ка-
чество сварки должно контролироваться.
Очень важное значение имеет как точность изготовления отдель-
ных элементов камеры, так и точность их сборки для обеспечения
соосности и окружной размерности зазоров. Обычно используется
калибровка.
Для изготовления пламенных труб применяют хромоникеле-
вые стали и сплавы: Х23Н18, ХН75МБТЮ, ХН38ВТ, при более
высоких температурах используют ХН60ВТ, ХН18Т, для которых
максимально допустимая температура 1300—1400° С.
Из-за несимметричного нагрева и отклонения от среднерас-
четных берут температуру стенки пламенной трубы на 100—
150° С ниже максимально допустимой для соответствующих ма-
териалов.
Опыт работы показал, что температура корпуса камеры сго-
рания обычно выше температуры охлаждающего воздуха на 50—
100° С. Поэтому при температуре воздуха до 400° С для изготов-
ления корпуса применяются стали марки СтЗ или Ст4, при темпе-
ратуре до 450° С — стали ЮК, 20К, при более высоких темпера-
турах— сталь марки 1Х18Н9Т; для распыливающих элементов
форсунок — сталь марки ХШ15, ХВГ, 9ХВГ, 4X13; корпус
распыливающей головки, накидная гайка и ствол — из стали
марки 3X13, Х18Н9Т.
5. Дефекты рабочего процесса в камерах сгорания
и способы их устранения
Дымление и отложение нагара. Дымление и нагарообразование
(сажа, кокс) на стенках пламенной трубы могут образовываться
при сжигании любого сорта жидкого топлива. Дымление и нага-
рообразование — крайне нежелательные явления, так как слой
кокса и сажи на стенках пламенных труб приводит к местному
перегреву металла и в ряде случаев к их короблению, а отложе-
ния на торцах форсунок — к отклонению струй топлива, что в свою
очередь усиливает образование дыма. Эти явления обычно воз-
никают вследствие нарушения оптимальных геометрических соот-
ношений элементов фронтового устройства, переходного конуса
пламенной трубы, а также угла раскрытия топливного факела
при взаимодействии с воздушным потоком.
Отступление от рациональных значений этих параметров при-
водит к нарушению структуры потока в головной части камеры
сгорания, образованию вихрей с перестройкой зоны циркуляции.
Заметное влияние на образование дыма оказывает вид топлива
и качество распиливания, так как от 10 до 15% крупных капель,
образованных при распыливании форсункой, могут выпадать
из схемы гидродинамических течений и попадать (неполностью
48
испаренными) на ограничивающие стенки с последующим обра-
зованием нагара.
Рассмотрим несколько характерных примеров.
При переводе ГТ-100-750-2 с газообразного топлива на
жидкое (газотурбинное) на пусковых режимах и при нагружении
появилось значительное дымление [67]. Было установлено, что
форсунки блока высокого давления из-за слишком малого давления
топлива не могут обеспечить пусковые режимы. Подача сжатого
воздуха из магистрали ТЭЦ во вторые ступени форсунок с давле-
нием 1,3—1,7 кгс/см2 от пуска до режима самоходности значительно
улучшила распыливание топлива на пусковых режимах, но не
устранила полностью дымления.
При проектировании, а затем экспериментальной отработке
на огневом стенде, когда давление в камере сгорания было
3,5 кгс/см2, угол распыливания топливного факела при совмест-
ной работе обеих ступеней принят 85°. В промышленных условиях,
когда давление в КСВД и ЦСНД составляло соответственно
—22,0 и 8,0 кгс/см2, принятый в проекте угол распыливания
оказался неоптимальным в комбинации с воздушным потоком,
выходящим из регистра.
Анализ распределения основных параметров процесса по се-
чениям пламенной трубы показал переобогащение топливом при-
осевой зоны обратимых токов (ар < 1), что способствовало силь-
ному сажеобразованию в этой области. Часть образовавшейся
в этой зоне сажи, достигая низкотемпературных зон, не успевала
догорать и уносилась газовым потоком в смеситель. Углы рас-
крытия топливного факела были увеличены до 95—100°. Такое
мероприятие привело к оптимальному сочетанию топливного и
воздушного потоков, в результате чего произошло выравнивание
избытка воздуха по радиусу за счет обогащения топливом пери-
ферийной зоны и увеличения избытка воздуха в зоне обратных
токов пламенных труб. В итоге дымление прекратилось.
Заложенные в проекте отступления диаметров регистра и
пламенных труб КСНД от оптимальных привели, начиная с на-
грузки 75 МВт, к затягиванию факела за пределы смесителя с об-
разованием недопустимо высокого химического нёдожога. Когда
размеры указанных диаметров (7)р/7)пл) были выполнены в соот-
ветствии с рекомендациями, изложенными в гл. III, полное вы-
горание топлива закончилось на участке /= 0,75 Lor.
Влияние некоторых факторов на работу камеры сгорания
можно видеть на примере доводки на огневом стенде высокофор-
сированной (UF — 12-Ю6 ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)] камеры сгора-
ния со ступенчатым подводом воздуха (рис. 4, а) [4].
На дизельном топливе выгорание топлива протекало вполне
удовлетворительно, без образований и отложений сажи и кокса.
С переходом на сжигание более тяжелого моторного топлива обна-
руживались отложения на лопатках регистра, торцах форсунки,
вокруг отверстий ввода вторичного воздуха и в отдельных местах
49
конической поверхности головки. Чтобы избавиться от отложе-
ний и нагарообразования, было испытано шесть вариантов го-
ловной части пламенной трубы. В качестве воздухонаправляющих
устройств применялись различные варианты регистров и меха-
нических форсунок.
Если удавалось получить высокую полноту сгорания топлива,
то наблюдались следы нагара на внутренних поверхностях либо
при их отсутствии недопустимо высокий нагрев металла пламен-
ной трубы. Отсутствие этих недостатков приводило к затягива-
нию факела и снижению полноты выгорания.
В результате доводочных экспериментальных работ получен
оптимальный вариант головной части пламенной трубы, при ко-
тором вполне удовлетворительные конечные результаты по выго-
ранию получены на номинальной нагрузке и несколько худшие
результаты — на пониженных режимах.
В высокофорсированных камерах сгорания для получения
эффективного выгорания топлива на всех режимах работы ГТУ
следует применять плоскоконические регистры с оптимальным
вариантом установки лопаток под углом 45° и пневмомехани-
ческие форсунки. Последние показали лучшую дисперсность рас-
пыла при их проверке как на форсуночном стенде, так и в огне-
вых условиях работы камеры сгорания.
Одно из основных направлений в развитии высокофорсирован-
ных камер сгорания — это применение раздробленных факелов —
микрофакельное сжигание. Оно может быть осуществлено в раз-
личных конструктивных вариантах: при подаче на микрогорелки
всего воздуха, необходимого для сгорания топлива, как это
выполнено в ВПГ-6 (см. гл. VI), в котором реализованы высокие
тепловые нагрузки; при применении двух концентрических реги-
стров с противоположной круткой, по периметру которых устано-
влены микрогорелки, как в камерах НЗЛ; при применении
струйно-стабилизаторных горелок, предложенных и успешно при-
меняемых КПП.
Положительные результаты могут быть получены, по нашему
мнению, и при применении в микрогорелках двухступенчатого
сжигания, когда в регистр, в котором установлена форсунка,
подается до 35% воздуха, а остальной (вторичный) вводится
струями через круглые отверстия в форкамерах, размещенных на
фронтовом устройстве камеры сгорания.
Неравномерность температурного поля. Метод расчета смеси-
телей разработан с учетом равномерного подвода воздуха в зону
смешения и симметричного профиля температур продуктов сго-
рания перед поступлением их в смесительное устройство. При
таких условиях в промышленной эксплуатации смеситель обе-
спечивает заданное расчетом температурное поле. Однако по усло-
виям компоновки камер сгорания в схеме ГТУ или небольшом
отклонении конструктивных размеров по воздушному тракту
заданный расчетом подвод воздуха, идущего на смешение, нару-
50
шается, вследствие чего нарушается и расчетный профиль темпе-
ратурного поля за смесителем.
В индивидуальных выносных камерах сгорания, располагае-
мых рядом с газовой турбиной, прибегают (для подрегулировки)
к установке клапанов на соплах смесителя. Хотя, находясь в не-
благоприятных температурных условиях, часть из них выходит
из строя, первичная настройка приносит положительные ре-
зультаты.
В секционных, трубчато-кольцевых или кольцевых камерах
сгорания, которые очень чувствительны к нарушению аэродина-
мики подвода воздуха, доводка температурного поля за смеси-
телем занимает достаточно большую долю от общей трудоемкости
доводки камер сгорания. Наглядным примером может служить
доводка смесителя в камерах сгорания ГТ-100-750-2 на Красно-
дарской ТЭЦ, которая оказалась самым трудным этапом доводоч-
ных работ [67].
На огневых стендах с приемлемым температурным полем был
отработан смеситель для каждой из 12 пламенных труб, состоящий
из отверстий с сопловыми насадками, симметрично расположен-
ными по окружности. В условиях эксплуатации была зафикси-
рована значительная неравномерность распределения температуры
газов за КСНД (перед ТНД). Если в КСВД неравномерность тем-
ператур, определенная как отношение отклонений от среднеба-
лансовой температуры к подогреву в камере сгорания, составляла
— 14%, т. е. средняя температура в отдельных точках повыша-
лась примерно на 70° С, то в КСНД неравномерность температур
достигала 75%, или превышение средней температуры состав-
ляло 170° С. Столь значительная неравномерность температур-
ного поля вызвана, главным образом, аэродинамическими усло-
виями обтекания воздухом смесительного устройства. Из рис. 29
видно, что рабочие газы в блоке КСНД, выходящие из диффу-
зора ТВД со скоростью около 80 м/с, направлены непосредственно
в область смесителя, создавая при этом большую неравномер-
ность статических давлений вокруг пламенных труб низкого дав-
ления, достигающую 500 мм вод. ст., что при симметричном рас-
положении отверстий смесителя не могло обеспечить приемлемое
температурное поле за КСНД. На этом же рисунке виден более
удачно запроектированный выход воздуха из диффузора в объем
камеры сгорания высокого, давления, обеспечивающий равно-
мерное обтекание пламенных труб и, следовательно, равномер-
ное распределение по отверстиям смесителя.
На огневом стенде В. Б. Круговым была проведена до-
полнительная отработка смесителя в соответствии с разверкой
статических давлений в объеме блока КСНД, которая привела
к конструкции несимметричного смесителя (часть отверстий,
обращенных к корпусу турбины, была уменьшейа площадь
прохода, на противоположной стороне сделаны дополнительные
отверстия.
51
В результате доводочных работ неравномерность температур-
ного поля была снижена и превышение средней температуры стало
составлять 70—80° С.
В секционных и трубчато-кольцевых камерах сгорания до-
вольно большое влияние на формирование температурного поля
перед газовой турбиной оказывает равномерность распределения
воздуха между пламенными трубами, зависящая от точности из-
готовления проходных сечений, неравномерности раздачи топлива,
вызываемой различными расходными характеристиками форсунок
и разницей гидростатического уровня их расположения по окруж-
ности.
Доведение до минимально возможного разброса расходных
характеристик между пламенными трубами воздуха (до 3—4%)
и топлива (до 1—2%) может привести к дополнительному умень-
шению отклонения средних и максимальных температур перед
газовой турбиной на 15—20° С.
Тенденция к повышению начальной температуры газов в ГТУ
предъявляет высокие требования и к работе смесительного уст-
ройства. В этом отношении заслуживает внимания разработанный
НЗЛ аэродинамический смеситель, в основу которого положено
взаимодействие двух плоских радиальных струй вторичного воз-
духа с образованием четырех интенсивных вихрей с различной
закруткой.
Другой путь обеспечения равномерного температурного поля
при создании высокотемпературных ГТУ, когда резко сокращается
количество воздуха для разбавления продуктов сгорания, пред-
лагают В. А. Христич и Г. Н. Любчик [80]. Считают, что при при-
менении разработанных в КПИ струйных и струйно-стабилиза-
торных фронтовых устройств, способных работать при повышен-
ных избытках воздуха, можно обойтись без обычного смеситель-
ного устройства, вводя разбавляющий воздух через проходные
сечения фронтового устройства. Совмещение процессов горения
и разбавления упрощает формирование температурных полей
газового потока, сокращает длину пламенной трубы, а кроме
того, позволяет улучшить тепловые характеристики и устранить
колебательные процессы.
Пульсационное горение в камерах сгорания. В камерах сгора-
ния ГТУ и парогенераторов ПГУ в определенных условиях
возникает нарушение устойчивости рабочего процесса, при ко-
тором происходят колебания давления, скорости и температуры
продуктов сгорания. Наиболее опасным нарушением является по-
явление устойчивых колебаний давления с постоянной частотой
или с набором частот и с различным уровнем амплитуды коле-
баний давления.
Такие процессы вызывают сильную вибрацию элементов кон-
струкции камер сгорания и вспомогательного оборудования.
В ряде случаев эти нежелательные явления приводят к разруше-
нию пламенных труб, экранов и других элементов, причем в за-
52
висимости от уровня пульсаций эти разрушения происходят че-
рез различные промежутки времени.
Теоретические работы, посвященные неустойчивости горения
в камерах сгорания, и практические рекомендации по устранению
этого нежелательного явления изложены в трудах многих авторов
[23, 26, 42, 79, 82 и др.], однако и в настоящее время эта проб-
лема еще далека от завершения. Проведена классификация и дано
теоретическое обоснование целому ряду механизмов вибрацион-
ного горения для многих типов камер сгорания. Предложены и
практически опробованы наиболее важные приемы борьбы с виб-
рационным горением. Однако всякий раз, когда возникает неу-
стойчивое горение, требуется немало времени для его подавления,
что, по-видимому, вызывается не только сложностью этого про-
цесса, не только различием конструкций камер сгорания, но и
тем, что нй работающей промышленной установке иногда просто
невозможно проверить то или другое мероприятие по подавлению
вибрационного горения. Поэтому приходится применять такие
способы подавления пульсаций, которые не всегда являются оп-
тимальными. До настоящего времени отсутствуют расчетные за-
висимости и рекомендации, которые позволили бы еще на стадии
проектирования избавиться от возможного при работе машины
вибрационного процесса. Наиболее рациональным в данном слу-
чае мог бы стать путь моделирования. Однако, как показывают
модельные исследования, далеко не во всех случаях удается со-
здать стендовую установку, полностью моделирующую натур-
ный объект. Известны случаи, когда на модельной установке пуль-
сации отсутствовали, а на натурном образце появлялись и, на-
оборот, на натурном образце не было пульсаций, но они возникали
на модельной установке. Однако не следует считать, что борьба
с пульсациями — неуправляемый процесс. На основе тщатель-
ных измерений и их анализа удается диагностировать причины
нарушения устойчивого горения и с помощью известных спосо-
бов подавления пульсаций получать позитивные результаты.
Анализ режимов неустойчивого горения, имевших место в иссле-
дованных камерах сгорания ГТУ и ПГУ, показывает, что причины
возникновения и способы устранения их вполне согласуются
с выводами, приведенными в вышеуказанных работах.
Рассмотрим несколько характерных примеров, относящихся
к мощным газотурбинным установкам. На первом этапе
освоения ГТ-100-750-2 на Краснодарской ТЭЦ при сжигании газо-
образного топлива в камере сгорания высокого давления возни-
кало пульсационное горение. Характер колебаний давления,
частота и амплитуда оказывались различными для разных режи-
мов (от розжига до номинальной нагрузки) [67, 77]: при пуске
ГТУ до розжига в камерах сгорания пульсаций потока не наблю-
далось, при переходе на режим самоходности возникали колеба-
ния давления с частотой 47 Гц, амплитудой 2Х = 1,5 кгс/см2;
по мере повышения нагрузки были зафиксированы колебания
53
давления с амплитудами 2Х = 0,6-г-2,8 кгс/см2, сопровождавшиеся
целой серией частот: 80, 110, 120, 320—350 Гц. На частотах 47 Гц
и 75—80 Гц пульсации давления были настолько интенсивны,
что ощущалась сильная вибрация всей установки, в ряде случаев
приводившая к обрыву крепящих тяг.
Сложная схема газовоздушного тракта ГТ-100-750-2 не по-
зволила теоретически рассчитать возможный спектральный со-
став колебаний. Поэтому вся работа свелась к подробным заме-
рам пульсаций давления с тщательным анализом полученных
данных. В начале исследования было установлено, что причиной
возбуждения колебаний с частотой 320—350 Гц и амплитудой
давления до 2,8 кгс/см2 являются уголковые перфорированные
рассекатели, установленные для защиты пламенных труб от ди-
намического удара потока воздуха, вытекающего из диффузора
компрессора. Удаление рассекателей привело к устранению воз-
буждения колебаний с частотой 320—350 Гц.
На втором этапе .исследования выявлен источник воз-
буждения низкочастотных пульсаций, которым оказался меха-
низм обратной связи: камера сгорания — топливная магистраль.
Осциллограммы показали одинаковую частоту и фазовый сдвиг
в 180° между давлением в объеме камер сгорания и давлением
в газовой магистрали. Установка новых газораздающих насад-
ков с увеличенным сопротивлением привела к устранению пуль-
сационного горения. Последующие измерения не обнаружили
колебаний давления с частотой 47 Гц, а колебания с частотой
70—80 Гц и 110—120 Гц имели нерегулярный характер с малыми
амплитудами.
Работа ГТ-100-750-2 на жидком топливе не сопровождалась
вибрационным горением, что может быть связано с более затяну-
тым (чем на газе) временем протекания подготовительных стадий
процесса горения (подогрев, испарение и горение паров топлива).
' Процесс горения при сжигании газообразного топлива в ка-
мерах сгорания ГТ-25-700, установленных на Якутской ГРЭС,
сопровождался характерным шумом с сильной вибрацией и частич-
ным разрушением элементов камеры сгорания и переходного
патрубка, соединяющего ее с газовой турбиной. Амплитуда коле-
бания давления достигала 0,2 кгс/см2 . с частотой 50—100 Гц.
Камера сгорания ГТ-25-700 представляет собой многогорелоч-
ную конструкцию. Организация процесса сгорания топлива, при
которой факелы горелок одинаковой производительности кон-
центрируются в одной плоскости, привела к тому, что изменение
положения фронта пламени, зависящего от взаимодействия теп-
лоотвода 6Q и скорости распространения пламени 8и, вызывало
возбуждение колебаний. В этом случае наилучшим методом умень-
шения относительных амплитуд 6Q и 8и могут явиться мероприя-
тия по рассредоточению факелов по длине камеры, при которых
влияние скорости тепловыделения сказывается меньше или совсем
исчезает, так как фронт пламени не локализован в одном месте.
54
В камере сгорания ГТ-25-700 это достигалось путем увеличе-
ния расхода газа на центральную горелку и уменьшения на пе-
риферийные, между которыми также проведено, но в меньшей
степени, перераспределение расхода газа. В результате проведен-
ных мероприятий факел удлинился, однако выгорание заканчи-
валось до смесителя, колебательные процессы стали носить хао-
тический характер, а амплитуда давления по абсолютной величине
уменьшилась в 4 раза. Такое (до 0,05 кгс/см2) уменьшение ампли-
туды колебаний давления оказалось недостаточным для одной из
машин, которая к этому моменту проработала около 20 000 ч и
имела ослабленные сочленения как эле-
ментов камеры сгорания между собой,
так и соединение ее переходным патруб-
ком с газовой турбиной; даже неболь-
шой автоколебательный процесс вызы-
вал резонанс всей системы установки.
Эти явления исчезли после капитального
ремонта машины и устранения указан-
ных нарушений плотности соединений.
Возникновение пульсационного го-
рения в ряде случаев обусловлено совпа-
дением частоты срыва вихрей с часто-
той акустических колебаний газовых
объемов; срыв вихрей происходит глав-
ным образом с кромок воздухонаправ-
ляющих аппаратов (регистров) и лю-
Рис. 24. Горелка консольного
типа конструкции ЛМЗ:
1	— воздух обдува форсунки;
2	— форсунка; 3 — подача
газа
бых плохо обтекаемых тел, предназначенных для стабилизации
горения. Для устранения срывных характеристик прибегают
к устранению причин, порождающих резкий диффузорный
эффект. Уменьшение колебательных процессов в ГТ-25-700 уда-
лось погасить путем установки модернизированных горелочных
устройств ЛМЗ консольного типа, показанных на рис. 24, имею-
щих по своим конструктивным особенностям ряд преимуществ по
организации воздушного потока на выходе из регистра и надеж-
ности работы.
Результаты экспериментальных исследований, проведенных
по выяснению причин вибрационного горения, и проверка ме-
тодов их устранения позволяют рекомендовать ряд практичес-
ких приемов, с помощью которых можно повысить устойчивость
горения или полностью устранить пульсационные и вибрационные
режимы горения. К их числу можно отнести следующие.
1.	Изменение конструкции горелочных устройств. Даже не-
значительное изменение их конструкции может привести к устра-
нению вибрационного горения.
Замена пережимов в регистрах цилиндрическими насадками,
увеличение скорости воздуха в них или подача прямоструйного
воздуха в местах образования вихрей могут привести к безопас-
ной работе установки.
2.	Увеличение гидравлического сопротивления газораздаю-
щего насадка горелки. Этим мероприятием, как отмечалось, уда-
лось устранить низкочастотную неустойчивость процесса горе-
ния в КСВД ГТ-100-750-2. При этом установлено, что во избежа-
ние обратной связи (топливная магистраль — топочный объем) не-
обходимо, чтобы сопротивление газораздающего насадка не было
ниже некоторой определенной величины, в противном случае
возникает периодическое изменение расхода топливного газа
при наличии колебаний в огневом объеме пламенной трубы.
3.	Рассредоточение источников горения с одновременным пе-
рераспределением подачи рабочих агентов между ними, обычно
в многогорелочных камерах сгорания между периферийными
горелками и центральной. В пербую очередь целесообразно при-
менить более простой способ — увеличить расход топлива на де-
журную горелку, если последняя предусмотрена.
4.	Изменение температурного уровня в камере сгорания за
счет увеличения подвода воздуха через щели охлаждения, зиги
или перфорацию и т. п. Опытами также установлено, что впрыск
воды или подача пара в камеру сгорания уменьшает интенсивность
вибрационного режима горения.
5.	Изменение размеров, например длины пламенной трубы
или патрубков, отводящих рабочий газ к направляющим аппара-
там газовой турбины, что приводит к изменению частоты соб-
ственных колебаний всей конструкции или ее элементов.
Глава II
ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ
В КАМЕРАХ СГОРАНИЯ ГТУ
1.	Приближенное огневое моделирование
камер сгорания ГТУ
Современное состояние теории рабочего процесса в камерах
сгорания ГТУ еще не позволяет с достаточной точностью и досто-
верностью производить расчет характеристйк процесса горения
для правильного конструирования этих устройств. При расчет-
ной оценке совместного процесса горения и теплообмена встре-
чаются большие затруднения.
Расчетным путем оценить влияние геометрии и конструктив-
ных характеристик топочной камеры и режимных параметров
на характер выгорания топлива по длине и сечению камеры,
допустимую нагрузку, поля концентраций и т. д. очень сложно.
Сложность протекания процесса обусловлена также тем, что топ-
56
либо является органическим веществом сложного химического со-
става. Особенно это относится к тяжелым сортам жидкого топлива,
которые в перспективе могут быть основным топливом для стаци-
онарных ГТУ.
Большое разнообразие конструктивных решений и значений
режимных параметров затрудняет использование опытных данных,
полученных на одной установке при проектировании других ти-
пов камер сгорания. Поэтому большое значение приобретает раз-
работка норм приближенного огневого моделирования, что позво-
лило бы переносить данные с модели на натуру и тем самым суще-
ственно сократить время доводки, а также решить целый ряд во-
просов, не поддающихся теоретическому расчету.
Протекание процессов горения и теплообмена в камерах сго-
рания ГТУ и аналогичных топочных устройствах определяется
законами сохранения движения, материи и энергии. Математи-
чески эти законы формулируются дифференциальными уравне-
ниями движения, массообмена при наличии источников и стоков
вещества и теплообмена при наличии источников и стоков теплоты.
Система этих уравнений в векторной форме записывается так:
-^~+ w div — g 1 — gradp) ф- v ф- -у grad div ; (II. 1)
ф- grade = шисп — шх + div (О grade);	(II.2)
ф- ® grad t = — QHCn ф- Qx Ф- div (a grad t).	(П.З)
В написанных уравнениях приняты следующие обозначения:
ааисп — удельная скорость испарения топлива (источников ве-
щества); аах — удельная скорость химической реакции (сток ве-
щества); QHCn — удельная скорость расхода теплоты (сток теп-
лоты); Qx — удельная скорость прохода теплоты (источник те-
плоты).
Как известно, горение жидкого топлива происходит в паро-
вой фазе, поэтому в процессе испарения распыленного топлива
образуются продукты пирогенетического разложения топлива
(источник вещества), а в процессе химической реакции они ис-
чезают (сток вещества), превращаясь в продукты сгорания. При
этом на испарение топлива теплота затрачивается (сток теплоты),
а в процессе химической реакции она выделяется (источник теп-
лоты). Таким образом, эти члены в отличие от обычного случая
течения сжимаемой жидкости отражают сложный процесс горения
жидкого топлива.
Для того чтобы определить распределение параметров состоя-
ния (поля концентраций, температур и скоростей) в топочном
пространстве, а также суммарную скорость процесса горения,
требуется совместное решение вышеприведенных уравнений при
57
соответствующих граничных условиях. Однако решение этой
задачи аналитическими средствами наталкивается на непреодо-
лимые математические трудности. Поэтому описание сложных
процессов в топочной камере может быть достигнуто приближен-
ными экспериментальными методами на основе применения кри-
териев подобия. Подобие процессов, сопровождающих горение,
определяется общеизвестными критериями гидродинамики и те-
плообмена:
критерием гидродинамического подобия Рейнольдса
Re = wd/v = idem;
критерием Маха
М = w/a = idem,
характеризующим отношение скорости течения и скорости звука;
диффузионным критерием Прандтля
Ргд = v/DT = idem;
тепловым критерием Прандтля
Ргт = (vpcp)A = v/a = idem;
критерием Кармана, характеризующим интенсивность турбу-
лентности,
Ка = V (v')2/v,
критерием подобия полей температур и концентраций паровой
фазы топлива для адиабатного процесса, получаемым из урав-
нений (П.2) и (II.3) в виде:
(Cn/Tcp) (<?х — <7исп) = idem,	(П-4)
где <?х — количество теплоты, выделяющееся при химической
реакции на единицу разности концентрации; <?исп — количество
теплоты, расходуемое на испарение при уменьшении концентрации
вещества на единицу поверхности.
Приняв
сп = (<хрLq 4-1)	и qK — <7исп == Qp,
получим
Qp/Tcp (арА0 4- 1) = idem.	(II.5)
Приведенное соотношение выполняется при использовании в
образце и модели одинакового топлива (Qp = idem, Lo = idem),
одинаковых избытков первичного и общего воздуха (ар = idem
и “общ — idem), температуре воздуха на входе ТБ = idem и оди-
наковых углах раскрытия топливного факела форсунками ((Зф =
= idem) или одинаковом распределении плотности орошения рас-
пыленного топлива.
58
При рассмотрении процесса горения важное значение имеют
нижеследующие критерии, полученные из уравнения массообмена:
тисп/тпР = idem; тсм/тпр = idem; тх/тпр = idem,	(II.6)
соответственно характеризующие отношение времени испарения,
турбулентного смешения и протекания химических реакций к вре-
мени пребывания частицы топлива в камере.
Как показали эксперименты, при моделировании нет необхо-
димости выдерживать одинаковыми ..все приведенные выше кри-
терии подобия. В диапазоне изменения режимных параметров то-
почной камеры и в области автомодельности на основании опытных
данных [12,70,82] процесс горения можно считать не завися-
щим от критериев Re, Ка, Ргд, Ргт и М.
По опытным данным, процессы в камерах сгорания переходят
в автомодельную область при Re > 50-Ю3, что имеет место
в камерах при номинальной нагрузке и близких к ней.
Несколько иначе обстоит вопрос о влиянии критерия Кар-
мана на результативный эффект смешения топлива с воздухом,
определяемый полнотой выгорания в выходном сечении камеры.
Надо иметь в виду, что наряду с абсолютной величиной пульса-
ционной составляющей скорости v' эффект смешения в определен-
ных условиях может лимитироваться также скоростью затухания
турбулентных пульсаций.
В условиях гидродинамической автомодельности при Re >
> 50 • 103 скорость затухания турбулентных пульсаций зависит
от их масштаба, который определяется диаметром камеры и может
оказывать заметное влияние на длину пути перемешивания.
Опыты ЦКТИ показали, что в определенных пределах форсирова-
ния камеры, когда длина пути перемешивания достаточно мала,
изменение масштаба турбулентных пульсаций не оказывает за-
метного влияния на скорость выгорания. При этом всегда тпр >
> тгор. В этих условиях в образце и модели автоматически вы-
полняется условие Ка = idem, которое характеризуется одина-
ковой степенью турбулентности, не зависящей от расхода воздуха
или форсирования камеры.
Сказанное подтверждается кривыми распределения интенсив-
ности турбулентности, замеренной турбулиметром по радиусу
камеры, приведенными на рис. 25. Кривые, полученные на пяти-
регистровой камере сгорания 0 400 мм при разных расходах
воздуха GB, имеют одинаковый характер и близки по величине.
Интенсивность турбулентности в этой области достигает 75—80%,
соответственно снижаясь к стенке пламенной трубы. Средняя
скорость в камерах сгорания намного меньше скорости звука,
следовательно, влиянием критерия Маха можно пренебречь.
Изложенное позволяет считать, что в простейших случаях
приближенное подобие процесса горения в общем виде может
быть обеспечено при выполнении следующих условий:
1)	геометрическом подобии образца и модели;
59
2)	одинаковости параметров ар, аобщ, U и характеристики
использованного в образце и модели топлива, углов раскрытия
конуса пламенной трубы и топливного факела форсунками или
одинаковом распределении плотности орошения распыленного
топлива;
3)	тгор/тпр = idem.
Процесс горения при поступлении распыленного жидкого топ-
лива в камеру сгорания во взаимодействии с закрученным пото-
ком воздуха складывается из ряда последовательных стадий.
Рис. 25. Распределение интенсивности турбулентности
JTyp по радиусу камеры сгорания:
/, 2 — QB равно 4165 и 1900 кг/ч
Если рассматривать превращение единичной капли топлива, по-
павшей в зону горения, то можно выделить три последователь-
ные стадии: нагревание и испарение капли (тисп), смешение (тсм)
и химическая реакция газифицированного топлива (тх).
Стадии процесса горения протекают не последовательно одна
за другой, а с некоторым наложением: процессы испарения и
смешения, смешения и химическая реакция и т. д. частично про-
текают одновременно. Следовательно, суммарное время горения
не равно сумме времени протекания отдельных стадий процесса,
а всегда меньше: тсм/тпр + тисп/тпр + тх/тпр > тгор/тпр.
В этом случае простое суммирование отдельных стадий про-
цесса горения приведет к ошибке в определении времени горения.
Лимитирование процесса горения и определение скорости выгора-
ния топлива — самая медленная из стадий. В зависимости от
конструкции камеры сгорания, и ее элементов, рода топлива и
тонкости распыливания, режимных параметров и нагрузки ка-
меры время протекания одной из стадий может значительно пре-
вышать остальные и более быстрые стадии успеют завершиться
за время протекания более медленной стадии. Таким образом,
относительное время горения будет определяться относительным
временем протекания наиболее медленной стадии, которая, в свою
очередь, будет определяться режимными параметрами, характе-
60
ром течения потоков, родом применяемого топлива и конструктив-
ными характеристиками камеры сгорания. Разбивка процесса
горения на три основные стадии облегчает анализ процесса и дает
возможность более детально изучить лимитирующую стадию про-
цесса, влияние важнейших факторов на процесс горения и нахо-
дить оптимальные решения при расчете и конструировании вы-
сокофорсированных камер сгорания.
Для определения лимитирующей стадии процесса проследим
влияние давления, температуры и других режимных параметров
на время протекания отдельных стадий.
Время химической реакции. Основной завершающей стадией
процесса горения является экзотермическая химическая реак-
ция при соединений топлива с кислородом. Реакция происходит
только при соударении молекул реагирующих веществ между со-
бой, однако не все столкновения молекул приводят к реакции.
Соединяется только часть молекул, обладающих энергией, боль-
шей необходимой для реакции энергией активации. Средняя,
величина энергии активации для реакций компонентов углерод-
ных топлив с кислородом находится в пределах Е = 20 000
-г-40 ООО ккал/(кг-моль). Окисление сложных углеродных топлив
происходит в виде ряда одновременно протекающих элементарных
реакций, имеющих разные скорости, причем некоторые из них
имеют цепной механизм.
Образование новых молекул, имеющих более высокий энерге-
тический уровень, сопровождается появлением энергетически
активных центров, которые приводят к возникновению тепловой
цепной реакции, теория которых впервые разработана Н. Н. Се-
меновым [60]. Цепные реакции, характеризующиеся образо-
ванием активных центров (атомов или радикалов), протекают во
много раз быстрее обычных и поэтому затрудняют определение
суммарной скорости реакции по элементарным, кажущимся наи-
более медленными, реакциям.
До настоящего времени кинетика химических реакций даже
для простых углеводородов недостаточно изучена, поэтому о
суммарных кинетических характеристиках окисления сложных
топлив можно судить только приближенно по опытным данным.
Принято считать, что наиболее вероятной при окислении то-
плива является реакция второго порядка, скорость которой запи-
сывается так:
ц>х = dcn/dx = kx (соп сп) (сок ск) рг,	(II.7)
где kx — константа скорости химических реакций, которая на
основании закона Аррениуса записывается в виде экспоненциаль-
ной зависимости от температуры: kx = k0 exp [—E/(RT)1.
По данным работ [12, 52], значения предэкспоненциального
множителя /го^75-1О3 с-1, энергия активации Е 20 X
X 103 ккал/(кг-моль).
61
Из уравнения (II.7) можно определить время химической реак-
ции:
тх = (°	•	(11.8)
J Сп^х(соп сп)(сок ск)Рг
Полученное выражение показывает, что время химической
реакции второго порядка обратно пропорционально квадрату
давления, так как рг~ р, а в зависимости от температуры изме-
няется по экспоненциальному закону. Это дает основание заклю-
чить, что в высокоформированных топочных устройствах при
высоких температурах процесса (1600—1800°С) и повышенных дав-
лениях среды (5—26 кгс/см2) скорость химической реакции пре-
небрежимо мала по сравнению со временем испарения и смеше-
ния (при диффузионном горении тх (тисп + тсм).
Расчеты показывают, что время химической реакции при сжи-
гании газотурбинного топлива в камере сгорания ГТУ составляет
порядка 1,0 • 10-3 с, что в 10—15 раз меньше времени испарения.
Время смешения. Явления, предшествующие химической реак-
ции, обычно объединяются под названием смесеобразование, ко-
торое включает не только смешение распыленного топлива
с воздухом, но и оказывает влияние на процесс испарения.
Поток поступающего через горелочное устройство топлива сме-
шивается с воздухом благодаря турбулентности: при крупнома-
сштабной турбулентности — путем турбулентной диффузии, при
мелкомасштабной — в основном посредством молекулярной диф-
фузии.
В неподвижной среде явления переноса описываются законом
молекулярной диффузии (закон Фика), согласно которому коли-
чество диффундирующего вещества прямо пропорционально гра-
диенту концентрации этого вещества:
q = —D (dc/dx).	(11.9)
Коэффициент диффузии согласно кинетической теории газов
D = 1/3 Хц,
где X — средняя длина свободного пробега молекул; v — сред-
няя скорость молекул рассматриваемого вещества.
В случае диффузии в движущемся потоке в уравнении (II.9)
учитывается скорость движения потока:
q = (—D dc/dx) ф- wxc,
где wx — проекция скорости потока на ось х.
Непосредственное использование уравнения диффузионного
переноса вещества для определения характеристик смесеобра-
зования в топочных камерах приводит к неразрешимым труд-
ностям.
Смешение в камерах сгорания происходит в результате турбу-
лентной и молекулярной диффузии, причем оба эти процесса про-
ба
текают параллельно. Однако, как показывают экспериментальные
данные, для условий работы камер сгорания £>м	£>т; DT = (20 ч-
ч-200)103, DK — (0,05 4-0,25)103, а их отношение DT/DM (4 ч-
ч-8)102. Следовательно, молекулярной диффузией можно пре-
небречь и считать, что смешение в камерах сгорания определяется
только турбулентной диффузией.
Время турбулентного смешения
тсм = /Ж-	(П.Ю)
Значение коэффициента турбулентной диффузии получено
различными авторами [44, 50] для различных сред и условий
течения в зависимости от диаметра пламенной трубы или горелки
и средней скорости потока:
Z)T == AtWcpZ)nJI,
где А — коэффициент пропорциональности, по различным опыт-
ным данным колеблется от 0,0006 до 0,0026.
Столь значительные расхождения коэффициента А нуждаются
в уточнении его на основании опытных данных. По опытам В. А. Асо-
скова, для условий камер сгорания ГТУ А = 0,017.
Полагая, что время смешения пропорционально масштабу тур-
булентности, последний для условий камер сгорания мржно при-
нять пропорциональным диаметру пламенной трубы
/Т~Г>ПЛ-	(П.Н)
Учитывая соотношения (11.10) и (II. 11), найдем время турбу-
лентного смешения
Гем -ОПЛМР.	(П. 12)
При сжигании в камерах сгорания газообразного топлива,
учитывая известные оптимальные отношения диаметра горелки
к диаметру пламенной трубы (см. гл. III), коэффициент турбулент-
ной диффузии и масштаб турбулентности целесообразно принять
пропорциональными диаметру горелки
Т'СМ ' ' г’горЖр-	(п. 13)
Таким образом, при увеличении скорости потока время тур-
булентного смешения уменьшается, а при увеличении размеров
горелочного устройства увеличивается, а процесс турбулентного
смешения ухудшается.
Приближенный расчет показывает, что величина времени сме-
шения примерно в два раза больше времени химической реакции.
Время испарения. Распыленное форсункой жидкое топливо
предварительно испаряется, затем воспламеняется и горит в па-
ровой фазе, поэтому от скорости испарения зависит интенсивность
горения в целом. Испарение капель топлива — довольно сложный
физический процесс, скорость которого зависит от рода топлива,
63
его температуры, от относительной скорости капель, их начального
диаметра и температуры окружающей среды. Таким образом,
испарение капель в общем виде определяется системой дифферен-
циальных уравнений движения, диффузии и теплообмена, выте-
кающих из уравнений (II. 1) — (II.3).
Для определения времени испарения капли можно восполь-
зоваться уравнением теплового баланса капли:
dQK/dx = — aKFK (Тс - Тк),	(11.14)
где ак — коэффициент теплопередачи от окружающей среды
к капле, ак = NuM6K; FK — площадь поверхности капли, FK =
= лбк, бк — диаметр капли.
Считая, что количество теплоты, переданное капле, полностью
затрачивается на испарение, запишем
dQK/dr = — ?исп dG/dx,	(11.15)
где масса капли GK = лбкрт/6.
В диапазоне изменения Re от 10 до 200 можно воспользоваться
зависимостью
Nu = 6 Re".
Учитывая приведенные выше соотношения и принимая условно
температуру капли Тк постоянной, запишем:
dbK
с 1 к/ Ц vk
^ИСПрТ^”
(П.16)
Интегрируя
рения капли:
уравнение (11.16), получим время полного испа-
о
—----------- Г б"-1 d8;
2Мип(Тс—Тк) J
°к
(11.17)
62к-"
^испРт^”
2—п
ъисп 2W(Tc-TK)(2-n) UK F •
Следовательно, для данного топлива время испарения умень-
шается при увеличении относительной скорости капли, темпера-
туры окружающей среды и возрастает с увеличением теплоты
испарения и диаметра капли.
Для условий работы камер сгорания размер капель, которые
практически следуют за потоком, небольшой, можно принять
Nu 2, тогда п = 0, b = 2 и тисп =
Эта зависимость известна как закон Срезневского [54], где
константа испарения
7( = 8Х(Тс-Тк)/(^испрт).	(11.19)
64
Константа испарения Определяется также экспериментальным
путем. На рис. 26 приведена характерная экспериментальная
станты испарения от темпе-
ратуры среды
кривая, описывающая зависимость константы испарения от тем-
пературы среды (топливо—дистиллят).
В камерах сгорания время пребыва-
ния капель определяется отношением
длины зоны горения к средней скорости
газового потока:
Т-ПР = -^пл/^ср “ С^'ог^плРг/^г)• (П.20)
Учитывая, что из условий подобия
длина зоны горения Lor пропорцио-
нальна диаметру пламенной трубы £>пЛ,
время пребывания запишем
T-пр ^пл/®ср-
Расчеты, проведенные в работах [48, 31 ], показали, что тисп/тпр
примерно в 12 раз больше тсм/тпр и в 17 раз больше тх/тпр.
2. Результаты опытов по сжиганию жидкого топлива
Комплексное исследование рабочего процесса и проверка усло-
вий приближенного огневого моделирования проводились в ЦКТИ
на трех геометрически подобных многогорелочных моделях типа
ГТ-25-700 и трех одногорелочных моделях типа ГТ-100-750
[53, 62, 66].
Многогорелочные камеры сгорания. Масштабы уменьшения
моделей камер № 2 и 3 по отношению к первой — натурной ве-
личины— составили соответственно 1 : 1,25 и 1 : 1,67. Пламен-
ная труба исследованных камер сгорания, изготовленная из
стали 12Х18Н9, состоит из головки, на которой размещаются
пять плоскоконических регистров с профилированными лопат-
ками, установленными под углом 60°, и пять обечаек.
Выходной цилиндрический участок последней обечайки пла-
менной трубы использован для размещения смесителя с восемью
овальными насадками, служащими для снижения температуры
рабочих газов до заданных величин. Обечайки пламенной трубы
перекрывают друг друга, образуя кольцевые щели, через которые
проходит охлаждающий воздух. Ширина щелей для модели № 1
равна примерно 7,0 мм. Корпус камеры сгорания состоит из
крышки, цилиндрического участка и колена, примыкающего к тру-
бопроводу, по которому в камеру сгорания поступает воздух.
Последний, проходя между корпусом камеры и пламенной трубой,
попадает сначала в смеситель, а затем в щели между обечайками.
Подача первичного воздуха на регистры осуществлялась само-
стоятельным подводом через крышку камеры. Такое разделение
первичного и вторичного воздуха диктовалось необходимостью
3 Я. П. Сторожук
65
строгого выдерживания коэффициентов избытка воздуха при
сравнительных исследованиях моделей. В середине каждой обе-
чайки под углом 90° установлены патрубки, на которых крепятся
обечайки. Эти патрубки снабжены сильфонами, через которые
производились отборы проб газа, измерялась температура газа
и лучистые падающие потоки.
При исследовании применялась обычная в теплотехнических
испытаниях методика измерений. Расход воздуха, поступающего
в камеру, измерялся при помощи острых шайб, установленных
на воздухопроводах. В кольцевом пространстве между корпусом
и пламенной трубой устанавливались три диафрагмы, позволив-
шие раздельно определять расход воздуха на щели охлаждения,
а также на смеситель.
Топливо взвешивалось в мерных баках и, предварительно
пропущенное через фильтры, насосами подавалось к форсункам.
По диаметру пламенной трубы отсосным пирометром снимались
поля температур факела и в этих же точках забирался газ для
последующего определения его состава на хроматографе и приборе
Орса. Указанные замеры производились в четырех сечениях:
£ог/Ппл = 0,46; 0,76; 1,07 и 1,40. В этих сечениях, но под
углом 90°, устанавливался радиометр [35], с помощью кото-
рого производилось измерение интенсивности излучения факела
пламени.
Через штуцера и статические отводы определялись сопротив-
ления элементов камеры. Температура металла элементов камеры
сгорания измерялась термопарами, зачеканенными в металл,
таких термопар было установлено —40 шт. по длине и периметру
пламенной трубы, корпуса камеры и смесителя.
При сравнительных исследованиях геометрически подобных
камер сгорания согласно изложенным выше условиям прибли-
женного огневого моделирования выдерживались постоянными:
коэффициент избытка первичного воздуха ар, поступающего непо-
средственно через регистры в зону горения, и общего избытка
на камеру аобщ, температура воздуха на входе в камеру /в и тем-
пература газов за камерой сгорания /к. с. В ряде опытов выдер-
живались постоянными тепловые нагрузки.
Опыты проводились на одном и том же дизельном топливе
с теплотворной способностью Q” = 9800 <-10200 ккал/кг в преде-
лах изменения параметров: коэффициента избытка первичного
воздуха ар = 1,0 <-2,0, температуры воздуха на входе в камеру
4 = 100<-300°С, давления воздуха на входе ра = 1,25<-
<-3,8 кгс/см2, расхода топлива В = 136<-490 кг/ч и температуры
газов за камерой сгорания tK C = 680<-700°С. При этом теплонапря-
жения, отнесенные к сечению камер и атмосферному давлению,
изменялись в пределах (3,8 <-16)10® ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)], а отнесен-
ные к объему — в пределах (4,2<-30)10® ккал/[(м3-ч) (кгс/см2)].
В опытах применялись одноступенчатые центробежные фор-
сунки механического распыливания производительностью 85—
66
90 кг/ч, с углом раскрытия факела —70° и средним диаметром
капель 100—124 мкм. Угол раскрытия топливного факела соот-
ветствовал углу раскрытия переходного конуса пламенной трубы.
Анализ и сопоставление результатов опытов показали, что
процесс выгорания топлива во всех трех камерах сгорания прак-
тически идентичен.
При низких давлениях (—-1,5 кгс/см2) факелы пяти регистров
имеют резкие очертания и невысокую температуру. При повыше-
нии давления в камере до 2,0—2,5 кгс/см2 факелы укорачиваются,
расширяются и пламя становится ослепительно белого цвета, по-
этому основная масса топлива сгорает после выхода из горелочных
устройств на сравнительно небольшой длине факела.
На рис. 27 приведено распределение температуры факела /ф,
избытка воздуха ар, а также отдельных компонентов продуктов
сгорания СО2, О2 и СО, Н2, СН4, измеренных в трех сечениях по
диаметрам пламенных труб моделей № 1, 2 и 3, а на рис. 28 —
изменение этих параметров по длине (оси) камеры. Из приведен-
ных рисунков видно, что для всех трех камер опытные точки каж-
дого параметра как по сечениям, так и по длине камер уклады-
ваются на одну кривую, т. е. процесс выгорания топлива при
выполнении указанных выше условий приближенного огневого
моделирования идентичен. В проведенных опытах сжигалось
соляровое масло, ар 1,3, tK с >=« 685° С, температура воздуха
на входе 110°С и UF 9 • 106 ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)].
В центре (на оси камеры) коэффициент избытка воздуха соот-
ветствует величине поступившего через регистры воздуха; к при-
стенной области коэффициент избытка воздуха постепенно уве-
личивается за счет притока воздуха из щелей охлаждения. Воз-
дух, вытекающий из щелей, не достигает центральных областей
камер и поэтому, как видно из рис. 28, избыток воздуха в центре
остается практически постоянным до LOr/Z)njl 1,07, резко повы-
шаясь к выходному сечению за счет притока воздуха из области
смесителя. Соответственно в области, примыкающей к оси пла-
менных труб, концентрации СО2 максимальны и уменьшаются
к пристенной области.
Поля температур газа во всех сечениях камер подобны полям
СО2. Наибольшая температура факела пламени наблюдается
в центральной зоне камер, некоторое снижение температуры
имеет место вблизи стенок пламенной трубы.
Максимальная температура по ходу выгорания факела изме-
няется в зависимости от форсирования камеры. При неболь-
ших и средних тепловых нагрузках камеры, равных (3-ь
-г-6)10в ккал/ [(м2-ч) (кгс/см2) ], а также при повышенных давле-
ниях в камере, когда сгорание топлива в основном происходит
в головной части, максимальная температура факела находится
в сечении Лог//)пл = 0,46, при форсированных нагрузках (7
<-13)10в ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)] — смещается по ходу выгорания
к сечению Е0./Е)пл = 1,07.
3*	67
Рис. 27. Изменение отдельных компонентов по сечениям камер:
1 —	2 — а , 3 — СО,; 4 — О,; 5 — Со + Н : • — камера 1; X —
Ш	р	&	л	4
камера 2; Д — камера 3
Рис. 28. Изменение отдель-
ных компонентов по оси ка-
мер (обозначения см. на
рис. 27)
68
Эффективность работы камеры оценивалась по величине хи-
мического недожога топлива. Химический недожог появлялся
в конце зоны горения (перед смесителем) только на режимах пре-
дельного форсирования или близких к нему, при которых факел
заносился в область смесителя. Последнее, как известно, при-
водит к значительной разверке температуры газов, поступающих
на лопатки турбины, обгоранию сопел смесителя, появлению ме-
ханического недожога, при этом химический недожог практически
не повышается.
По изложенным причинам работа камер сгорания при форси-
рованиях выше предельных не допускается.
При увеличении диаметра пламенной трубы условия смеше-
ния ухудшаются, так как искусственная турбулентность, создан-
ная регистром, при крупномасштабной турбулентности затухает
быстрее. Это подтверждается нашими опытами, с помощью кото-
рых установили, что при уменьшении диаметра камер предельное
форсирование увеличивается. При ар = 1,25-И ,30, температуре
воздуха на входе в камеру ПО—300° С, гидравлическом сопро-
тивлении ~1,8% получены следующие значения предельного
форсирования для многогорелочных камер сгорания: при
диаметре пламенной трубы 7)пл = 640 мм f/r^9,6 X
X 10® ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)], при 7)пл = 510 UF = 10,5 X
X 10®  ккал [/(м2-ч) (кгс/см2)], Dan = 400 мм UF = 12 X
X 10® ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)].
Величину предельного форсирования для многогорелочных
камер сгорания можно определить по выражению: UF = 9,1 X
X 10~6Z)—л0’25 ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)].
Приведенная зависимость подтверждена также при исследова-
нии многогорелочной камеры сгорания с широким диапазоном ре-
гулирования для ПГУ-200 — рис. 5.
Одногорелочные камеры сгорания. Исследованию подверга-
лась одногорелочная камера сгорания диаметром 400 мм, пред-
назначенная для пиковой газотурбинной установки ГТ-100-750,
а также модели этой камеры диаметром 640 и 270 мм [66, 67, 70].
Масштаб геометрического подобия составлял 1,6; 1,0 и 0,7.
В ГТ-100-750 — блочное исполнение камер сгорания, состоящих
из 12 пламенных труб, расположенных в общем корпусе вокруг
вала машины (рис. 29), конечная часть пламенных труб входит
в газосборную улитку. Распределение воздуха по трактам пламен-
ных труб осуществляется из «затопленного пространства» соот-
ветственно проходным площадям регистров и щелей.
При обобщении материалов использовались опытные данные,
полученные при испытании натурной машины.
Пламенные трубы диаметром 640 и 400 мм устанавливались
в вертикальном цилиндрическом корпусе таких размеров (рис. 51),
что скорость воздуха в кольцевом пространстве не превышала
10—15 м/с. В этом случае охлаждение металла осуществлялось
непосредственно в щелях самих пламенных труб.
69
Во входных конусах пламенных труб установлены газома-
зутные горелки (рис. 8, а). Горелка имеет плоскоконический ре-
гистр с пережимом, угол установки лопаток регистра 45°, а вту-
лочное отношение = 0,41. В центральной части втулки
регистра расположена центробежная форсунка для распыливания
жидкого топлива. Горючий газ основной и дежурной горелок под-
водится по кольцевым каналам, расположенным между втулкой
регистра и форсункой.
Кольцевые каналы заканчиваются коническими вставками,
так называемыми грибками. Газ выходит из отверстий, просвер-
ленных в грибках.
Сектор блока камер сгорания, который исследован на стенде
ЦКТИ, состоял из трех пламенных труб диаметром 270 мм, распо-
ложенных в общем корпусе и соединенных пламяперепускными
Рис. 29. Схема ГТ-100-750-2:
I — КСВД; 2 - КСНД; 3 — КВД; 4 — ТВД; 5 — ТНД;
6 - кнд
патрубками. Этот сектор выполнен подобным блоку камер сгорания
натурной машины высокого давления ГТ-100-750-2 (рис. 29).
Основные размеры регистров и пламенных труб приведены
в табл. 2. Опыты проводились на жидком топливе: соляре, дистил-
ляте замедленного коксования Новоуфимского нефтеперерабаты-
вающего завода, мазуте М-20, а также на газообразном топливе.
Характеристики топлив приведены в табл. 3.
В зоне горения поля температур- и концентраций компонентов
продуктов сгорания измерялись по диаметру в четырех или пяти
сечениях, а на натурной машине в трех сечениях. Относительная
длина Lor/Z)njI расположения этих сечений приведена в табл. 4.
Отбор проб жидкого топлива и продуктов его пирогенетичес-
кого разложения в виде сажи и кокса (механический недожог)
производился при помощи специального пробоотборника через
фильтр. Температура отбираемого газа внутри подводящей
трубки поддерживалась на уровне 150—200° С путем регулиро-
вания подачи воды на охлаждение пробоотборника. Расход от-
бираемого газа измерялся трубкой Вентури за фильтром. Анализ
70
ТАБЛИЦА 2
Основные размеры одногорелочных камер сгорания
Размеры	Модель № 1	Модель № 2 (на- турная машина)	Модель № 3(сек- тор блока)
Диаметр пламенной трубы £>пл, м	0,64	0,40	0,27
Длина пламенной трубы Lor, м	1,090	1,060	0,695
Количество обечаек, шт.	5	6	6
Диаметр регистра Dp, м	0,280	0,185	0,128
Втулочное отношение dBT/£>p	0,356	0,427	0,414
Число лопаток регистра, шт.	18	18	18
Угол наклона лопаток, . . .°	45	45	45
Отверстия основного газа d, мм	—	3,0	2,1
Количество отверстий, шт.	—	60	60
Площадь регистра на выходе Кр, м2	0,0363	0,0154	0,0069
Площадь щелей рщ, м2	0,0415	0,0197	0,0086
Площадь смесителя Есм, м2	0,0374	0,0196	0,0087
Масштаб геометрического подобия	1,6	1,0	0,7
отобранных через пробоотборник продуктов сгорания произво-
дился на приборах Орса и хроматографе ГСТЛ. Измерение со-
ставляющих скоростей потока в изотермических и огневых усло-
виях производилось предварительно протарированным пятика-
нальным охлаждаемым зондом.
В проведенных опытах средний размер капель составлял
ПО—210 мкм, максимальный — 200—450 мкм. Угол раскрытия
распыленного форсункой топливного факела составлял 85—95°.
ТАБЛИЦА 3
Характеристики топлив, применявшихся при исследовании
Характеристика жидкого топлива	Соляр	Дистил- лят	Мазут М-20	Характери- стика газо- образного топлива
Низшая теплотворная способ- ность рабочего топлива ккал/кг Содержание, %:	10140	9700	9650	8489
влаги Wp	0,00	0,43	2,00	СН4 = 98,0;
золы Ар	0,00	0,00	0,15	С2Нв = 0,4;
углерода Ср	85,54	84,98	87,20	С3Н8 = 0,2;
серы Sp	1,52	2,52	0,60	СО2 = 0,1;
водорода Нр	13,34	11,20	11,70	N2 = 1,3
кислорода и азота (Ор + Np)	—	0,87	0,50	
Плотность d2o, г/м3	0,827	0,917	0,920	0,730
Вязкость по Энглеру В60, °Е	1,4	1,5	6,0	—
71
ТАБЛИЦА 4
Относительная длина L0TII)nn сечений, в которых проводились
измерения
Модель	°пл’ мм	Сечение трубы				
		1а	I	II	ш	IV
№ 1	640	0,16	0,46	0,76	1,10	1,40
№ 2	400	—	0,37	0,87	1,37	2,17
№ 3	270	0,19	0,43	0,95	1,42	2,10
Натурная ма- шина	400	—	—	0,75	1,20	2,20
Исследования трех моделей камер сгорания проводились на режи-
мах, соответствующих расчетным параметрам работы газотурбин-
ной установки ГТ-100-750-2. Большая часть опытов проведена на
режимах номинальной нагрузки газотурбинной установки. Ре-
жимные параметры, выдерживаемые согласно вышеизложенным
условиям приближенного огневого моделирования, находились
в пределах: ар = 1,2 — 1,4; аобщ = 5,54-6,0; /в = 260->290° С;
/к с = 730-750° С; UF = (5,5-6,1)106 ккал/ 1(м2-ч) (кгс/см2) ].
Для оценки эффективности работы моделей камер на пони-
женных нагрузках и холостом ходу машины, а также
проверки условий приближенного моделирования часть опытов
проведена в более широких пределах изменения параметров ра-
бочего процесса, а именно: ар = 1,2->2,5; аобщ = 5,0-10,0;
tB = 180-290° С; /к.с = 460-750° С; UF = (3,0-9,5) х
X 106 ккал/1(м2-ч) (кгс/см2)].
На рис. 30 и 31 приведены графики распределения температур
факела, избытка воздуха, концентраций кислорода и углекислого
газа, а также кривые выгорания по длине для трех исследованных
моделей камер сгорания. Как видно, из приведенных графиков,
распределение указанных параметров по сечениям и длине при
выполнении принятых условий моделирования, идентичное: опыт-
ные точки, замеренные в трех моделях, практически укладываются
на одни кривые.
Центральную зону факела в двух первых головных сечениях
занимает зона обратных токов, о чем свидетельствует максималь-
ное значение температуры и концентрации СО2 и минимальное
значение О2 и избытка воздуха. По мере продвижения от центра
к ограничивающим стенкам температура факела и концентрация
СО2 довольно резко падают, в то время как избыток воздуха и
концентрация О2 повышаются. Такое изменение в головных сече-
ниях камеры обусловлено расширением потока воздуха, выходя-
щего из регистров, а в пристенных областях — поступлением
воздуха из щелей охлаждения, при этом по ходу выгорания факела
72
возрастает абсолютное количество добавочного воздуха из щелей,
находящихся в стыках отдельных обечаек.
В головных сечениях камер, где наблюдается наиболее высо-
кая температура факела, процесс горения развивается интенсивно,
что подтверждается ходом кривых выгорания (рис. 31). На
Ог;СОг>А
Рис. 30. Распределение Тф (кривая /), ар (2), СО2 (3), О2 (4) по
сечениям пламенных труб 1 (а) и II (б):
О» • — модель 1; Д, ▲ — модель 2; 0, О — модель 3
начальном участке до относительной длины L0TJDпл = 0,6 выгорает
примерно 90% топлива. На последующих участках выгорает только
9—10% топлива, что свидетельствует о замедлении скорости до-
горания коксового остатка жидкого топлива в условиях снижен-
Рис. 31. Кривая выгорания т]сг и распределение 7ф (кривая 1)
и ар (2) по длине трех моделей камер сгорания (обозначения см.
на рис. 30)
камеры. Из рис. 31 также видно, что полное выгорание топлива
до т]сг = 98 4-99% происходит на относительной длине LOr/Dn„ =
= 1,8-2,0.
Для иллюстрации влияния давления на процесс горения на
рис. 32 приведены кривые распределения температуры факела,
состава газа и избытка воздуха в сечении Ьог/Дпл = 0,37 (верх-
ние графики) и сечении Ьог/Дпл = 0,87 (нгжние графики) еди-
ничной камеры диаметром 400 мм при давлениях от 1,9 до
73

Рис. 32. Влияние давления на процесс горения: а, б, в— р равно 3,5; 2,6 и 1,9 кгс/см2:
1 -	2 - О ; 3 - СО ; 4 - СО + Н + СН ; 5 - а
Ч*	а	а	4	4
3,5 кгс/см2. В этих опытах выдерживались одинаковыми /в =
= 280° С, аобщ = 5,9 и UF = 6,0-10® ккал/[(м2-ч) (кгс/см2) ].
В центральной зоне, характеризующейся относительно равномер-
ным профилем температуры, из-за недостатка кислорода проис-
ходит не интенсивное горение, а, главным образом, пирогенети-
ческое разложение топлива. В периферийной зоне горение не раз-
вивается из-за недостатка топлива и низкой температуры. Нали-
чие радиального градиента концентраций и осевой скорости, а
также радиального тока вызывает диффузионный и конвективный
Рис. 33. Распределение усредненных температур факела, избытка воздуха
СО2 и химического недожога q3 по длине пламенной трубы при сжигании
газотурбинного топлива:
7 — ГТ-100-750-2; 2 — модель блока ВД; 3 — единичная пламенная труба; •,
Э— ссп и СО„ для ГТ-100-750-2, нагрузка 80 МВт; О. X, ♦ — Т п, ссп и СО
ср н а	ср р *
для модели блока ВД
массообмен между зонами. Там, где достигается близкое к стехи-
ометрическому соотношение топливовоздушной смеси, происхо-
дит химическая реакция окисления топлива, причем зона горения
из-за наличия крупномасштабной турбулентности имеет довольно
значительную ширину (г/R = 0,54-0,7).
По мере движения газов зона горения приобретает все более
размытый характер и, наконец, смыкается в центре, если форси-
рование достаточно велико. Кривые изменения температуры,
избытка воздуха и концентрации О2 и СО2 практически одинаковы
для разных давлений, однако зона максимальной концентрации
СО, Н2 и СН4 в головных сечениях камеры при повышении дав-
ления увеличивается. Увеличение ширины зоны максимальной
концентрации приводит к увеличению толщины фронта пламени,
а повышение средней концентрации жидкого и газифицированного
топлива — к увеличению в сечениях химического и механического
недожогов, причем это увеличение особенно сильно выражено
в головной части камеры и незначительно в хвостовых сечениях.
Это четко выражено на рис. 33, где представлены кривые выгора-
ния газотурбинного топлива в единичной камере сгорания и мо-
дели блока высокого давления, исследование которых проводи-
лось в стендовых условиях при давлении 3,0 кгс/см2 и в
75
промышленной установке ГТ-100-750-2 при давлений в КСВД
—22 кгс/см2, при этом другие режимные параметры были оди-
наковыми.
Повышение давления с 3,0 до 22,0 кгс/см2 приводит к резкому
возрастанию, почти в два раза, химического недожога; возрастает
также механический недожог (в ГТ-100-750-2 последний не изме-
рялся) на относительной длине пламенной трубы Lor/Z)пл — 0,3 -ь
-г-0,5. Там, где топливо в основном испарилось и газифицирова-
лось, влияние давления резко снижается. Основная часть топ-
лива во всех случаях сгорает к сечению L0T.IDnn^ 1,2.
Такое влияние давления в головной области пламенной
трубы (рис. 33) объясняется главным образом тем, что с увели-
чением его в том же объеме пламени выгорает больше топлива
и, следовательно, выделяется больше сажи и продуктов непол-
ного горения. Вследствие этого увеличивается степень черноты
пламени и лучистые тепловые потоки — в этой зоне практически
всегда отмечается максимальная температура стенок пламен-
ной трубы.
Так.как влияние давления на полноту горения меняется по
длине пламенной трубы, то показатель степени в функции т]сг=
= А/р1~т соответственно должен уменьшаться. Опытная ве-
личина показателя при давлении для кривых, приведенных на
рис. 33, равна 0,4—для сечения I; 0,2 — для сечения П\ 0,02 —
для сечения III.
Опытные данные, полученные при исследовании геометрически
подобных камер сгорания, в промышленных условиях позволяют
оценить полноту сгорания в зависимости от режимных пара-
метров и геометрических размеров, исходя из того, что при сжи-
гании жидкого топлива полнота сгорания определяется только
испарением капень т]сг = f (тисп/тпр). Относительное время испа-
рения с учетом выражений (11.18) и (11.20) можно записать:
^исп/^пр := (Z?6Kt^cp)/ZyOr,	(11.21)
где константа испарения
(11.22)
Средняя скорость газов
ьУср = СпДЗбООГплРо^ор) (вп/Тф)/(рО*л).	(11.23)
Учитывая, что Lor = 1ХОПЛ, на основании соотношений (11.22)
и (11.23), получим зависимость:

\
(П.24)
На рис. 34 приведена зависимость (11.24), построенная по опыт-
ным данным исследований, проведенных на огневых стендах гео-
метрически подобных одногорелочных камер сгорания диамет-
ром 640 и 400 мм и модели блока диаметром 270 мм ГТ-100-750-2.
76
С помощью этих кривых можно проследить ход выгорания топ-
лива и приближенно определить полноту сгорания на любом рас-
стоянии от горелки в условиях работы натурных размеров камеры
сгорания. В действительности процесс выгорания капель топлива
происходит в две стадии: испарение летучей части и выгорание
Рис. 34. Зависимость Т|сг от тисп/тПр для трех моделей
ГТ-100-750-2:
О, X, Л — камеры сгорания диаметром 640, 400, 270 мм
коксового остатка в условиях сложного тепломассообмена. Рас-
чет относительного времени испарения и выгорания жидкого топ-
лива будет приведен ниже.
Таким образом, для получения условий приближенного ог-
невого моделирования при сжигании в камерах сгорания жидкого
топлива необходимо соблюдать:
1)	геометрическое подобие камер сгорания;
2)	ар = idem, аобщ = idem, /в = idem;
3)	одинаковое топливо, /т = idem, угол раскрытия конуса
пламенной трубы и топливного факела форсунками рф = idem
или одинаковое распределение плотности орошения распыленного
топлива;
4)	тисп/тпр = idem.
Практически для соблюдения постоянства тпр в модели и на-
туре необходимо выдерживать одинаковые теплонапряжения
объема и сечения пламенной трубы, так как тпр ~ i/Uv и тпр ~
a w	UJ?.
В случае соблюдения вышеизложенных условий моделирования
для модели и натуры будут идентичны:
поля температур факела, состава газа, избытков воздуха и
выгорания топлива как по длине, так и по сечению;
поля температур газа за смесителем;
коэффициенты сопротивления всей камеры и отдельных эле-
ментов;
распределение воздуха по трактам.
3.	Результаты опытов по сжиганию
газообразного топлива
Исследование процесса горения газообразного топлива про-
водилось на тех же трех моделях одногорелочных камер сгорания
и натурной машине ГТ-100-750-2 при использовании идентичной
методики измерений и обработки опытных данных.
77
Процесс горения газообразного топлива протекает в две ста-
дии: смешение и химические реакции.
Как показывают экспериментальные данные и непосредствен-
ное наблюдение за факелом, при раздельной подаче топлива и воз-
духа процесс горения газообразного топлива в камерах сгорания
обычно происходит в диффузионной области, о чем свидетельствует
ярко-желтая окраска факела и слабая зависимость длины факела
от нагрузки. Повышенное давление и высокая температура факела
приводит к тому, что скорости химических реакций чрезвычайно
высоки, и процесс горения лимитируется турбулентным смешением
газа с воздухом.
И только в камерах сгорания с горелками частичного предва-
рительного смешения при соответствующих условиях горение
может происходить в кинетической области, так как смешение
газа с воздухом в горелках этого типа протекает более интенсивно,
чем в диффузионных. Переход процесса в кинетическую область
всех типов горелок может иметь место при частичных нагрузках
камеры, когда температура факела резко падает из-за роста из-
бытка воздуха.
Раздельная подача топлива и воздуха, наиболее распростра-
ненная в горелках диффузионного типа, имеет определенные пре-
имущества по сравнению с подачей топлива в горелках предвари-
тельного смешения. Устойчивое горение при использовании этих
горелок происходит в значительно более широком диапазоне
по избытку воздуха без появления срывов и пульсаций.
Подача газа в зону горения через большое количество отвер-
стий в центре горелки дробит топливный факел на отдельные струи,
которые выгорают с поверхности, создавая развитый и много-
образный фронт пламени.
Наблюдения за процессом горения газообразного топлива
в камерах сгорания показывают наличие сплошного светящегося
факела, симметрично расположенного вокруг оси камеры. Голу-
бой факел можно наблюдать лишь в периферийной области. Рас-
пределение температур факела, избытков воздуха и состава газа
по радиусу камеры имеет такой же характер, как и при сжигании
жидкого топлива.
Как показывают опытные данные и непосредственное наблюде-
ние, длина газового факела обычно не меньше факела жидкого
топлива, а при одинаковой конструкции горелки и аналогичных
режимных параметрах иногда и превышает его, что видно по кри-
вым выгорания для жидкого и газообразного топлива, приведен-
ным на рис. 9.
Выше было показано, что при сжигании газообразного топлива
лимитирующей стадией является смешение, и полнота сгорания
выражается в виде функции от относительного времени смешения
Лсг = f (тсм/тпр)- Для удобства практического использования за
характерный размер масштаба турбулентности в выражении
тсм = 12IDt. целесообразно принять диаметр газовыпускного ка-
78
нала dKB, поскольку I ~ Drop ~ d^. Тогда после преобразова-
ний с учетом того, что DT = AwnpD^, получим
„ г( Тем \ г
Пег = / ( -Т— ] = f
\ тПр /
шгор^горР г^х^п л
(11.25)
где lx = Ln!D пл — относительное расстояние до данного сечения.
При обобщении опытных данных за характерную скорость
принята среднестехиометрическая скорость воздушных и газовых
потоков на выходе из горелки
= Сг^в.+_£оВ^г = «р^в + ^г	(11,26)
гор Св + L0BT	ар + 1	v ’
где wB и &уг — соответствующие скорости воздуха на выходе из
регистра и газа из газовыпускных каналов.
Характер кривых т]сг от тсм/тпр, обработанных для стендовых
и промышленных камер сгорания при сжигании в них природного
газа, практически идентичен приведенным на рис. 34.
Исходя из изложенного, запишем условия приближенного
подобия модели и натуры при сжигании газообразного топлива:
1)	геометрическое подобие;
2)	ар, аобщ, tB и топливо одинаковы;
3)	тсм/тпр = idem.
4.	Расчет выгорания жидкого топлива
Результаты исследований сжигания тяжелых жидких топлив
в топочных устройствах показывают, что после испарения легких
летучих фракций, как правило, образуется коксовый остаток.
Тяжелое топливо является смесью жидкостей с различными тем-
пературами кипения и естественно, что сначала испаряются легкие
фракции. Крайняя форма эффекта фракционирования — обра-
зование коксового остатка, — который при определенных усло-
виях процесса продолжает гореть по законам горения твердой
частицы.
Опытами по сжиганию единичных капель на эксперименталь-
ных установках [86, 30, 31, 43] установлена одна и та же законо-
мерность постадийного выгорания капли жидкого топлива, при
этом экспериментом установлены практически одинаковые зави-
симости по влиянию на выгорание коксового остатка начального
размера капли, топочной температуры, концентрации окислителя
и физико-химических свойств топлива.
Авторы работ [30, 31 ], проводившие исследования по сжиганию
подвешенных на кварцевой нити капель дизельного топлива,
мазута Ф-12 и крекинг-остатка, установили, что относительная
масса коксового остатка зависит не только от физико-химических
свойств капли, но и от начального диаметра выгорающей капли —
рис. 35. Из рассмотрения зависимости, изображенной на рис. 36,
79
видно, что размеры коксового остатка (приведенного к сферичес-
кому объему) увеличиваются с увеличением начального диаметра
капли. При этом относительные размеры для отдельных видов
Рис. 35. Зависимость массы коксового
остатка от физико-химических свойств
топлива и начального диаметра капли:
1 — крекинг-остаток; 2 — мазут Ф-12
Рис. 36. Зависи-
мость размера кок-
сового остатка dK
от диаметра капли:
1, 2 — мазут М-40 и
М-20
топлив заметно отличаются друг от друга. Существенным выво-
дом проведенных экспериментов явилось подтверждение постадий-
ности сгорания капли тяжелого жидкого топлива. Опытные дан-
ные сгорания одиночных капель мазута М-80 в потоке воздуха,
подогретого до 700° С, движущегося со скоростью 1,2 м/с, приве-
Рис. 37. Опытные зависимости выгорания капель мазута М-80:
X — суммарное время сгорания; • — время горения испаряющейся
части; О — время горения коксового остатка
дены на рис. 37. Авторами так же, как и в работе[86], отмечается,
что длительность сгорания выкипающей части капель мазута и
крекинг-остатка подчиняется той же зависимости, что и время
выгорания полностью испаряющихся топлив. Константа скорости
сгорания имеет ярко выраженную температурную зависимость
Kc—f (Т). Однако время полного сгорания коксового остатка не
связано пропорциональной зависимостью с квадратом начального
80
диаметра капли. Если для полностью испаряющихся капель жид-
кого топлива время сгорания т и их начальный диаметр d0 могут
быть обобщены приближенной зависимостью d0 = ]/'ст, то для
топлив, горящих с выделением коксового остатка, эта зависимость
может быть представлена в виде:
d0 = [CT/(l+/C)]0-5,
где К' — отношение времени сгорания коксового остатка к испа-
ряющейся части капли.
По данным исследований [30, 31 ], для капель мазута с началь-
ным диаметром d0 0,5 мм К' 1,0, с уменьшением диаметра
капли эта величина возрастает до К' = 2,0.
Данные, полученные в работе [43], показывают, что в резуль-
тате разгонки мазута может получиться значительное количество
коксового остатка, рис. 38, в то время как соляр, согласно кри-
вой на этом рисунке, испаряется почти полностью. Анализ опыт-
ных данных, приведенных на рис. 39 и 40, показывает, что при
выгорании соляра температура капли в основной период времени
оставалась на уровне 310—320° С. Рост температуры капли в пе-
риод испарения был незначительным. В то же время температур-
ные кривые для капель мазута имеют значительно большую кру-
тизну и очень небольшой участок, где температура остается по-
стоянной.
Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что при
горении капель тяжелого топлива в начальный период времени
влияние разгонки топлива оказывается незначительным (выгора-
ние 10%). В дальнейшем процесс горения сопровождается изме-
нением фракционного состава топлива. Температура капли непре-
рывно меняется. Конечная температура равна температуре горя-
щего коксового остатка.
Таким образом, образование углеродистых частиц в топочных
газах является закономерным этапом горения жидкого топлива
в нормальных условиях. При этом образуются два рода углерод-
ных частиц: чистый аморфный углерод, являющийся в основном
продуктом распада углеводородных паров, образующихся при
первоначальном термическом разложении капель жидкого топлива,
и коксовый остаток, образующийся вследствие термического
крекинга жидкого топлива. В коксовом остатке практически со-
держится вся зола, содержащаяся в исходном топливе.
Углеродистые частицы первого рода, образующиеся по значи-
тельно упрощенной схеме, достаточно малы и могут сгорать в фа-
келе светящимся пламенем, а при нарушении топочного режима
уносятся топочными газами, причем часть их тонким слоем осаж-
дается на стенках пламенной трубы, а часть выбрасывается в ды-
мовую трубу.
По данным измерений концентрации и фракционного состава
механического недожога и выхлопных газах за камерой сгорания
81
Рис. 38. Экспериментальные
кривые разгонки соляра и ма-
зута:
1 — мазут; 2 — соляр
Рис. 39. Кривые
изменения диаметра
и температуры ка-
пли (соляр):
1, 2,3, 4 — do равен
1,64;	1,48;	1,53 и
1,66 мм
Рис. 40. Кривые изменения диа-
метра и температуры капли (ма-
зут):
1, 2, 3 — do равен 1,17; 1,33 и 1,29 мм
82
ГТУ, массовая доля сажистых частиц составляет Менее 10%.
Образование же коксовых частиц происходит сложнее, выход
углерода при этом зависит главным образом от свойств жидкого
топлива и условий распыливания.
При неблагоприятном составе по (С/Н) и грубом распиливании
мазута в процессе крекинга внутренней области капли может об-
разоваться до 10—20% (от массы) твердого коксового материала,
в дальнейшем сгорающего в условиях гетерогенного горения с по-
ниженной скоростью. В связи с этим камеры сгорания для сжи-
гания тяжелых жидких топлив должны иметь ряд конструктивных
особенностей, обеспечивающих, как установлено исследованиями
в ЦКТИ, выполнение следующих основных требований:
температура факела в начальной зоне горения должна быть
возможно более высокой и не ниже 1200° С;
в объеме горения не должно быть зон с пониженной температу-
рой газов — не ниже 800° С;
температура газов и концентрация кислорода в конечной зоне ка-
меры должны быть достаточными для выгорания коксового остатка;
температуру подогрева топлива и воздуха поддерживать воз-
можно более высокими;
необходимо обеспечить возможно более тонкое распиливание
топлива, целесообразно применение форсунок с воздушным или
паровым распыливанием;
во избежание образования нагара температура металла эле-
ментов пламенных труб не должна быть ниже 500° С;
длина зоны горения должна быть достаточной для выгорания
коксового остатка—ориентировочно на 20—30% больше, чем
для легкого топлива. Однако это положение должно проверяться
инженерным расчетом.
На материалах экспериментальных данных и теоретического
анализа, проведенного в ЦКТИ, разработан метод расчета выгора-
ния жидкого топлива применительно к камерам сгорания ГТУ,
выполненный В. А. Асосковым и Н. С. Шестаковым [69].
На первой стадии рассчитывается выгорание летучей части топ-
лива, сопровождающееся изменением фракционного состава топ-
лива. Завершается первая стадия испарения образованием коксо-
вого остатка, выгорание которого составляет вторую часть расчета.
Влияние фракционирования тяжелого жидкого топлива при
расчете испарения учитывалось путем использования кривых раз-
гонки, приведенных на рис. 41 для различных жидких топлив,
возможных для использования в ГТУ [8]. Приведенные зависи-
мости с достаточной степенью точности аппроксимируются линей-
ной зависимостью вида:
4 = ^ + ^р(1-П	(11.27)
где 4 — температура капли, °C; ta — температура начала кипе-
ния, °C; /р — коэффициент; х — 8/80 — относительный размер
капли; 6 и 60 — текущий и начальный размер капли.
83
Значения ta, tp и Хк (относительный размер коКсовОгО остатка)
приведены в табл. 5.
В основу расчета испарения летучей части положено уравне-
ние теплового баланса капли
Рис. 41. Фракционный состав
жидких топлив:
/ — мазут; 2 — моторное ДТ-1;
3 — газотурбинное; 4 — дизель-
ное; 5 —> сланцевое масло; 6 —
реактивное Т-1
dGjdx = — aKFK (/ф — fK)/Ai, (11.28)
где GK — масса капли, GK — (л63/6) рт;
ак — коэффициент теплоотдачи; FK =
= лб2 — поверхность капли; Ai — при-
ращение теплосодержания вследствие
увеличения температуры испаряющейся
капли от начальной до температуры
коксового остатка, равное температуре
в зоне горения
At =	“Ь t/исп* (11.29)
Решением уравнения (11.28) с уче-
том (11.27) в пределах от х до 1 полу-
чено выражение для времени испаре-
ния летучей части капли:
т __ ДМ Г 1 In &2-6+1 (6 + х)а I
Тисп ЛО„ &ь Ш &2 _ Ьх %2 (6	1)2 ф
.	1 /	, 2 — Ь ,
Н----7= arctg —— arctg
2х — Ь \
(П.ЗО)
где
А = Афт/(4Хп/р);
& = [(^ф-4-Шр]1/3-
По данному выражению построены вычисленные на ЭВМ и
приведенные на рис. 42 и 43 зависимости относительного размера
капли от т/62 = f (х) при разных температурах факела и типах
Характеристика жидких топлив
ТАБЛИЦА 5
Топливо	рт, г/см3		*Р	х'к = вк/в0
		о	с	
Дизельное	0,810	200	160	0,2
Сланцевое	0,962	165	200	0,2—0,3
Газотурбинное	0,910	220	160	0,3—0,4
Моторное	0,900	225	290	0,3—0,45
Мазут Ф-12	0,950	250	350	0,5—0,6
Мазут топочный	1,020	250	720	До 0,7
84
топлив. Эти зависимости позволяют вычислять при заданных зна-
чениях температуры факела и начального диаметра капли время
испарения до образования коксового остатка. С их помощью
можно решить и обратную задачу.
Рис. 42. Выгорание капли распыленного топлива:
/. 2, 3,4, 5 — равна 1000, 1200, 1400, 1600 и 1800° С;---сланцевое масло,
р = 0,962- 10s кг/м3; — — дизельное топливо, р = 0,81 • 103 кг/м3
Рис. 43. Выгорание капли распыленого топлива:
1, 2, 3, 4, 5 — (ф равно 1000, 1200, 1400, 1600 н 1800° С;-мазут М-40,р = 0,95 X
X 103кг/м3;----г- — моторное топливо ДТ-I, р = 0,9-103 кг/м3
При расчете второй стадии выгорания коксового остатка,
диаметр которого 6К = хк60, использовано дифференциальное
Уравнение материального баланса при выгорании коксовой час-
тицы:
d (ркл63/б) = — kcsnd2 dr.
(11.31)
85
Величина скорости гетерогенной реакции kcs, количества реа-
гирующего вещества в единицу времени на единицу реакционной
поверхности, принята согласно работам [8, 18, 81 ]:
£ = [(1 + е) (kaD)/(k + aD)] СО2,	(11.32)
где е — коэффициент, показывающий конечный продукт реакции,
если горение происходит только до СО2, то е = 1; k —
= k0 exp (—E/RT) — константа скорости химической рекции по
сопоставлению опытных и расчетных данных, kB = 4,73-10s м/с;
£ = 20-10s ккал/моль; aD — коэффициент диффузионного об-
мена; комплекс kaDl(k + aD) —эффективная константа скорости
реакции; учитывающая совместное воздействие на процесс кинети-
ческих и диффузионных факторов.
Решение уравнений (11.31) и (11.32) дает зависимость:
d(6)/dr = — 2₽/рк[СО2/(1//<+ l/aD)]. (П.ЗЗ)
Концентрация кислорода при горении коксового остатка опре-
деляется выгоранием испаряющейся части топлива и коксового
остатка:
СО2 = СО2 - СО2И - СО2К,	(П.34)
где СО2 = 0,21 V0apo2/Vr — начальная концентрация кислорода;
СО2 = 0,21 Vo (1 — «к) ро2/Кг — количество кислорода, израсхо-
дованное на горение паров топлива; СО2 = О,21Кок«к (1 —
— %3) Po./Vr — количество кислорода, израсходованное на
горение коксовых частиц; КОк = m.V0 — теоретический расход
воздуха на горение кокса; т —коэффициент пропорциональности,
равный К0к/К0 = 0,71 для мазута; Кг — объем продуктов сго-
рания; пк — коксовый остаток; х = 6/6к — относительный раз-
мер коксового остатка.
Тогда выражение (11.34) запишется
СО2 = ~ 0,21Vopo2[(a — 1) + пк — тпк -ф mnKx3]. (11.35)
Считая, что горение идет в кинетической области [18, 86],
и учитывая соотношения (11.34) и (11.35), из уравнения (П.ЗЗ)
получим зависимость для времени выгорания коксовой частицы
1
тк = —	(П.36)
йх J а +х
X
где с = VrpK/(0,42V0PnKmpo2); |3 = 0,375 — стехиометрический
фактор; а = {[(а — 1) ф- пк — тпк]/(тпк)\1/2.
86
Интегрирование уравнения (11.36) дает зависимость:
_ бк_ Г 1 1 (а+ 1)а(а2 —ax-j-x2) 
Тк kK L ba2 111 (а + х)2 (а2 — а 4- 1)
+ -7= (arctg-^zf - arcfg )1.	(п-37)
a Jz 3 \ ay 3	а И 3 /J
Время выгорания коксового остатка по выражению (11.37)
вычислено на ЭВМ в виде зависимостей (ро2А:хт/6к) ~ f (*) ПРИ
разных коэффициентах избытка воздуха. Эти зависимости при-
ведены на рис. 44. Время полного сгорания коксовой частицы
бк находится при х = 0.
Рис. 44. Расчетные зависимости выгорания коксовой частицы:
1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10—ат равен 1,1; 1,2; 1,3; 1,4; 1,5; 1,6; 1,7; 1,8; 1,9 и 2,0
Приведенный расчет выгорания тяжелого жидкого топлива
выполнен с рядом допущений. Так, не учитывалось аэродинами-
ческое смешение распыленного форсункой топлива с воздухом,
что вообще важно на первой стадии выгорания; не учитывалось
время задержки воспламенения. Естественно, здесь не учтены
отклонения условий выгорания из-за возможной неравномерности
подачи воздуха и топлива; при локальном недостатке кислорода
может быть не только повышенный выход коксового остатка,
но и значительное увеличение образования мелких углеродистых
частиц при пирогенетическом разложении паров топлива. Счи-
тается, что процесс горения отлажен. Учет этих факторов не только
усложнил бы расчет, но на данном этапе сделал бы его практи-
чески невозможным.
При расчете принято, что лимитирующей (медленной) стадией
при сжигании жидкого топлива является испарение и горение
отдельных капель. Была выделена и отдельно рассмотрена ста-
дия, лимитирующая весь процесс. Кроме того, неучтенные фак-
торы скорректированы опытными коэффициентами, полученными
при анализе и обобщении экспериментального материала.
87
В вышеприведенных расчетах рассмотрено выгорание частицы
топлива при ее испарении и догорании коксового остатка. В дей-
ствительности, при распылении топлива форсункой образуются
капли разных размеров. Полидисперсность распыленного факела
оказывает влияние на характер процесса горения, так как более
Рис. 45. Зависимость доли неис-
парившегося топлива	(1—В)
100% от относительного размера
х наиболее крупной капли при
а = 1, т = 4,6 (а) и при а = 2,
т = 4,6 (б):
1, 2, 3, 4, 5 — а равно 2; 2,5; 3,0;
3,5 и 4,0
мелкие капли, исчезая быстрее, изменяют распределение капель,
а также состав газовой среды, в которой происходит их испарение;
к тому же, более крупные капли выгорают при неблагоприятных
условиях — низкой температуре и недостатке окислителя. По-
этому необходимо рассматривать совместное горение капель.
Распределение капель по размерам в топливном факеле под-
чиняется закону Розена—Рамлера
7?0, = ехр [—Ь(601)п,
(II. 38)
88
где bun — Константы, характеризующие форсунку, соответст-
венно дисперсность и равномерность распыливания; п = 2н-4.
После введения обозначений: т = &6qi и у = 6Ot76oi зави-
симость (11,38) примет вид
7?Ог-= ехр (— туп\	(11.39)
Величину доли несгоревшего топлива и текущих размеров
частиц различных фракций с учетом зависимости Розена—Рамлера,
можно выразить соотношением:
®01
в= I	(,ио>
Время горения частицы жидкого топлива в общем виде можно
записать: тг = 67/г, а для частиц разных размеров бог —	=
= Sot — S?- Отсюда отношение текущего и начального размера
любой частицы равно:
где х — бх/б01 — характеристика выгорания самой крупной ча-
стицы; у = 601-/601 — характеристика полидисперсности частиц.
Приведенные выше соотношения с учетом выражения (II.39)
позволяют формулу (II.40) привести к виду:
1
В = тп j уп-4(уа — 1ха)3/ае~туП dy. (11.41)
V 1-ха
При этом полнота сгорания топлива
т]сг = (1 — В) 100%.	(11.42)
Выражение (II.41) вычислялось методом численного интегри-
рования на ЭВМ для горения капли (а = 2) и коксового остатка
(а = 1) при разных значениях тип. Результаты приведены
на рис. 45.
Анализ расчетных данных показал, что величина доли не-
сгоревшего топлива зависит в некоторой степени от параметра
распределения п и определяется в основном значениями пара-
метра х, т. е. выгоранием самой крупной (начальной) капли.
Начальный фракционный состав топлива можно получить
путем проливки форсунок на стенде. При проливках форсунок
экспериментально установлено, что п = 2,5, а максимальный
размер капли 601, соответствующий R = 0,01, хорошо согласу-
ется с формулой (1.36). Порядок расчета приведен в приложении.
89
Глава III
аэродинамические характеристики
КАМЕР СГОРАНИЯ
Аэродинамика камеры сгорания оказывает, как известно,
существенное влияние почти на все стороны рабочего процесса:
испарение и воспламенение топлива, стабилизацию и устойчи-
вость горения, конечные итоги выгорания, охлаждение ограни-
чивающих поверхностей и получение заданного поля температур
газов перед газовой турбиной.
В камерах сгорания можно получить к. п. д., близкий к еди-
нице, при устойчивом горении жидкого и газообразного топлива
и умеренных потерях давления путем достижения высокого
качества распыливания топлива и организации рациональной
аэродинамической структуры потока в камере.
1. Одногорелочные камеры сгорания
Поток первичного воздуха, идущего на сгорание топлива,
поступает через регистр (фронтовое устройство) в начале зоны
горения. Поток воздуха, закрученный лопатками регистра, при-
обретает вращательно-поступательное движение и значительные
осевые, тангенциальные и радиальные скорости. В результате
эжектирующего действия турбулентных струй, вытекающих
из лопаточных каналов регистра, в приосевой области пламенной
трубы возникает циркуляционное движение. В зоне циркуляции,
как это видно из рис. 46, располагается зона обратных токов,
за границу которой принимается поверхность нулевых значений
осевых составляющих. Зона обратных токов при оптимальном
соотношении углов раскрытия топливного и воздушного потоков
заполнена в основном продуктами сгорания, которые имеют
температуру, близкую к температуре горения. Таким образом
происходит возврат некоторого количества продуктов сгорания
к корню факела, обеспечивающий нужный температурный уровень
для устойчивого воспламенения топливовоздушной смеси и ста-
билизации пламени на начальном участке пламенной трубы.
На выходе из регистра кольцевая струя воздушного потока
в силу турбулентного обмена подсасывает высокотемпературные
газы обратных токов, перемешивается с ними и подогревается.
В эту же область течения должно подаваться распыленное фор-
сункой топливо. Топливо подогревается, испаряется и воспла-
меняется, образуя поверхность фронта пламени в той части объ-
ема, где скорость движения смеси равна скорости распростране-
ния пламени.
Таким образом, в пламенной трубе камеры сгорания возникает
два противоположно направленных потока, в пограничных об-
ластях которых располагается зона активного перемешивания,
90
с большими градиентами осевых скоростей, обеспечивающих
интенсивный турбулентный обмен. В условиях огневой работы
камер сгорания эта зона кроме стабилизации, непрерывного и
Рис. 46. Структура потока при установке плоско-конических (а)
и конических (б) регистров
устойчивого горения определяет характер кривой тепловыделе-
ния и конечные результаты выгорания топлива. Характер тепло-
выделения определяется взаимодействием топливного факела,
выдаваемого форсункой, с воздушным потоком, структура кото-
рого, как показывают экспериментальные данные, зависит от
многих конструктивных и режимных параметров.
91
К важнейшим факторам, влияющим на характеристики по-
токов не только качественно, но и количественно, можно отнести:
конструкцию горелочного устройства (здесь имеется в виду
тип примененного регистра: плоского, плоскоконического или
конического);
угол установки лопаток в регистре ал, оказывающий влия-
ние не только на величину тангенциальной составляющей ско-
рости, но и на общую картину течения потоков и величину зоны
обратных потоков; нужно иметь в виду, что при этом, как будет
показано дальше, будут изменяться гидравлические потери;
отношение диаметра втулки регистра к его диаметру dBT/Dp,
влияющее на величину зоны обратных токов в сечении камеры,
примыкающем к втулке;
отношение диаметра регистра к диаметру пламенной трубы
Dp/DnjI; оно оказывает существенное влияние на структуру по-
тока: только при определенном оптимальном их соотношении
можно организовать удовлетворительное выгорание топлива;
угол раскрытия переходного конуса срк;
угол раскрытия топливного факела, распыленного фор-
сункой рф;
соотношение расходов воздуха проходящего через регистр
(первичного) и поступающего на охлаждение стенок пламенной
трубы и продуктов сгорания в смесителе (вторичного).
В зависимости от указанных факторов и их соотношений в ка-
мере сгорания может быть создано безотрывное течение, при
котором активный поток омывает стенки пламенной трубы, и
течение с отрывом от ее стенок. В обоих этих случаях движение
потока в регистровых камерах сгорания происходит с образова-
нием центральной зоны рециркуляции. При этом могут образо-
вываться сомкнутое и разомкнутое течения.
Сомкнутое течение характеризуется тем, что активный поток
смыкается у оси за зоной рециркуляции. В зависимости от раз-
меров зоны обратных токов этот вид течения можно разделить на
течение с неразвитой зоной рециркуляции, которая образуется
при малых значениях параметра крутки за втулкой, как за плохо-
обтекаемым телом, и течение с развитой зоной рециркуляции,
образующейся при более высоких параметрах крутки.
Разомкнутое течение характеризуется тем, что зона рецир-
куляции в осевом направлении простирается за пределы огневой
зоны пламенной трубы. При этом виде течения в определенных
условиях рециркуляционная зона может перейти в вихревой
шнур. Основной поток движется вдоль стенок пламенной трубы.
Не все виды течения в объеме пламенной трубы являются
рациональными для рабочего процесса в камере сгорания. Так,
например, при разомкнутом течении нарушается равномерность
температурного поля перед смесителем, что затрудняет создание
заданного профиля температур перед газовой турбиной. Сильно
развитая зона обратных токов приводит к увеличению скорости
92
активного потока и, следовательно, сокращению времени пре-
бывания топлива в зоне горения камеры. Экспериментами, про-
веденными в ЦКТИ 3. А. Шебаловой [84], установлены оптималь-
ные параметры геометрических соотношений головной части
пламенной трубы, которые определяют характер формирования
потока в камере сгорания. Аэродинамические характеристики
и структура потока изучались и на изотермических и огневых
стендах, специально сооруженных для этих целей, и при отра-
ботке моделей промышленных камер сгорания. В этих исследо-
ваниях изменялись диаметры и угол конусности пламенных
труб, конструктивные типы регистров и угол установки лопаток
в них, а также режимные параметры.
Рассмотрим влияние отдельных параметров на формирование
структуры потока в пламенной трубе и условия выгорания
топлива.
При эксплуатации конических регистров (рис. 46, б) при всех
углах установки лопаток, вплоть до 80°, происходит отрыв по-
тока от стенок переходного конуса, имеющего обычно применя-
емый угол раскрытия 70°. При этом образуется периферийная
циркуляционная зона, простирающаяся от среза регистра до
lor/Dn„ = 0,45 -г-0,5. Количество обратных токов этой перифе-
рийной зоны значительно превосходит таковое в центре камеры;
центральная зона обратных токов при этом вместо одного мощ-
ного вихревого кольца имеет несколько вихревых колец меньшей
интенсивности.
Наличие двух зон рециркуляции (периферийной и централь-
ной) увеличивает поверхность фронта пламени, в результате
происходит возрастание градиентов составляющих скоростей
на начальном участке камеры, а следовательно, увеличение ин-
тенсивности турбулентности. Вследствие этого при работе с ко-
ническими регистрами значительно сокращается длина факела и
появляется возможность получить высокие тепловые нагрузки
при полном отсутствии химической и механической неполноты
сгорания.
При установке в камерах плоских и плоскоконических реги-
стров (рис. 46, а) отрыв потока от стенок камеры с переходным
конусом, имеющим распространенный угол раскрытия (70°), на-
блюдается только при малых параметрах крутки. При углах
установки лопаток ал > 45° происходит безотрывное обтекание
стенок. В последнем случае зона обратных токов, начинающаяся
У втулки, имеет диаметр, равный диаметру втулки регистра.
Далее, зона расширяется и вблизи места сочленения переходного
конуса с цилиндрической частью камеры достигает максимального
значения, после чего зона циркуляции постепенно сужается
и исчезает совсем.
Опыт работы показывает, что путем установки пережима на
выходе из плоского и плоскоконического регистров (рис. 7, в)
Достигают образования периферийной зоны отрыва практически
93
при любых степенях закрутки. В этом случае между острой кром-
кой пережима и переходным конусом пламенной трубы распо-
лагается пристенная циркуляционная зона. При этом, чем меньше
угол установки пережима в плоских и плоскоконических реги-
страх, тем шире периферийная зона обратных токов при одном
и том же угле выхода воздушного потока (v) из межлопаточных
каналов завихрителя.
Проведенные исследования показали, что воздушные струи
выходят из межлопаточного пространства под углом, отличным
от угла установки лопаток. Различие между этими углами оп-
ределяется в основном конструкцией регистра и профилем
лопаток.
В плоских, плоскоконических и полуконических регистрах
с прямыми лопатками, в которых плоскость измерения угла
установки совпадает с осевым направлением, расхождение между
указанными углами настолько мало, что угол выхода потока v
практически можно считать равным углу установки ал. В ко-
нических регистрах угол выхода потока, как показали исследова-
ния, равняется полусумме углов установки прямых лопаток,
измеренных в двух плоскостях: перпендикулярной и параллель-
ной оси регистра
v = 0,5(аг + ав).
При профилированных лопатках угол выхода потока опре-
деляется как полусумма угла установки лопаток и угла атаки.
Под последним понимается угол между осевым направлением и
хордой лопатки — прямой, стягивающей входную и выходную
кромки лопатки в осевом направлении.
Угол выхода потока из закручивающего аппарата оказыва-
ется фактором, сильно воздействующим на характер формиро-
вания структуры потока. Увеличение закрутки вызывает усиле-
ние неравномерности скоростного поля потока, а следовательно,
и турбулентности вблизи регистра. При установке плоскокони-
ческих регистров расширяется зона обратных токов в центральной
части и сокращается пристенная зона рециркуляции. Важным
условием при проектировании фронтового устройства является
взаимное согласование углов наклона переходного конуса фрон-
тового устройства и угла установки лопаток в регистре. Увели-
чение угла наклона переходного конуса и уменьшение угла уста-
новки лопаток в регистре практически всегда приводит к отрыву
потока от стенок переходного конуса с образованием периферий-
ной циркуляционной зоны. С одной стороны, это благоприятно
сказывается на условия протекания рабочего процесса, а с другой
стороны при- чрезмерном увеличении этой зоны возникший новый
фронт пламени близко расположен к стенкам пламенной трубы,
что может воздействовать на повышение ихтемпературного уровня.
Кроме того, положение этого фронта может оказаться нестабиль-
ным из-за нерегулярного поступления в пего горючей смеси, что
94
в конечном итоге может привести к пульсационному горению,
которое приводит к неприятным последствиям.
Изменение отношения диаметра регистра к диаметру пла-
менной трубы Dp/Dnji вызывает значительные количественные
и качественные изменения в структуре потока. Проведенными
исследованиями [84] двух опытных камер сгорания с отношением
Dp/Ппл от 0,39 до 0,53 установлено нарушение подобия и коли-
чественных величин составляющих скоростей, зоны обратных
токов и количества масс, возвращаемых к корню факела.
При увеличении диаметра ре-
гистра при Dn„ — const происхо-
дит вырождение центральной зоны
обратных токов (рис. 47). Зона
рециркуляции при Dp/DnjI, равном
0,64 и 0,78, принимает форму торо-
образного кольца, в центре кото-
рого проходит поток, имеющий
направление основного потока.
В этих условиях резко ухудшаются
условия воспламенения и стабили-
зации факела. Изменение диаметра
пламенной трубы при Dp = const
оказывает на структуру потока
аналогичное влияние. Таким обра-
зом, увеличение отношения Ир/Йпл
О 0,6	1,0	1,5
В пл
Рис. 47. Границы зон обратных
токов при изменении отношения
Dp/Dn„ в изотермических условиях:
1, 2, 3 — Dp/Z>njI равно 0,5; 0,64 и 0,78
выше оптимального приводит
к быстрому выравниванию полей скоростей, условия перемеши-
вания ухудшаются, что приводит к затягиванию горения и па-
дению к. п. д. Оптимальными Dp/D„„ оказались отношения,
близкие к 0,5; при них образуется устойчивая зона обратных
токов, по своим размерам приближающаяся к максимально
возможной при данном угле закрутки.
Втулочное отношение dBTlDp не оказывает существенного
влияния на общую картину движения потока в пламенной трубе.
С увеличением втулочного отношения диаметр зоны обратных
токов растет только в сечениях, примыкающих к втулке, но
максимальный диаметр зоны обратных токов остается без изме-
нений. Однако отношение d^IDp воздействует на гидравлическое
сопротивление камер; наиболее выгодным является dBT!Dp = 0,4.
Не менее важным условием, влияющим на протекание рабо-
чего процесса, является наличие качественного распыливания
и рационального распределения топлива в воздушном потоке.
Для выполнения последнего выбор угла раскрытия топливного
факела рф должен согласовываться как с положением зоны обрат-
ных токов, так и углом наклона переходного конуса, так как
изменение рф одновременно изменяет место и время пребывания
Распыленного топлива. С уменьшением угла рф топливо будет
насыщать зону обратных токов, бедную кислородом, и характер
95
Выгорания в этом случае будет ухудшаться. При чрезмерном уве-
личении угла раскрытия топливного факела более крупные капли
не успевшие полностью испариться, будут попадать на стенки
пламенной трубы, образуя на последних нагар.
Для простоты, изучение аэродинамики обычно проводят в изо
термических условиях. С учетом поправок, полученных при
сопоставлении «холодных» и «горячих» опытов, эти данные пере-
носят на работу топочного устройства в огневых условиях.
Результаты исследования аэродинамической структуры фа
кела, проведенные в изотермических условиях в зависимости от
режимных и конструктивных факторов, показали, что по длине
камеры (рис. 48, 49 и 50) все составляющие скорости имеют мак
симум на выходе из регистра, а начиная с сечения АОг/Дпл > 0,5
наблюдается интенсивное падение их. В диаметральном направ
лении эпюры скоростей имеют вид двугорбых кривых с макси
мумами на периферии и резким провалом в середине, соответст
вующим вихревому кольцу обратных токов. Радиальная состав-
ляющая скорости иг (рис. 50, а) по величине значительно меньше,
чем осевая иг и тангенциальная нф; по мере приближения к стенке
камеры величина радиальной скорости убывает, а затем иг меняет
свой знак на обратный.
Кривые распределения статического давления в радиальном
направлении (рис. 50, б) показывают резкое понижение давления
в центральной части и непрерывное выравнивание эпюр давле-
ния по мере удаления от источника завихрения. Как уже ука-
зывалось, размеры циркуляционной зоны, ее местоположение и
интенсивность в сильной степени зависят от угла выхода потока
из регистра (v). Увеличение закрутки воздуха вызывает уси
ление неравномерности потока, а следовательно, и турбулент-
ности.
Огневая работа камеры вследствие интенсивного тепловыде
ления вносит свои изменения в структуру потока. Составляющие
скорости претерпевают существенные изменения как на участке
активного тепловыделения, так и в зоне догорания. Абсолютная
величина зоны обратных токов при горении становится значи-
тельно меньше по длине и диаметру, чем в изотермических усло-
виях. Такое сопоставление проведено на огневой модели и еди-
ничной камере сгорания, разработанной для ГТ-100-750-2 (рис. 51)
при изменении давления воздуха на входе от 1,9 до 3,5 кгс/см2
и разных степенях нагрева [66].
При сжигании дистиллята замедленного коксования Ново-
уфимского нефтеперерабатывающего завода составляющие век
тора скорости газов измерялись пятиканальным шаровым зон-
дом. Тепловые нагрузки, коэффициенты избытка воздуха, темпе-
ратура воздуха и газов за камерой сгорания выдерживались
постоянными и соответствовали расчетным данным по камере
сгорания высокого давления на номинальной нагрузке: UF =
=5,5- 10е ккал/[(м2-г) (кгс/см2) ]; /в=280°С; /г=750°С; ао6щ=5,5
96
. Сторожук
Рис. 48. Распределение относительных тангенциаль-
ных скоростей Цф/иср по сечениям камеры
Рис. 49. Распределение относительных осевых ско-
ростей u2/ucp по сечениям камеры
скоростей и/иср (а) и статических давлений (6) по
сечениям камеры
98
Рис. 51. Границы зон об-
ратных токов:
1 — номинальная нагрузка;
2 — режим холостого хода;
3 — изотермическая про-
дувка
Данные исследований [66] показали, что абсолютные вели-
чины размеров зоны обратных токов при горении значительно
меньше размеров, полученных в изотермических условиях; с по-
вышением степени нагрева (е = Тт/Тв) это явление усиливается
(рис. 51). Так, при изотермической продувке диаметр зоны обрат-
ных токов в сечении I составил 0,48 Дпл, в то время как в усло-
виях горения на режиме холостого хода (е = 2,1) он был 0,3 DnJ1,
а на режиме номинальной нагрузки (е =
= 2,7) уменьшился почти наполовину и
составил 0,2 Дпл.
На рис. 52 приведены эксперименталь-
ные кривые распределения составляющих
скоростей в трех сечениях камеры (см.
рис. 51); при номинальной нагрузке (кри-
вая 3) составляющие скорости измерялись
при давлениях 1,9; 2,5 и 3,5 кгс/см2, при
этом UF — const. При указанных давле-
ниях опытные точки укладывались на одну
кривую, что подтверждает независимость
времени смешения от давления при UF =
= const.
При горении (кривая 3) осевая состав-
ляющая скорости (7г/(7ср по абсолютной
величине увеличивается на периферии и
уменьшается в центре. Радиальная состав-
ляющая скорости иг/иср резко возрастает
в области зоны горения (кривые 2 и 3 —
сечение 7), при этом векторы направлены
к оси пламенной трубы, в то время, как
в изотермических условиях радиальные
скорости (кривая 1) распределяются равно-
мерно по всему сечению. За сечением,
где обратные токи при номинальной на-
грузке отсутствуют, радиальная составля-
ющая скорости распределена по сечению
также равномерно.
Уменьшение диаметра и длины зоны обратных токов, а следо-
вательно, и относительного количества рециркулирующих газов
при горении объясняется наличием фронта пламени. Интенсив-
ное тепловыделение в зоне горения приводит к расширению газов
(местному повышению давления), в результате которого послед-
ние начинают перетекать в зону обратных токов и уменьшать ее
размеры.
Оценка размеров зоны обратных токов имеет принципиально
важное значение, поскольку для правильной организации про-
цесса горения необходимо, чтобы основная масса распыленного
топлива подавалась в ту часть циркуляционной области, которая
расположена между зоной обратных токов и прямоточной частью.
4*	99
Эта зона имеет высокий температурный уровень, что способствует
непрерывности воспламенения, ускорению процессов подготовки
и испарению топлива и, главным образом, конечной эффективной
полноте сгорания. Это бесспорное положение предопределило, по-
скольку возникают трудности теоретического расчета, опытное
определение основных параметров зоны обратных токов и возврата
высокотемпературных газов к корню факела. Не меньшее влияние
на конечные характеристики горения оказывает способ по-
дачи топлива (жидкого или газообразного), который должен
Рис.. 52., Распределение осевой u2/ucp, тангенциальной иф/иСр и радиаль-
ной ur/uCp составляющих скоростей в трех сечениях камеры:
1 — изотермическая продувка; 2 — холостой ход; 3 — номинальная нагрузка
обеспечить правильное сочетание этой подачи с заданной «аэроди-
намикой» потока. Данные, полученные на опытной камере сго-
рания, при экспериментировании которой изменялись типы ре-
гистров, углы установки в них лопаток, втулочное отношение
и соотношение Dnn/Dp, послужили основой для обобщения
и вывода расчетных зависимостей. На рис. 53 показана зависимость
геометрической характеристики зоны возврата Ь,л = bM/Dnjl от
параметра крутки пк, здесь Ьм — максимальный диаметр зоны
обратных токов, а
ИК= /2 i + ^yi tgv.	(III.1)
*	1 - (“BTM-'p.l
Можно видеть, что ширина зоны возврата в центральной части
камеры зависит от характеристики течения: течения с отрывом
или без отрыва. При установке плоскоконических регистров
с пк до 0,9 периферийная зона обратных токов по своим размерам
превышает центральную зону; при дальнейшем увеличении па-
100
раметра крутки пк роль центральной зоны резко возрастает.
Периферийная зона исчезает, когда параметр крутки достигает
1,1•
При установке конических регистров, как видно из рисунка,
периферийная зона обратных токов не исчезает до пк = 1,1 и
соизмерима с шириной центральной зоны.
Плоские, плоскоконнческие или конические регистры с пере-
жимом (рис. 7, б, в, г) создают условия для образования пристен-
ной зоны отрыва. В этом случае между острой кромкой пережима
Рис. 53. Зависимость геометрической характе*
ристики зоны возврата от параметра крутки:
1,4 — центральная н периферийная зоны обратных
токов для плоскоконнческого регистра; 3, 2 — то же
для конического регистра
и переходным конусом пламенной трубы располагается перифе-
рийная циркуляционная зона. Чем меньше угол раскрытия пере-
жима в плоских и плоскоконических регистрах, тем шире пери-
ферийная зона обратных токов при одном и том же угле выхода
потока V. Пережим поджимает воздушный поток к центру камеры,
что способствует лучшему перемешиванию топливовоздушной
смеси.
Кривые изменения отношения количества обратных токов
в центральной зоне рециркуляции к расходу воздуха, проходя-
щего через закручивающее устройство (регистр) Go6p/Gp показы-
вают, что крутка интенсифицирует эжекционную способность
струи независимо от того, происходит течение без отрыва или
с отрывом (рис. 54). Кривые на рисунке построены по данным
испытания восьми опытных и промышленных камер сгорания
с плоскоконическими регистрами (кривая /) и трех камер с ко-
ническими регистрами (кривая 2). Отметим здесь немаловажное
обстоятельство: суммарное количество обратных токов возврата
(центральная и периферийная зоны) при отрывном течении сов-
падает с количеством подсосанных масс при течении без отрыва.
101
На рис. 55 приведен график зависимости коэффициента эжек-
ции и максимального диаметра центральной зоны рециркуляции
от соотношения диаметров пламенной трубы и регистра. График
показывает, что для обеих форм течений, с отрывом и без отрыва,
развитие струи и формирование центральной зоны обратных
токов (при прочих равных условиях) зависит от степени ограни-
чения струй, под которой
понимается величина
k = (^пл/^стр)0’5 = Опл/Ор.
Из графика видно, что
характер протекания кривых
различный. При течении
Рис. 55. Зависимость GO6P/GP и Ьк от
соотношения Dnn/Dp: b,,. (кривая /)
и GoQp/Gp  (2) при безотрывном тече-
нии Ьы (3) и GO6p/Gp (4) при тече-
нии с отрывом
Рис. 54. Зависимость относитель-
ного количества обратных токов
в центральной зоне рециркуляции
от параметра крутки:
1 — течение без отрыва для плоско-
конического регистра; 2 — течение
с отрывом для конического регистра
с отрывом в интервале 1 > k < 2,3 наблюдается рост размеров
приосевой зоны рециркуляции и количества возврата. Дальней-
шее увеличение k не приводит к возрастанию b и Go6p/G0, наобо-
рот, происходит обратное явление: уменьшение основных харак-
теристик зоны циркуляции из-за ослабления эжектирующего
действия на внутренней границе струи, так как с ростом k исте-
чение струи начинает приближаться к истечению свободной струи.
Кривая имеет оптимум при k 2,3, что соответствует указан-
ному выше оптимальному соотношению £>р/£>пл = 0,4-4-0,5.
При безотрывном течении увеличение величины k до 4 также
вызывает, и довольно сильный, рост b и Go6p/G0,! при значениях
k >> 4 экспериментальные данные отсутствуют, но можно пред-
положить, что характер протекания будет аналогичен кривой,
полученной при течении с отрывом. Подтверждением служит
то обстоятельство, что практикой промышленной эксплуатации,
установлены те же оптимальные соотношения DplDnjl.
Опытные данные и графические зависимости, подобные
рис. 53-—55, полученные при исследовании аэродинамики в объ-
еме камер сгорания в изотермических и огневых условиях дали
возможность обобщить и получить формулы, позволяющие с до-
102
статочной для практики точностью определить размеры и мощ-
ность зоны обратных токов для регистровых камер сгорания,
которые применяются главным образом в стационарных ГТУ.
Для камер сгорания со ступенчатым подводом воздуха (рис. 2)
эти вопросы изложены в работах [19, 42].
Максимальный диаметр центральной зоны обратных токов
определяется формулой
&м =	-^)](JT±)0,167-	(Ш.2)
В этой формуле Ьо выражается максимальный диаметр зоны
обратных токов в изометрических условиях
b0 = a th (рУ k),	(Ш.З)
где k = п|/(2 + п|) зависит от параметра крутки. При выводе
этого параметра с целью упрощения формулы (II 1.2) пренебрегли
втулочным отношением dB.JDp, что вполне допустимо, так как
при малых втулочных отношениях, какие имеют место в камерах
сгорания от 0,2 до 0,4, ошибка в сторону уменьшения 6М состав-
ляет соответственно от 4 до 10%; а и b — опытные коэффициенты;
при наличии одной центральной зоны обратных токов (безотрыв-
ное течение) а = 2, b = 0,5, при наличии центральной и пери-
ферийной зон обратных токов (течение с отрывом) а = 0,42 и
b = 2,5.
Составляющие формулы (III.2) с (Тг/Тв— 1)(1—Уk) вы-
ражают уменьшение максимального размера поперечного сече-
ния зоны обратных токов при горении по сравнению с изотер-
мическими условиями. В этом выражении с — опытный коэф-
фициент, с = 0,8; Тг/Тв — температурный фактор — отношение
температуры газов за камерой к температуре воздуха на входе.
Множитель формулы (III.2) [(1 —х)/х]0’167 выражает за-
висимость максимального диаметра зоны обратных токов от от-
ношения Dp/Dnn в интервале исследованной области 0,3 <
с DJDпл 0,6.
Количество высокотемпературных газов, возвращаемых
к корню факела обратными токами, подсчитывается по формуле
-^- = \\Amk - 0,4j/T(^- l)0’25] ('-L^')1,5.	(III.4)
В этой формуле (1,4 mk) обозначает количество обратных
токов Go6p/Gp в изотермических условиях, где m — опытный
коэффициент, при безотрывном течении m = 0,95, при отрывном
m = 0,15. Второй член формулы выражает уменьшение количе-
ства газов в зоне циркуляции при огневой работе камеры сгора-
ния по сравнению с изотермическими условиями. Множитель
формулы (III.4) [(1—хф'х]1’5, как было указано, отражает влия-
ние Ор/Опл.
103
Обобщение экспериментальных данных исследованных камер
сгорания выявило область, в которой при небольших затратах
энергии происходит интенсивное нарастание зоны обратных
токов и количества рециркулирующих в ней газов. Эта область
характеризуется значениями Ьм = 0,45—0,75 и Go6p/Gp =
= 0,25-4-0,6. Дальнейшее их увеличение сопряжено с большими
затратами энергии, так, например, увеличение Ьм с 0,75 до 0,8
приводит к увеличению коэффициента сопротивления почти
в два раза (с 4, 0 до 7,2). Следовательно, при проектировании
камер сгорания необходимо выбирать оптимальные значения
угла крутки, отношений Dp/.DnjI, dBT/Dp, а также геометриче-
ских параметров пережима. Этой оптимальной области отвечает
изменение угла выхода потока в интервале 30° < v с 50°, от-
ношение Dp/Dnjl должно быть близким к 0,5, втулочное отноше-
ние в диапазоне 0,25 с dzllDp с 0,4. В регистрах пережим уста-
навливается под углом 45°, высотой 6—10 мм.
2. Многогорелочные камеры сгорания
В камерах сгорания можно получить высокий к. п. д. сгора-
ния, близкий к единице, обеспечивая устойчивость горения
топлива при умеренных потерях давления. Эти показатели могут
быть достигнуты главным образом за счет высокого качества
распыливания топлива и организации рациональной аэроди-
намики камер сгорания. Чем больше потери энергии давления
воздуха в регистре, идущие на создание завихрений и местных
пульсаций в воздушном потоке, тем выше тепловые нагрузки,
достигаемые в камерах. Однако последнее справедливо только
при условии, если диаметр пламенной трубы камеры при задан-
ном диаметре регистра не превышает некоторого верхнего пре-
104
дела, так как при больших диаметрах пламенной трубы, превос-
ходящих этот предел, невозможно получить высокие показатели
горения. Для устранения этого обстоятельства в стационарных
ГТУ начали применяться многогорелочные камеры сгорания,
в которых на фронтовом устройстве располагают пять или семь
горелок [531. Применение таких камер сгорания позволяет по-
лучить высокие показатели горения при умеренных гидравли-
ческих потерях.
Структура потока в многогорелочных камерах существенно
отличается от таковой в одногорелочной камере.
В головной части пламенной трубы (рис. 56) благодаря взаи-
Рис. 57. Распределение относительной осевой скорости u2/ucP
в головном сечении многогорелочной камеры сгорания:
1, 2, 3 — расход первичного воздуха Оп равен 19 800, 9400 н 20 000 кг/г
Рис. 58. Распределение относительной тангенциальной скорости
иф/иср в головном сечении многогорелочной камеры сгорания:
1, 2, 3 — оп равен 19 800, 9500 и 8000 кг/г
наблюдаются значительные градиенты скоростей и, как следствие,
высокая степень турбулентности, что обеспечивает при различ-
ных тепловых нагрузках хорошее сгорание в этой области. Для
подтверждения этого положения на рис. 57 и 58 показано рас-
пределение относительных осевых и тангенциальных скоростей,
характеризующих интенсивность отдельных факелов, которая
сохраняется до сечения lor/DnJi = 0,2. При этом каждый регистр
105
создает свою циркуляционную зону. Обратные токи, создава-
емые периферийными регистрами, установленными (в данном
исследовании) под углом 26° к оси камеры, смещены в сторону
стен камеры. Зона обратных токов, создаваемая центральным
регистром, сильно сокращена по сравнению с крайними из-за
обжатия ее воздушными потоками, выходящими из периферийных
регистров, и в сечении lOr/Dnn = 0,16 отрицательных скоростей
практически не наблюдается. Начиная с сечения 1ог/Опл — 0,46
индивидуальность исчезает и образуется единый поток, но отли-
чающийся от структуры в одногорелочной камере сгорания.
Следует отметить одну особенность, замеченную в опытах.
При компоновке регистров на фронте целесообразно предусмат-
ривать установку центрального регистра, так как при уста-
новке, например, четырех регистров по кругу (без центрального)
обратные токи располагаются симметрично относительно оси
регистров, и индивидуальность потоков, выходящих из регистров,
сохраняется до /Ог/ППл = 1,0 и более, при этом снижаются гра-
диенты тангенциальных и радиальных скоростей. Вместе с тем,
указанные градиенты более высокие, чем в одногорелочных
камерах, но ниже, чем при установке центрального регистра.
Оптимальные геометрические соотношения регистров и го-
релочных устройств, полученные для одногорелочных камер,
действительны также и для многогорелочных камер сгорания.
Достаточно хорошей экономичностью, устойчивостью рабо-
чего процесса и умеренными потерями давления отличаются
многорегистровые камеры сгорания, разработанные Невским
машиностроительным заводом им. В. И. Ленина (рис. 4, г), при-
меняемые в основном на газоперекачивающих станциях.
Согласно проведенным исследованиям, изложенным в работах
[23, 40], и практикой эксплуатации установлено, что такие
показатели явились результатом применения в камерах сгорания
трехступенчато расположенных концентрических завихрителей.
Первичный воздух подводится через два соосно расположенных
завихрителя — малый и большой, смещенных один по отноше-
нию к другому. Вторичный воздух поступает в наружный завих-
ритель, который, взаимодействуя с газовым потоком, одновре-
менно служит для охлаждения ограничивающих объем камеры
стенок.
Воздух, проходящий через завихрители, закручивается в про-
тивоположных направлениях. Воздух, выходящий из малого
завихрителя, двигается вдоль конуса, толщина этой закрученной
воздушной струи по мере продвижения уменьшается. При взаимо-
действии с потоком обратной крутки, выходящим из большого
регистра, происходит возрастание осевых скоростей, тангенци-
альная составляющая проходит через нулевое значение, а ради-
альная принимает значение, соизмеримое с осевой скоростью.
Это обстоятельство способствует достижению высоких градиентов
скоростей, ускоряющих перемешивание топлива с воздухом.
106
Мощная кольцевая струя вторичного воздуха определяет харак-
тер структуры потока в зоне догорания: появляется вторая нулевая
линия тангенциальных скоростей, происходит снижение и вы-
равнивание полей скоростей, сокращается циркуляционная зона.
Описанное взаимодействие потоков создает развитую область
обратных токов, протяженность которой достигает lOr/Dn„
2,5, максимальный диаметр зоны циркуляционного течения
смещается к выходному сечению камеры.
Интенсивность циркуляционного течения, как показал экс-
перимент, определяется в основном углом установки лопаток
в завихрителях. В меньшей степени это течение зависит от со-
отношения расходов воздуха через малый и большой завихрители
и практически не зависит от избытка воздуха, температуры воз-
духа на входе и других режимных параметров. Поперечный раз-
мер зоны обратных токов зависит, главным образом, от втулоч-
ного соотношения большого завихрителя.
Глава IV
ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ КАМЕР СГОРАНИЯ
Гидравлический расчет является существенным этапом про-
ектирования камер сгорания, поскольку экономичность и надеж-
ность, работы ГТУ зависит от энергетических затрат на преодоле-
ние сопротивления камеры и рационального распределения воз-
духа по трактам камеры для обеспечения нормального горения
топлива, охлаждения пламенной трубы и создания заданной тем-
пературы продуктов сгорания перед газовой турбиной.
Предлагаемый метод гидравлического расчета основывается
на следующих положениях: 1) движение потоков в камере рас-
сматривается как движение по параллельным трактам; 2) потери
любого тракта слагаются из потерь давления на отдельных участ-
ках этого тракта; 3) сопротивление камеры слагается из соп-
ротивлений, возникающих в изотермических условиях, и сопро-
тивлений, обусловленных наличием горения. Одним из главных
условий составления гидравлического расчета камеры сгорания
являются обоснованный выбор коэффициентов сопротивления эле-
ментов камер сгорания.
1. Сопротивление элементов камер сгорания
В камерах сгорания течение воздуха и газа происходит при
больших числах Re и протекает во второй автомодельной об-
ласти, вследствие чего коэффициент сопротивления определяется
геометрией элементов камер сгорания.
107
Численное значение коэффициента сопротивления зависит от
того, к какой расчетной скорости или к какому сечению он от-
носится. При переходе к скорости в другом сечении пересчет
производится по формуле
^2 = L(®1M)2=U^1)2-	GV. 1)
На основании анализа и обработки опытных и промышленных
испытаний получены эмпирические формулы для вычисления
значений коэффициентов сопротивления основных элементов камер
сгорания [32, 65, 84].
Сопротивление регистров. Сопротивление регистров склады-
вается из потерь давления на трение, вход и выход и потерь в меж-
лопаточных каналах.
Поскольку по сравнению с другими составляющими коэффи-
циент трения £т мал (порядка 0,008), можно записать
Арр = (£вх -|- £вых + £л) P®l/2g',	(IV.2)
гДе £вх> £вых> £л — коэффициенты потерь давления на входе,
Выходе и межлопаточных каналах; pw^/2g — скоростной напор,
подсчитанный по скорости входа в регистр.
Коэффициенты потери давления на входе и выходе из регистра:
Свх = т [(Fx/F0 + 2) (1 - FM,	(IV.3)
Ux = 2т (Fx/F3) [(Fx/F2) - (Fx/F3)].	(IV.4)
Коэффициент потери давления в межлопаточном канале ре-
гистра, в котором угол установки лопаток сохраняется постоян-
ным по длине лопаток ал = const, можно определить по эмпири-
ческой формуле:
г = И — (гвт//?2]2 tga у (2 —TV .
Gji 4 [1 —- (гвт/Т?)2—m]2 m (rBT/7?)2zn	b	1
В формулах (IV.3)—(IV.5): т — опытный коэффициент, учи-
тывающий форму входа, неравномерность полей скоростей и
давлений на входе и выходе, т = 1,2; Fo — площадь поперечного
сечения входного патрубка, м2; Fx и F2 — площадь входа и вы-
хода в регистр без учета лопаток, м2; F3 — площадь поперечного
сечения пламенной трубы, м2; rBT/R — втулочное отношение;
т = sin2 v/(2 — У cos v )4; v — угол выхода воздушного потока
из регистра с прямыми лопатками для плоских и плоскокони-
ческих регистров v = ал, для конических v = 0,5 (аг + ав).
Сопротивление плоских, плоскоконических и конических ре-
гистров в зависимости от угла выхода потока и различных вту-
лочных отношений может быть также определено по кривым,
приведенным на рис. 59. Эти кривые построены по опытным дан-
108
ным, полученным при исследовании 19 экспериментальных и
промышленных камер сгорания, а также данных специальных
продувок.
Сопротивление щелей. Опытами установлено, что когда в коль-
цевые щели поступает строго расчетное количество воздуха,
тогда обеспечивается равномерный по периметру приемлемый
температурный уровень металла пламенной трубы. Чтобы в ра-
бочих условиях это условие не нарушалось, необходимо при
расчете учитывать неравномерность изменения проходных сече-
ний щелей по ходу выгорания факела.
В изотермических условиях площадь
проходного сечения щелей подсчиты-
вается по формуле:
F4 = n/4(D?-D?H).	(IV.6)
При горении, как указывалось выше,
внутренняя обечайка имеет темпера-
туру больше, чем наружная омываемая
охлаждающим воздухом. В этом случае
проходное сечение щели по сравнению
с (IV.6) сокращается:
== (л/4)О1„{[1 + /<(Л — Тв)р_ В, _	„ „
Щ к ' > вн II I V	В/J р Рис. gg Зависимость коэф-
(IV.7) фициента сопротивления ре-
гистров от угла выхода воз-,
где Овн— диаметр внутренней обечайки душного потока и втулочных
в изотермических условиях, м; К —	отношений
коэффициент линейного расширения
металла; 7\—температура металла внутренней обечайки, которая
рассчитывается по методике, изложенной в гл. V, в первом прибли-
жении ее можно принять равной температуре газа за камерой, К;
Тв — температура охлаждающего воздуха в кольцевой щели,
обычно эта температура принимается на 40—60° С выше темпера-
туры воздуха, К-
Коэффициент потери статического давления в щели
U = 2g (рз — Р1)/раУ? = 2g [1 — (йУз/йУт)];
так как wt = GJFi, то
^ = 2[1-(G3/G1)(F1/F3)],	(IV.8)
где Gt и G3 — количество воздуха, поступающее в щель и в коль-
цевой канал перед первой щелью, м3/с; Fj и F3 — площади про-
ходных сечений щелей и кольцевого канала, м2. Если в щелях
установлены гофры, оребрения и так далее, то площадь следует
определять с учетом этих загромождений.
В камерах сгорания, в которых воздух при входе в щель
делает поворот на 180°, необходимо прибавлять сопротивление
hoBOjjoTa.
109
Сопротивление смесителя. Коэффициент сопротивления сме-
сителя по воздушной стороне в зависимости от основных режим-
ных и конструктивных факторов рассчитывается [32] по формуле
w3 \0,5 10,5
/ J
F ОТВ
Fk . к

(IV.9)
где А — постоянный коэффициент, равный 3,0 для дырчатых
смесителей и 3,3 — для сопловых; FOTB — площадь отверстий
смесителя, м2; FK K — площадь кольцевого канала, м2; w3 —
скорость газа за смесителем, м/с; — скорость входа воз-
душных струй в смеситель.
Рис. 60. К расчету тепловых потерь на цилиндри-
ческом участке пламенной трубы
Величина падения статического давления в потоке по газовой
стороне, полученная из закона изменения количества движения,
запишется:
Pl — Рз = [Рз^з — Plffi'l — (Л<..#пл) P2^2^CT tg а] 4- ЛрТр, (IV. 10)
а коэффициент сопротивления
£см = 2 (1-	Д-о, tga) +£тр, (IV.11)
с X Рз^з Рпл р3 ет ь / 1 teTP’ v
где индекс 1 относится к сечению пламенной трубы перед смеси-
телем, индекс 3 — к сечению за смесителем, а индекс 2 — к се-
чению в кольцевом канале перед смесителем; шст — скорость
втекающей струи, м/с; а — угол наклона вектора скорости к оси
отверстия вычисляются по формуле
tg а = 0,6 (FOTB/FK,к).	(IV. 12)
Потери на трение в дырчатых смесителях принимаются рав-
ными нулю, а для сопловых смесителей рассчитываются по
формуле
Л/?тр = £тР (p3^3/2g-),	(IV. 13)
где £тр = 5,7 — 6,2 (Котв/^пл)-
Тепловые потери. Рассмотрим простейший случай установив-
шегося движения на цилиндрическом участке пламенной трубы
диаметром Опл и длиной I, где происходит активное тепловы-
деление в результате сгорания топлива, и определим изменение
статического давления (рис. 60).
110
Введем обозначения: с21с1 = £; pjpt = е; Т2П\ = т; p2/pi =
= о; GT/GB = Go; ст/с3 = £т. Тогда уравнения, описывающие
происходящие в трубе процессы, могут быть представлены:
для закона сохранения масс
GB —GT = Gr; GB (1 Go) = Gr; сцц (1 Go) =
= c2p2 или £o=l-|-G0.	(IV. 14)
для закона сохранения импульсов
^-F 4- —F — -^-F + ptF - p2F = mDl,
g 1 g g 1	r
где т — касательное напряжение на стенке;
P^-[l+G0-^--a£2] 4Р1(1-е) = ^-;	(IV.15)
для закона сохранения энергии
ZBGB + ijGj — i*Gr = qnDl — T]CrQpGT,	(IV. 16)
где t* — энтальпия, t* = А (c2/2g) + i; A — тепловой эквива-
лент работы; q — количество теплоты, отдаваемое через 1 м2
поверхности стен камеры; т]сг — полнота сгорания.
Уравнения состояния:
Р1/(Р1Л) =	(IV. 16а)
Мр2Л) = Яв(1+4), .	(IV. 166)
где R2 = RCM = 2 giRi = RB (1 + 4)-
Уравнение (IV.15) после соответствующих преобразований
примет вид
l+G0£T-c^ + ±^ = p,	(IV. 17)
где р = 21K/D.
Уравнение (IV. 16) после подстановок iB, i*, i? и несложных
преобразований приводится к виду:
Ml (1 + Go) - 1 - Go£?] + [т (1 + Go) - 1 - GocT7T] =
2Псг<2р г	2лР1
KAR-Ji	KARRT^Gb ’
В качестве первого приближения можем положить q 0.
__	2т; QH
Далее, введем новое обозначение Hu = „ .Ср ; тогда получим
Л Я.А1/ 1
окончательное выражение уравнения (IV. 16)
Ml [^ (1 _|_ Go) — 1 — Go Й] + jl-r [т (1 + Go) - 1 - GoctTt = HuGo.
(IV. 18)
ill
Уравнения (IV.16a) и (IV.166) после совместного решения
с уравнением (IV. 14) можно представить:
4=(1+^)-	<IV-19)
В результате проведенных преобразований получены урав-
нения (IV. 17)—(IV. 19) с тремя неизвестными £, е и т, которые
можно представить в виде рядов:
£ = £о 4~ £1^0 4“  •  >
е — ео Ч- «А 4-    >
т = т0 4“т А) 4- • •  •
Вторые и последующие члены рядов из-за малых значений
их могут быть исключены, тогда £ = £0, е = е0 и т = т0.
Совместное решение уравнений (IV. 16)—(IV. 19) приводит
к квадратичной зависимости:
£§[W4-Go)(i -TaLr)]4-^T£T[14-^?(i4-GoW] -
- Ml (1 + Go© - jJL (1 + GoctTt) - HuGo = 0.
Обозначая
«=/WT(i + Go)(i
& = Д[1 + да?(1Ш)];
c = _ [ Ml (1 + Go£?) +	1 + G0FtTt + HuG0) ] ,
получим уравнение
aQ — 4-c = o>
корни которого будут:
у	— Ь± Уb2 — 4 ас
to, 1,2— 2а	'
Найденное по этому уравнению значение £0 = с2/сх подстав-
ляется в уравнение (IV. 17) и определяется & — р2/plt а следо-
вательно, и Др, обусловленное тепловым сопротивлением.
Проведенные сравнительные расчеты по этому методу дают
удовлетворительную сходимость с экспериментальными данными.
Учитывая, однако, некоторую сложность подсчетов, потери давле-
ния при подводе теплоты удобнее рассчитывать с достаточной для
инженерной практики точностью по известному эмпирическому
выражению
Дрк. С = Px^/2g (Т2/Т1 - 1),	(IV.20)
в котором {Т2/Тг — 1) — коэффициент теплового сопротивления
112
Это выражение справедливо при.условии, что в трубе постоян-
ного сечения поля температур и скоростей равномерны. В реаль-
ных камерах сгорания последние отличаются большой нерав-
номерностью, поэтому в выражение (IV.20) вводится поправочный
коэффициент Д.
По опытным данным [65] для коэффициента К получили за-
висимость
Я=2,2(Гп.тР/Гпл)2,	(IV.21)
где Гп> тр и F„n — площади подводящей и пламенной трубы.
Тогда коэффициент теплового сопротивления при замене отноше-
ния 7\/7\ отношением температур уходящих газов (Тг) к воздуху
на входе (Гв)
Й.с-=7<(ГГ/Тв- 1),	(IV.22)
а потеря напора
Арк. с = (pi^i/2g) К(ТГ/ТВ — 1).
2. Методика гидравлического расчета
Излагаемый ниже метод гидравлического расчета, разрабо-
танный в ЦКТИ [32, 65, 84], основывается на известном положе-
нии, что сопротивление камеры слагается из потерь давления,
возникающих при движении потока в изотермических условиях
Др“3с, т. е. гидравлических потерь, и потерь вызванных нали-
чием горения Лрк.с,
Арк. с = Арк. с	Арк. с.
Движение потоков в камере рассматривается как движение
по системе параллельных трактов, которые затем сливаются и
выходят из камеры общим потоком.
Сопротивление любого тракта слагается из потерь полных
давлений отдельных участков, которые проходит этот поток
Арк. С == Рвх Рвых == 2 i=lA/lp
Сопротивление отдельных участков Д/г; с учетом потери на
выходе обусловлено потерями на преодоление сопротивления
трения Д/гт и местных сопротивлений Д/гм.
Гидравлические сопротивления камеры сгорания при изо-
термическом потоке определяются разностью полных давлений
на входе и выходе
Арк3 с = (Р1+ PlW2j2g) - (р2 + p2^/2g),
где Pj и р2 — статические давления на входе и выходе, кгс/м2.
На рис. 61 приведены расчетные схемы камер сгорания. Рас-
смотрим первую схему.
113
Пренебрегая потерями на трение из-за их малости и полагая,
что потери давления в параллельных трактах определяются только
сопротивлением основных элементов камеры сгорания, составим
следующие равенства:
Ар”3 с =	M/2g) = &>//=$ (pGp/2g);	(IV.23)
Ар”3 с = U Кй) -	(рСщ/2^) 5	(IV.24)
Арк3 С = £см (p^cM/2g-) = (^см/^см) (pGcM/2g), (IV. 25)
где Fp, Рщ и Рсм — площадь прохода соответственно регистра,
щелей и отверстий смесителя, м2; Gp, Ощ и GCM— расход воздуха
через эти же тракты, м3/с; р — плотность, кг/м3.
В параллельных трактах камер сгорания при их конструирова-
нии дополнительно могут появиться другие местные сопротивле-
ния (повороты потока, гофры и др.), которыми нельзя пренебре-
гать. В этих случаях их сопротивления рекомендуется суммиро-
вать с коэффициентами сопротивлений основных элементов.
П4
Для упрощения расчетов удобно ввести обозначения:
Xi = 2g Др”3 c/(pGp); х2 = 2g Др”! с/рСщ; х3 = 2g Др”3 c/pGcM-
(IV.26)
После подстановки этих обозначений в уравнения (IV.23)—
(VI.25) получим:
= £₽//=₽;	= wX (iv.27)
Для изотермических условий приведенные соотношения поз-
воляют рассчитать площади проходных сечений трактов элемен-
тов камеры при заданных расходах воздуха в них и коэффици-
ентах сопротивлений или решить обратную задачу.
Определение проходных площадей пламенной трубы. Проход-
ная площадь регистра определяется по уравнению
Грх = gp/xi)015,	(IV.28)
в которой коэффициент сопротивления ^определяется по рис. 60.
или формуле (IV.5).
Суммарная площадь щелей или отверстий определяется по
уравнению
= (СнМ’5-
После подстановки в это уравнение коэффициента сопротивления
£щ, опредёляемого по формуле (IV.8), окончательно получим
расчетную формулу
= [- (2t/FK. к) ± V(2t/FK.K)2 + 8x2]/2x2, (IV.29)
где i = Ощ/Ок-к; GKK — количество воздуха в кольцевом ка-
нале перед первой щелью. Для Рщ в формуле (IV.29) берется
положительное значение.
Для сохранения расчетного количества охлаждающего воздуха
при нагреве пламенной трубы и загромождении щелей элемен-
тами для интенсификации теплообмена, необходимо учитывать
изменение площади щелей. Изменение ее при нагреве определя-
ется по формуле (VI.7).
Суммарная площадь отверстий смесителя определяется по урав-
нению FCM = (UK)0’5. с учетом коэффициента сопротивления
смесителя £см по (IV.9)
К = JW (Go6l4/GCM) (1/FK. к) (l/FnJI).	(IV. 30)
Для камер сгорания, в которых скорости в отверстиях и в пла-
менной трубе за смесителем близки по величине, что обычно
бывает на практике, уравнение (IV.30) упрощается:
з_____________
/ъ = Ш)2 (1/FK. к).	(IV.31)
115
Определение распределения воздуха по трактам камеры сгора-
ния и потерь полного напора при известных геометрических раз-
мерах ее. Составляются уравнения потерь давления для каж-
дого из параллельных трактов движения потоков в камере сго-
рания
Ар"3 с = №4 (P/2g) (Gi/Fif.	(IV.32)
Расход воздуха на входе в камеру должен быть равен сумме
расходов отдельных потоков
Go6ux='Zit?Gl.	(IV.33)
Далее решается система из (п + 1) уравнений с (n + 1) не-
известными, в качестве которых являются расходы воздуха по
отдельным трактам и потери давления в камере сгорания.
Определяются общие потери давления в камере сгорания
в рабочих условиях (чисто гидравлические и потери с подводом
теплоты).
Арк. С = Ар"! с + (р^1/2) К(Т2/Т, - 1),	(IV.34)
где К — определяется по формуле (IV.21).
3. Расчет основных соотношений камер сгорания
со ступенчатым подводом воздуха
Приводимые ниже расчетные соотношения камеры сгорания
со ступенчатым подводом воздуха выведены на основе опыта
доводки и эксплуатации авиационных камер сгорания [19, 42]
и приведенных экспериментов на огневом стенде в ЦКТИ.
Коэффициент избытка воздуха после фронтового устройства
(регистра) принимается ар = 0,Зн-0,5 (обычно 0,35—0,40). Этот
воздух используется в головной части пламенной трубы для обра-
зования горючей смеси и ее начального сгорания.
Основное выгорание топлива происходит в области, в которую
вводятся струи воздуха, поступающие через радиальные отверстия,
расположенные в один или несколько рядов по длине пламенной
трубы. Число рядов выше трех не рекомендуется. Однако иссле-
дованиями установлено, что наиболее полное выгорание дости-
гается при однорядном расположении отверстий, если отверстия
удается расположить с относительным шагом, при котором оп-
тимальная глубина проникновения струй воздуха в сносящий
поток составляет
/г/£)пл = m = (0,2-н 0,25).	(IV.35)
Глубину проникновения струй воздуха выгоднее корректиро-
вать не повышением скорости, а увеличением диаметра отверстий,
при этом уменьшаются гидравлические потери. Средние скорости
воздуха в отверстиях пламенной трубы принимаются от 40 до
116
70 м/с. Первый ряд отверстий располагается на расстоянии от
форсунки /0 = (0,6-е-0,8) £)пл обычно это расстояние выбирается
таким образом, чтобы втекающие струи воздуха располагались
в конце центральной зоны обратных токов, в противном случае
будут ухудшены срывные характеристики камеры сгорания на
бедных смесях. Расстояние между последующими рядами отвер-
стий принимается l/Dnn = 0,24-0,4.
Глубина проникновения струй воздуха в сносящий поток
вычисляется по формуле Хаусорна—Роджерса—Запека
(IV-36>
где k — опытный коэффициент, для камер сгорания k = 1; dOTB —
диаметр отверстий для ввода воздуха, м; рсда?/(рп^п) — отношение
начальных динамических напоров струй к сносящему потоку;
п — число вводимых струй воздуха; Qc и Qn — объемные расходы
струй сносящего потока, м3/с.
Принимая из опыта коэффициент избытка воздуха в конце
зоны дожигания (без учета охлаждающего воздуха) ап — 1,34-1,5,
определяют расход воздуха, предназначенного для горения топ-
лива Gn = anBTL0; расход воздуха через фронтовое устройство
Gp = apBTL0. Тогда воздух, который необходимо ввести через
радиальные отверстия, составит GOTB = Gn — Gp.
Из формул (IV.35) и (IV.36) определяется диаметр радиальных
отверстий
dOIB = тПпл 1 + IpcGc/CPnGn)] г	(IV.37)
- шс/шп]/рс/рп
где т — опытный коэффициент, равный 0,2—0,25; Gc и Gn —
расход воздуха, который должен поступать в отверстия (GOTB),
и газов в районе пояса отверстий, кг/с; рс — плотность воздуха,
поступающего в отверстия.
рс = р0 [273/(273 + /в)]рв;	(1V.38)
рп — плотность газов в районе отверстий
рп = ро [273/(273-Нп)] рп.	(IV.39)
Температура газов в районе размещения отверстий опреде-
ляется из уравнения теплового баланса при заданном значении
полноты сгорания
# _ Г г ап^°Срв^в + СРТ/IV 4Q4
п (1 + £0) срг + (а—1)^-осрв.г’
где коэффициент неабатичности процесса горения t, = 0,954-0,98;
срв — теплоемкость воздуха при температуре на входе в камеру
/в, ккал/(кг-°C); срт и /т— теплоемкость [ккал/кг-°C] и темпе-
ратура топлива (“С); сРг и срв. г — теплоемкости чистых газов
и воздуха при температуре газов, ккал/(кг-°C).
117
Расходы газов в районе радиальных отверстий (без учета ох-
лаждающего воздуха) определяются соответственно поступлению
воздуха для	по рядам отверстий (при dOTB = const): первого ряда отверстий Gri = Gp -ф Вт,	(IV.41)
ДЛЯ	второго ряда отверстий Gr2	Grl —j— GOTB/np,	(IV.42)
ДЛЯ	n-го ряда отверстий Grn = Gn + [(« — l)/«p] GOTB-	(IV.43)
При	этом проверяются коэффициенты избытка	воздуха, ко-
торые в зоне сгорания должны быть больше единицы и удовле-
творять соотношению
аСг = Ов.ст/(В1Ьо)> 1,3.	(IV.44)
Скорость сносящего потока в районе отверстий (м/с)
= Gn/(3600Fnjlpn).	(IV.45)
Здесь проектировщик согласно конструкторским расчетам
габаритов пламенной трубы по оптимальным соотношениям от-
носительного шага между отверстиями t и глубине проникнове-
ния струй h должен определить возможность размещения отвер-
стий в одном ряду. В случае если отверстия не размещаются
по оптимальному варианту в одном ряду, то по суммарной пло-
щади отверстий
^отв = Оотв/(3600шсрс)	(IV.46)
определяется общее число отверстий
Яотв = ^отв/(0,785<4в)-	(IV.47)
Тогда количество рядов
Пр = иотв/п^,
где /г, — количество отверстий, которые можно разместить по
оптимальному варианту в одном ряду.
По приведенным выше формулам и соотношениям расчет
повторяется.
Диаметр отверстий корректируется с учетом выполнения
соотношения (IV.35) и расчетом скорости по гидравлическому
расчету.
118
Глава V
ЭМИССИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
И СТРУКТУРА ПЛАМЕНИ
В УСЛОВИЯХ РАБОТЫ КАМЕР СГОРАНИЯ ГТУ
И ПАРОГЕНЕРАТОРОВ ПГУ
Рассматривая пламя, как своего рода мутную среду, проана-
лизируем влияние основных радиационных характеристик этой
среды на интенсивность ее результирующего излучения. К таким
характеристикам, определяющим излучательную, поглощатель-
ную и пропускную способность пламени, относятся спектральные
и интегральные коэффициенты ослабления лучей поглощением
и рассеянием knOr и kpac и индикатриса рассеяния л (0).
Несложно показать, что поглощательная способность а лю-
бого пламени целиком определяется тремя основными радиацион-
ными параметрами Bu, Sc и тр
а = Ф(Ви, Sc, q).
Число Бугера Ви = (/гпог + /грас) /эф характеризует
ослабляющую способность пламени, число Шустера Sc = kPaJk —
его альбеДо (вероятность выживания квантов) и число q (0) —
индикатрису рассеяния частиц.
В характерных для камер сгорания ГТУ и парогенераторов
ПГУ условиях работы на жидком и газообразном топливах обра-
зующееся пламя содержит мельчайшие частицы сажистого угле-
рода, размеры которого малы по сравнению с длинами волн
излучения, в области которых в основном происходит радиаци-
онный теплообмен между пламенем и стенками (экранами) топоч-
ной камеры. При этом, как показано в работах [9, 101, коэффи-
циент ослабления рассеяния на 5—7 порядков ниже коэффици-
ента ослабления поглощением. Для столь малых частиц харак-
терна рэлеевская индикатриса рассеяния, а число Sc< 10-6.
В силу изложенного, пренебрегая рассеянием, можем написать:
а = ф (Ви). Число Бугера Ви определяется по коэффициенту
ослабления лучей поглощением.
Переходя от поглощательных характеристик пламени к его
радиационным характеристикам, будем считать, как далают мно-
гие авторы, что для светящегося сажистого пламени справедлив
закон Кирхгофа, т. е. поглощательная способность пламени а
численно равна его степени черноты е. Влияние селективности,
связанное в основном с излучением трехатомных газов, будем
учитывать установленными из эксперимента численными коэф-
фициентами. В этих условиях основной задачей исследования
явится определение степени черноты (поглощательной способ-
ности) пламени и установление основных связей между степенью
119
черноты пламени и режимными условиями сжигания топлива
в исследуемых конструкциях камер сгорания ГТУ и парогенера-
торов ПГУ.
Тепловое излучение пламени углеводородных топлив складыва-
ется из излучения трехатомных газов (СО2 и Н2О) и горящих
в газовом потоке твердых взвешенных частиц сажистого углерода.
Излучение последних оказывает сильное влияние на эмиссионные
свойства пламени.
Поскольку при сжигании мазута и газа в факеле пламени
всегда содержатся в большем или меньшем количестве частицы
сажистого углерода, обладающие непрерывным спектром излу-
чения, такое излучение пламени наблюдается также в видимой
области спектра, в которой трехатомные газы СО2 и Н2О не из-
лучают. В силу изложенного иследуя установившейся термино-
логии, такое пламя будем называть светящимся.
В соответствии с законом Бугера степень черноты светящегося
пламени углеводородных топлив определяется по формуле
«Ф = 1 — exp [— (kr + kc) /эф],	(V. 1)
где kr — коэффициент ослабления лучей трехатомными газами
(СО2 и Н2О); kc — коэффициент ослабления лучей сажистыми
частицами; 1эф — эффективная длина пути луча.
Коэффициент ослабления лучей kr можно определить по
известным номограммам или формулам [73+ Коэффициент ос-
лабления лучей kc в общем случае зависит от оптических свойств
и концентрации сажистых частиц, чих размера и распределения
в объеме топочного пространства.
В работах [10, 88] были подробно рассмотрены основные
физические закономерности теплового излучения дисперсных
сред. Этими работами показано, что на величину и спектральный
ход коэффициента ослабления луча частицами сажистого угле-
рода большое влияние оказывают параметр дифракции р = nd/X,
показатель преломления п и показатель поглощения вещества
частицы и.
Для определения дисперсии оптических констант углерода
в области длин волн монохроматического излучения X от 0,5
до 0,6 мкм видимой и инфракрасной областей спектра
в работе [10], базируясь на данных работы [88], предложены
простые приближенные соотношения:
2п = 0,8 + 3,IX; п2 - х2 = 2,63Х°+	(V.2)
Рассчитанные на ЭЦВМ спектральные коэффициенты ослаб-
ления описывают все радиационные свойства частиц угле-
рода в достаточной для практики области изменения разме-
ров частиц и длин волн излучения. Показано, что для сажи-
стого пламени жидких топлив наибольшее значение р не пре-
вышает 0,2. В указанной области значений р уменьшение длины
120
волны излучения приводит к росту спектрального коэффициента
ослабления сажистых частиц, а следовательно, и степени черноты
светящегося пламени. Теоретическим анализом также установ-
лено, что практически все ослабление происходит за счет погло-
щения.
Для перехода к реальным условиям излучения в камерах
сгорания ГТУ и парогенераторов ПГУ процесс сажеобразования
необходимо исследовать в тесной связи с процессом горения
топлива. Только из эксперимента можно установить характер-
ные для рассматриваемых условий концентрации частиц сажи-
стого углерода, их распределение в объеме топочной камеры,
излучательные свойства пламени в различных зонах по ходу
выгорания факела.
Указанные вопросы определяли область исследования радиа-
ционных свойств пламени в наших работах. Основной целью
этих исследований явилось подробное изучение физической струк-
туры и излучения пламени в тесной связи с условиями выгорания
топлива, определяемыми режимными параметрами процесса и
конструктивными особенностями камер горения и горелочных
устройств.
1.	Экспериментальные установки и методика
исследования
Исследование теплообмена и эмиссионных свойств светяще-
гося сажистого пламени жидкого топлива проводилось на трех
геометрически подобных моделях камер сгорания типа ГТ-25-700
двух моделях ГТ-100-750 (см. рис. 51), описание которых приве-
дено в гл. III, а также на двух специально изготовленных для
этой цели геометрически подобных камерах сгорания диаметром
364 и 552 мм.
На рис. 62 изображена опытная камера сгорания диаметром
364 мм. Установка имеет раздельный подвод воздуха по трактам
для независимого регулирования первичного и вторичного воз-
духа. Опыты проводились на двух конструкциях пламенных
труб одного и того же диаметра (364 мм). Одна пламенная труба
(рис. 62, а) состоит из переходного конуса и приваренной к нему
сплошной цилиндрической обечайки; другая (62, б) выполнена
из трех обечаек, в местах сочленения которых предусмотрены коль-
цевые щели шириной 4 мм. В обеих пламенных трубах толщина
стенок 5 мм, выполнены они из стали Х18Н10Т.
Опытная установка оборудована газовоздухопроводами, топ-
ливной системой с фильтрами и измерительными устройствами.
Воздухоподогреватель в системе газовоздухопроводов теплоту
уходящих газов использовал для подогрева воздуха перед поступ-
лением его в камеру сгорания. Для осуществления плавного ре-
гулирования поступающего на установку воздуха в системе воз-
духопроводов осуществлен сброс воздуха в атмосферу.
121
В четырех сечениях (I—IV) по длине камеры сгорания рас-
положены штуцера для измерения параметров пламени. В опы-
тах использовались два плоскоконических регистра с углом
установки лопаток 45 и 52°, по оси регистра устанавливалась
форсунка механического распыливания с углом раскрытия топ-
ливного факела ~75°.
В соответствии с принятой методикой измерение плотностей
лучистых потоков пламени производилось в тех же сечениях,
в которых измерялась температура и отбирались пробы сажистых
частиц и газа для анализа. Это измерение осуществлялось с по-
мощью радиометра с малым углом видения, основной деталью
которого являлся вакуумный радиационный термоэлемент РТЭ —
рис. 63 [35, 58].
РТЭ имеет два чувствительных элемента, каждый площадью
4,7 мм2, заключенных в стеклянный баллон с флюоритовым ок-
ном, пропускающим инфракрасное излучение в пределах длин
волн 0,18—11,0 мкм. При работе один из чувствительных элемен-
тов закрывается холодным экраном и служит для компенсации
влияния окружающей температуры. Баллон заключен в оправу
и вставлен в цилиндр таким образом, чтобы незакрытый чувст-
вительный элемент, находился на оси цилиндра. Цилиндр с нахо-
дящимся в нем РТЭ отделяется от плоскости пламенной трубы
пластинкой слюды толщиной 35—40 мкм. Пропускательная спо-
собность применявшихся в опытах слюдяных пластинок в области
длин волн до 5 мкм составляла в среднем 80%. Система охлажде-
ния устройства ясна из рис. 63.
Для непрерывного удаления из полости тубуса продуктов
сгорания в корпус прибора подводился сухой воздух с неболь-
шим избыточным давлением. Внутренняя поверхность тубуса
и диафрагмы зачернены.
На противоположной стороне пламенной трубы соосно с радио-
метром устанавливался холодный фон с высокой поглощательной
122
Рис. 63. Радиометр с малым углом видения:
1 — пламенная труба; 2 — гибкий сильфои; 3 — кран пробковый; 4 — сальник; — термоэлемент; 6 — тубус
радиометра
способностью. Он представлял собой охлаждаемый водой зачер-
ненный медный конус, размеры которого определялись условиями
перекрытия угла видения радиометра. Минимально реобходимый
диаметр холодного фона при диаметре приемной площадки термо-
элемента 2,5 мм равен для малой камеры 29 мм, для большой —
38 мм.
В опытах же использованы соответственно фоны диаметром
38 и 50 мм, которые можно было передвигать по диаметру топоч-
ного устройства и таким образом изменять толщину излучающего
Рис. 64. Схема установки радиометра с холодным фоном
слоя. Схема установки радиометра с холодным фоном показана
на рис. 64. Прибор градуировался по «абсолютно черному» телу
до каждого опыта и после него. Многочисленные измерения по-
казали, что градуировка прибора является линейной и ста-
бильной.
В качестве вторичного прибора использовался высокоомный
потенциометр ППТН в комплекте с гальванометром М195. Все
отсчеты дублировались записывающим электронным потенцио-
метром ЭПП-09 с модифицированным пределом измерений 0—
500 мкВ.
Наладкой прибора и измерениями установлено, что слюда,
расположенная в 180 мм от факела, не загрязнялась, изменение
давления продувочного воздуха и расхода охлаждающей воды
не вносили заметной погрешности в показания радиометра.
По изложенной схеме с помощью радиометра направленного
излучения и передвижного холодного фона, установленного на
противоположной стороне топочной камеры, измерялась интен-
сивность излучения пламени Л, в йескольких поперечных сече-
ниях при разной толщине пламени. Разработанная методика
124
позволила определить графо-аналитическим способом плотность
полусферического лучистого потока qn, посылаемого факелом [на
площадку топочной камеры [61]. Определение qn до последнего вре-
мени встречало известные трудности, так как толщина излучаю-
щего слоя в разных направлениях неодинакова, а распределение
излучающих компонентов и их /температура во многих случаях
неравномерны как по длине, так и по сечению. Эта методика
N
Рис. 65. К определению полусферического лучистого потока факела
пламени
позволяет также определить степень черноты и температуру
пламени в поперечных сечениях топочной камеры.
Плотность полусферического лучистого потока определяется
выражением, составленным в сферических координатах
Ял = f /ф.^соэф dQ,	(V.3)
2П
где ф — интенсивность излучения факела в произвольном
направлении, определяемом плоскими углами <р и ф; ф — угол
между двумя плоскостями, проходящими через нормаль, одна
из этих плоскостей берется за начальную, а другая проходит
через направление ф-, <р — угол между нормалью к площадке
и направлением /ф1ф.
В соответствии с рис. 65, выполненным применительно к форме
топочной камеры и производимым измерениям, выбираем следую-
щие координаты: а — текущий угол между нормалью к площадке
125
и плоскостью А, проходящей через центр площадки параллельно
образующим цилиндрической части топочной камеры; р — те-
кущий угол между нормалью и плоскостью В, проходящей через
касательную к окружности в поперечном сечениии. В соответствии
с рис. 65 определяем элементарный телесный угол, вырезаемый
на полусфере единичного радиуса, плоскостями Аа, Аа + da,
В₽, Bp+dP:
d2Q = П®~\	dadfy.	(УА)
n/2(sinz)	п/2 г	'	'
Угол <р определяется из соотношения
cos <р — cos х cos р.	(V.5)
В приведенных равенствах угль; х, у и z находятся из выра-
жений:
tgx = tgacosP;	(V.6)
tg у = tg р cos a;	(V.7)
cos z = sin a sin р.	(V.8)
Считая факел пламени симметричным относительно плоскости,
проходящей через ось камеры, выражение (V.3) перепишем с уче-
том (V.4—V.8):
гя/2 г л/2	(л/2— х) (л/2— у}
— 2 ] р=0 j a=(/a, ₽ Cos a cos P n/2(sin г) n/2 X
xdadp+2 [ л/2 [Я/2 Ja p cos a cos p -?ЦЛ/2 dadfi. (V.9)
r 1 Jp=o J a=o p	r л/2 (sin z) n/2 r v '
Для того чтобы вычислить полусферический лучистый поток
по выражению (V.9), необходимо знать /а,рпри любых значениях
а и р. Имея в каждом сечении п измерений интенсивности из-
лучения JJ2, ..., Jn при толщинах пламени 6, 26	(п. — 1) 6,
можно составить систему из п уравнений и для каждого отдель-
ного слоя определить интенсивность излучения
ослабления среды:
/1 — ix;
= ^2 ехр ( &]6) JI,
J». — ln exp (— &m6) -f- Jn-i<
t'i =
l2 = ln-l’
HT
(V.10)
(V.l 1)
r0,5n — l0,5n+l>
126
exp (— kfi) = exp (— kn8);
exp (—k2b) = exp (— ^n_i6);
(V. 12)
exp (— ^0i5„6) = exp (— ^0,5n+i6)-
Таким образом, на основании уравнений (V.10)—(V.12) можно
найти интенсивность излучения in и коэффициент поглощения kn
на любом участке сечения при
известных JJ2Jn и темпе-
ратурах факела в этой зоне Тф.
Коэффициент поглощения
для каждого участка опреде-
ляется из уравнения:
J„=l/jtOo4(l-e“V)
или
— kn = In ( 1 —
j пп \
]
6.
Далее графо-аналитический
расчет полусферического лучи-
стого потока производится для
конкретных опытов при опреде-
ленных численных значениях in
и kn, соответствующих опреде-
ленным толщинам пламени
(например, 1/4, 1/2, 3/4 И 1,0 рис_ gg_ Графоаналитический расчет
от диаметра камеры). На рис. 66 полусферического лучистого потока в
приводится пример такого no-
произвольном направлении
строения.
Согласно уравнениям (V.10)—(V.12) при п — 4 имеем в соот-
ветствующем сечении:
й = й =	(V.13)
i2 = i3 = A^z^L.	(V. 14)
Находим коэффициенты поглощения:
exp (- М) = ехр (- ^6) =		(V. 15)
exp (— k28) = exp (— &36) =	•	(v- 16)
Определяем изменение найденных величин im и km по длине
камеры. В продольном сечении камеры (соответственно выбран-
ному углу (3) с определенной площадки выбирается направление
127
под углом а к нормали. Полученная длина пути луча разбива-
ется на целое число отрезков длиной 6 и отрезок 6' длиной
меньше 6.
Интенсивность излучения определяется из уравнения
4, ₽ = 2 Т in ПГ’е-^-!6.	(V. 17)
Из рис. 66 следует, что интенсивность излучения и коэффи-
циенты поглощения отдельных слоев необходимо выбирать по
этому графику для соответствующей зоны.
Плотность полусферического лучистого потока, посылаемого
факелом на площадку пламенной трубы, определяется по урав-
нению (V.9) при помощи численного интегрирования:
qn = nnJn.	(V.18)
Тогда расчет сводится к определению величины х, учи-
тывающей геометрическую форму камеры и неравномерность
распределения эмиссионных характеристик пламени в объеме
факела. Расчеты по определению х. показали, что эта величина
в диапазоне коэффициентов избытка воздуха от 1,1 до 1,7 во всех
сечениях зависит от параметра pD:
pD..........	0,3—0,4	0,7—1,2	Более 1,3
х.................. 0,85	0,95	1,00
В задачу исследований входило определение концентрации
и распределения сажистых частиц в объеме пламени. Поскольку
частицы сажи в объеме топочной камеры распределены неравно-
мерно, а излучение факела определяется в основном зонами с мак-
симальной концентрацией сажистых частиц и максимальной
температурой, то одна из методических задач исследования за-
ключалась в выборе метода осреднения локальных величин кон-
центрации сажи.
Интенсивность излучения сажистых частиц можно определить
по формуле
Jc = сг0Тф/ л [ 1 — ехр (— kcD)].	(V. 19)
Связь между коэффициентом ослабления лучей сажистыми
частицами kc и средней концентрацией сажи в каждом сечении
камеры можно найти исходя из следующих соображений. Интен-
сивность излучения элементарного слоя толщиной dl можно
записать в виде
dJc = (1/л) о0 [Тф (Z)]4 kc (Z) dl.	(V.20)
Количество излучения этого слоя, достигающее стенки, со-
ставит
dJxexp (—J q ° kc (Z) dlj.
128
Полная интенсивность излучения пламени длиной Lo
/с = (1М)о0(1 -e-fecL°)4 =
= 1/^о|о°[^ф(0]4ехр(—(V.21)
Полагая в первом приближении
kc([) = Ac(l);	(V.22)
kQ = Ac.	(V.23)
При расчете средних значений концентрации сажи после первого
приближения, принимая А = const, строились зависимости Л =
= А(Тф). Затем значения А уточнялись уже с учетом влияния
температуры.
Отбор проб сажи производится с помощью специально скон-
струированного охлаждаемого сажеотборника, чертеж которого
приведен на рис. 67 К
Сажеотборник представлял собой охлаждаемую водой трубку
с приспособлением для отбора и улавливания сажи из объема
топочной камеры. Отбираемый из пламени газ поступал в отвер-
стие головной части отборника и охлаждался по мере прохожде-
ния к фильтру. Заметим, однако, что перед фильтром темпера-
тура газа должна быть выше точки росы (~185°С), но ниже
температуры, при которой могут сгорать сажистые частицы
(-300° С).
Стакан фильтра выполнен из нержавеющей стали и наполнен
стеклянной ватой. С обеих сторон стакана вставлялись фильтры
насоса-форсунки АР, применяемые в карбюраторах. Конструк-
цией предусмотрена возможность измерения температуры газа
вблизи фильтра и его расхода посредством протарированного
сопла. Вентиль 7 позволяет регулировать расход газа через фильтр.
В камеру сгорания сажеотборник вводился через сальнико-
вое устройство и пробковый кран, что давало возможность про-
изводить отборы проб сажи под давлением.
В полном задержании фильтра сажистых частиц убеждались
путем барботажа в воде отбираемой пробы газа с последующим
отстаиванием. Количество задержанной сажи g определялось
по разности массы фильтра и вставок до и после опыта. По заме-
ренному расходу газа V (м3/с) и количеству задержанной сажи
определялась концентрация сажистых частиц С (г/м3) в факеле
пламени при заданных параметрах газа в топочной камере
C = g/(xV),	(V.24)
где т — время, в течение которого производился отбор газа. * 5
1 Определение концентрации сажистых частиц и степени черноты пламени
выполнены В. И. Антоновским [3].
5 Я. П. Сторожук	129
03
о
Отбор из одной точки занимал примерно 10—12 мин. Темпе-
ратура пламени измерялась охлаждаемой отсосной термопарой ПП
диаметром 0,5 мм, спай термопары омывался газом со скоростью
80—100 м/с. Газовый анализ производился на приборах ОРСа
и ГСТЛ.
Для вычисления средних значений полноты сгорания в данном
сечении-измерялись скорости газа в топочной камере. Эти измере-
ния производились охлаждаемым трехточечным зондом, изготов-
ленным из нержавеющей стали. Трехточечный зонд вводился в ка-
меру через те же пробковые краны что и сажеотборник. При
осреднении локальных значений q3 и </4 использовались поля
осевых скоростей.
На наружной поверхности пламенной трубы приваривались
ХА и ПП термопары диаметром 0,5 мм в таком количестве, чтобы
можно было проанализировать изменение температуры металла
как вдоль обечаек, так и по их периметру. Показания термопар
записывались на электронных потенциометрах. Опыты проводи-
лись в широком диапазоне изменения режимных параметров уста-
новки, пределы которых приведены в табл. 6. В опытах использо-
вались соляр, дизельное топливо и дистиллят замедленного коксо-
вания (газотурбинное топливо). Данные о его составе приводятся
в табл. 7.
ТАБЛИЦА 6
Режимные параметры, при которых проводились исследования
экспериментальных камер сгорания
Параметры	Пятигорелочная камера сгорания диаметром (мм)			Одногорелочная камера сгорания 0 364 мм	
	640	510	400	Xs 1	№ 2
Объемное тепло-	4—10,7	4—14,9	9—27,0	4—7,8	4—7,0
напряжение Uy X X 10-6, ккал/ [(м3 X X ч) (кгс/см2)] Теплонапряжение	3,5—9,2	3,5—10,0	5,3—15,0	3,3—6,4	3,3—5,8
сечения Up X X 10*6, ккал/ [(м2 X X ч) (кгс/см2)] Коэффициент ив-	1,17—2,03	1,21—1,59	1,27—1,37	1,15—1,8	1,15—1,8
бцтка воздуха Давление в каме-	1,2—3,1	1,2—2,9	1,6—3,2	1,0	1,1—2,3
ре сгорания, кгс/см2 Расход топлива,	308—407	145—481	173—300	35—70	35—60
кг/ч Температура воз- духа, °C: на входе в каме-	130—290	170—295	109—217	60—230	150—170
за камерой	670—740	650—710	690—712	500—740	600—725
5*
131
Характеристика топлив, применявшихся при исследовании экспериментальных камер сгорания
Примеси		0,04
1	Химический состав, %	1	АР (зола)	0,01—0,02 0Д)1
	WP (влага)	Следы »
	О.	0,2 2,1
	HP	12,5—13,3 11,7
	СР	85,5—86,7 86,1
Низшая теплотворная способность, ккал/кг		9970—10100 9780—9900
Топливо		Соляр Дистиллят замедленного коксова- ния

2. Излучение светящегося
сажистого пламени
жидкого топлива
в камерах сгорания ГТУ и ПГУ
На основании изложенной методики
было проведено исследование эмиссион-
ных характеристик факела пламени
с одновременным изучением полей ло-
кальной концентрации сажистых частиц
в объеме факела.
Излучение светящегося пламени при
сжигании жидкого топлива склады-
вается из излучения трехатомных газов
Н2О и СО, и сажистых частиц. Треха-
томные газы в инфракрасной области
обладают полосатым спектром излуче-
ния, а сажистые частицы в отличие от
газов — сложным спектром, причем
излучение сажистых частиц также яв-
ляется селективным. Такие особенности
излучения топочных газов и сажистых
частиц определяют явно выраженный
селективный характер суммарного излу-
чения светящегося пламени
Всесторонние исследования, прове-
денные на трех моделях многогорелоч-
ных камер сгорания, наряду с изуче-
нием радиации пламени имели своей
целью также отработку конструкций
камер для промышленности и установ-
ление условий приближенного огневого
моделирования. Было изучено также
влияние режимных параметров процесса
на температурный уровень металла
стенок пламенной трубы.
Примененный радиометр направлен-
ного излучения позволил измерить ин-
тенсивность суммарного излучения,
посылаемого факелом на стенку камеры,
и установить влияние основных факто-
ров, определяющих величину этого
излучения. По измеренным лучистым
потокам </ли усредненной по длине луча
температуре факела Тф определялась
его локальная степень черноты
«Ф==<7л/(ао4)-	(V.25)
132
Как показали опыты, максимальные лучистые потоки и наибо-
лее высокие температуры металла стенок пламенных труб наблю-
дались в первом сечении при £ог/£)пл = 0,46, т. е. соответствовали
зоне активного тепловыделения. Сильное влияние на величину
падающих лучистых потоков, особенно на начальном участке пла-
мени, оказывает давление в камере. Известно, что переход от не-
светящегося пламени к светящемуся связан с заметным возраста-
нием степени черноты пламени. В связи с этим светимость пламени,
определяемая условиями саже-
образования, в значительной
степени зависит от давления [41].
С ростом последнего интенсив-
ность сажеобразования, а сле-
довательно, и излучение возра-
стают.
Рис. 68. Зависимость падающего
лучистого потока от давления:
1 — сечение Г, 2 — сечения II и III
Рис. 69. Изменение падающих лучис-
тых потоков и температуры стенки пла-
менной трубы по ее длине:
1, 2, 3—р равно 1,54; 2,01 и 2,6 кгс/см1 2 и Up
равно 5,5; 7,2 и 9,210-' ь , **аЛ,—угг
F	[(м2-ч)(кгс/см2)]
Влияние давления на излучательные характеристики показано
на рис. 68, где приведены опытные данные, относящиеся к модели
многогорелочной камеры сгорания 0 640 мм. Эти данные полу-
чены при теплонапряжении топочного объема камеры 5,0 X
X 10е ккал/[(м3-ч) (кгс/см2)] и практически одинаковых коэффи-
циентов избытка воздуха в первичной зоне горения ар = 1,22 1,25.
Аналогичные результаты были получены и при других режимных
условиях сжигания топлива, а также на моделях камер 0 510 и
400 мм.
Как видно из рисунка, падающие лучистые потоки при давле-
нии 1,5 кгс/см2 во всех сечениях камеры составляют (50—60)
Ю3 ккал/м2-ч. С увеличением давления до 2,5 кгс/см2 в сечении I
падающие потоки возрастают примерно в 2,5 раза, составляя уже
150-103 ккал/(м2-ч), а в остальных сечениях, где концентрация
сажистых частиц вследствие их выгорания уменьшилась — лишь
90-103 ккал/(м2-ч).
133
На рис. 69 показано изменение лучистых потоков и температуры
стенок пламенной трубы для трех опытов в камере 0 640 мм, при
проведении которых давление изменялось от 1,54 до 2,6 кгс/см1 2
при неизменных избытках воздуха и числах Re, но разных тепло-
напряжениях топочного объема. С увеличением давления в камере
с 1,54 до 2,6 кгс/см2 лучистые потоки для сечения I (£ОГ/£)ПЛ=0,46)
увеличились с 80-103 до 170-103 ккал/(м2-ч), соответственно
температура металла стенок возросла на 100°С (с 400 до 500° С).
Аналогичный характер имеет также и распределение степени
черноты факела по длине исследованных камер сгорания при ар =
= const (рис. 70).
Рис. 70. Изменение степени чер-
ноты факела пламени Яф (сплош-
ные линии) и трехатомных газов
(штриховые линии) по длине
пламенной трубы:
1, 2 3—р равно 2,5; 2,1 н 1,5 кгс/см2
Рис. 71. Зависимость относи-
тельной доли излучения сажи-
стыми частицами от давления
в камере:
О, X, А — модели I, 2. 3
В конце пламенной трубы, где выгорание закончено, расхож-
дение между измеренными величинами степени черноты факела
и расчетом по излучению СО2 и Н2О связано с наличием сажи-
стых частиц в конце факела. Так как концентрация частиц сажи
зависит от давления, то разность между приведенными степенями
черноты тем выше, чем больше давление в камере.
Определяя степень черноты сажистого факела по формуле
Оф = Ос + Oro2 — ac<7RO2,	(V.26)
можно, воспользовавшись опытными данными, аналогичными
данным рис. 70, оценить относительное влияние сажистых частиц
на суммарную степень черноты факела оф.
Результаты таких расчетов по исследованным трем моделям
многорегистровых камер сгорания приведены на рис. 71. В сече-
нии / камеры (£ог/£>пл = 0,46) излучательная способность сажи-
стых частиц при давлении 2,5—3,0 кгс/см2 превышает излучатель-
ную способность трехатомных газов в 3—4 раза.
Соответственно кривым распределения степени черноты факела
от давления по длине камеры сгорания изменяется и суммарный
коэффициент поглощения. Согласно обработке опытных данных
= kop, где коэффициент k0 оказался для трех исследованных
134
камер сгорания величиной постоянной для данного сечения фа-
кела. Для зоны, в которой образуется максимальное количество
сажи, йшах = 0,32 р; в зоне, где в основном завершается выгорание
сажистого факела, /гт1п = 0,18р, следовательно, средний коэффи-
циент поглощения /гср — 0,25 р. Таким образом, степень черноты
факела можно рассчитать по формуле аф = 1 — exp (feop£>), при-
нимая для описания изменения коэффициента поглощения по
длине камеры сгорания вышеприведенные величины k0.
Впоследствии Кунитомо произвел сопоставление расчетных
величин по разработанной им методике с результатами наших опы-
тов [871. Это сопоставление приводится в табл. 8 и указывает на
хорошее согласование наших опытных данных с расчетом.
ТАБЛИЦА 8
Сравнение расчетных и экспериментально полученных
коэффициентов поглощения
Давление р, кгс/см*	^ср		ь шах		ftmln	
	Кунитомо	Стор ожук	Кунитомо	Стор ожук	Кунитомо	Сторожук
1,5	0,37	0,37	0,49	0,48	0,25	0,27
2,0	0,49	0,50	0,67	0,64	0,31	0,36
2,5	0,62	0,62	0,88	0,80	0,36	0,45
3,0	0,75	0,75	1,09	0,96	0,41	0,54
Влияние коэффициента избытка первичного воздуха на интен-
сивность-излучения факела по длине камеры показано на рис. 72
и 73. Эти опыты проведены на одногорелочной камере сгорания
(рис. 62) при постоянном давлении р = 1,05 кгс/см2, но различ-
ной степени подогрева воздуха: 75, 150 и 200° С (рис. 72). На
рис. 73 опытные точки нанесены в зависимости от давления и коэф-
фициента избытка воздуха.
Рассмотрение зависимости J = f (ар) показывает, что влияние
коэффициента избытка воздуха на излучательные характеристики
факела, так же как и давления, в большей степени сказывается на
начальных участках камеры. Так, например, в сечении I (Лог/£)пл =
= 0,48) уменьшение коэффициента избытка воздуха с 1,3 до 1,1
приводит к увеличению лучистых потоков в 1,5 раза. На рис. 72
был обнаружен некоторый разброс точек в зависимости от темпе-
ратуры воздуха на входе в камеру. Этот разброс показывает, что
температура воздуха также оказывает влияние на интенсивность
излучения. Интересно, что при уменьшении температуры воздуха
в начальных сечениях факела наблюдается рост лучистых потоков.
Это обстоятельство объясняется повышением сажеобразовання
в корне факела при падении температуры воздуха.
В процессе исследования при различных углах установки ло-
паток регистра (ср равно 45 и 52°) замечено, что при меньшем угле
установки лопаток, а следовательно, ухудшенном перемешивании,
135
наблюдается некоторое повышение интенсивности излучений ИО
всей длине исследуемого участка факела (тем большей степени,
чем меньше ар).
Физический смысл зависимости излучательной способности
пламени от режимных параметров (давления, коэффициента из-
бытка воздуха, температуры подогрева воздуха, степени переме-
шивания топливовоздушной смеси) раскрывается при анализе из-
меренных концентраций сажистых частиц в пламени факела. Эти
Jn 10 J,kkcm/(m/ ч ср)
Рис. 72. Изменение интенсивности
излучения факела пламени для двух
сечений от коэффициентов избытка
воздуха:
А, 9, -|--равно 75; 150 и 220° С
Рис. 73. Зависимость интенсив-
ности излучения факела пламени
от коэффициента избытка первич-
ного воздуха и давления:
1, 2 — р — 1,05 кгс/см2 и Ф равен 45
и 52°; 3, 4, 5» 6 — р равно 1,5; 1,6;
2,2 и 2,32 кгс/см2 при ф = 52°
измерения производились в одногорелочной камере сгорания диа-
метром 552 мм при помощи описанного выше сажеотборника. Одно-
временно с отбором проб сажи производились измерения скоро-
стей газа и его состава по различным сечениям камеры, а также ло-
кальной излучательной способности пламени по ходу выгорания
факела.
Результаты измерения и осреднения концентрации сажистых
частиц приведены на рис. 74—78, на которых изображено измерен-
ное распределение сажистых частиц по одну сторону от оси ка-
меры г. По другую сторону оси картина распределения сажистых
частиц в однорегистровой камере симметрична. Из графиков видно
характерное для большинства опытов распределение сажистых
частиц с двумя максимумами,* расположенными от оси на рас-
стоянии 0,5—0,7 радиуса пламенной трубы.
136
Расчеты по осреднению показали, что для исследованных одно-
горелочных камер сгорания, когда выбрано правильное сочетание
раскрытия угла топливного и воздушного факелов, профиль рас-
пределения сажистых частиц получается в виде кривой с провалом
в центре камеры. В этом случае среднее значение концентрации
составляет 0,6—0,75 от максимального ее значения. В случае не-
организованного подвода воздуха и различных условий смещения
в корне факела зона с максимальной концентрацией сажистых
Рис. 74. Влияние давления р на распределение кон-
центрации сажистых частиц при ар = idem, Uf =
= idem, В = наг, р = иаг: а, б, в— р равно 2,93;
2,03; 1,36 кгс/см2;
L/D-0.50
1 — концентрация сажистых частиц; 2 — средняя концен-
трация сажистых частиц; 3 — химический недожог; 4 —
избыток первичного воздуха
частиц может перемещаться как к центру, так и к стенкам топочной
камеры.
Из приведенных графиков также видно, что частицы сажи не-
равномерно распределены как по сечению, так и по длине топоч-
ного устройства. Максимальная концентрация сажи наблюдается
в головной части камеры. По мере удаления от горелочного уст-
ройства поля концентрации выравниваются, а количество сажи-
стых частиц в пламени уменьшается до весьма малых величин.
Такая же зависимость получается и по средним величинам кон-
центрации сажи в пламени, которая приведена на рис. 79.
Впервые установленный характер распределения концентрации
сажистых частиц в топочном объеме является общим для данного
типа топочного устройства, использующего факельное сжигание
топлива. Об этом, в частности, говорят результаты опытов, впо-
следствии проведенных Н. Г. Быстровым Ill] в топке котла
ТГМП-114,
137
Цо.о.21	L/D-0.50

0,100 0,185	0.100 0.2000.276
Рис. 75.' Влияние давления на распределение концен-
трации сажистых частиц при ар = idem, Up = var,
В — idem, р = var (обозначения кривых см. на рис. 74):
а, б, в—р равно 2,93; 2,0; 1,33 кгс/см2
a)CflMlljD-0.21
Рис. 76. Влияние коэффициента избытка воздуха на
распределение концентрации сажистых частиц при р =
= idem, /в = idem, Up = idem, ар = var (обозначе-
ния кривых см. на рис. 74): а, б, в—а1 равен 1,26;
1,40; 2,20
138


°	0.100 0.185	0,100 OJOOO.Z18
Рис. 77. Влияние скорости воздуха на распределение
концентрации сажистых частиц при ар = idem, р =
= idem, iB = idem, шв = var (обозначения кривых
см. на рис. 74): а, б — шр равна 26 и 39 м/с
Рис. 78. Влияние температуры воздуха на распреде-
ление сажистых частиц при ар = idem, р= idem, /в =
= var (обозначения кривых см. на рис. 74): а, б— tB
равна 133 и 238° С
Рис. 79. Зависимость средней концентрации сажистых
частиц от коэффициента избытка воздуха при разных
давлениях:
/, 2, 3 — р равно 1,35; 1,93 н 2,72 кгс/см2
139
Варьированием основных параметров, определяющих рабочий
процесс в топочной камере, установлено влияние давления, коэф-
фициента избытка первичного воздуха, температуры воздуха на
входе в камеру, и степени перемешивания топливовоздушной смеси
на распределение и концентрацию сажистых частиц.
На рис. 74 и 75 показано влияние давления на образование и
распределение сажистых частиц в объеме камеры сгорания. В пер-
вом случае (рис. 74) изменяется расход топлива, а теплонапряже-
ние постоянно, во втором случае (рис. 75) расход топлива постоя-
нен, но изменяется теплонапряжение. На рис. 77 отражено влия-
ние коэффициента избытка воздуха на сажеобразование, которое
растет во всех случаях, когда повышается давление в камере и
уменьшается избыток воздуха. Наиболее стремительно возрастает
сажеобразование в головной части камеры. По мере удаления от
горелок влияние указанных параметров ослабевает, при этом выго-
рание сажистых частиц приближает падающие лучистые потоки и
степень черноты факела в конце топочной камеры к величинам, ха-
рактерным для трехатомных газов, превышая их, однако, на 15—
20%. Так, например, увеличение давления с 1,36 до 2,93 кгс/см2
(в 2,15 раза) привело к росту средней концентрации сажи в сечении
I с 0,38 до 1,9 г/м3 — в 5 раз, а уменьшение избытка воздуха с 1,4
до 1,26 (в 1,11 раза) привело к увеличению средней концентрации
сажи примерно в 3 раза.
Многочисленные опыты, проведенные с камерами разных диа-
метров и при различных тепловых нагрузках, убедительно пока-
зали, что с ростом давления и уменьшением коэффициента избытка
воздуха процесс сажеобразования значительно интенсифицируется,
главным образом, в зоне активного тепловыделения (головная часть
топки). При этом изменяется структура излучающего факела, уве-
личивается термическая неравномерность пламени, вызываемая
увеличением числа микрозон с температурой, близкой к теорети-
ческой при стехиометрическом соотношении топливо—воздух.
Иными словами, в излучающей среде появляются области с высо-
ким уровнем температур, оказывающие сильное влияние на излу-
чательные характеристики. Кроме того, температура частиц в пла-
мени может отличаться от температуры газов. Инертные частицы
больших размеров (зола) вследствие потерь на излучение обычно
имеют более низкую температуру, чем сами газы, а температура
мельчайших частиц, как правило, близка к температуре газов
вследствие интенсивного конвективного теплообмена с газами.
В то же время температура горящих частиц, например горящих
частиц сажи в светящемся пламени жидких топлив, может заметно
превосходить температуру газов за счет поверхностной реакции
окисления самой частицы, а также вследствие рекомбинации на ее
поверхности диссоциированных молекул. Поэтому энергия излу-
чения твердой дисперсной фазы в светящемся пламени должна
увеличиваться с ростом давления и уменьшением коэффициента
избытка воздуха не только из-за увеличения степени черноты
140
факела, но также вследствие резкого возрастания числа Излучаю-
щих центров с повышенной температурой.
Отметим также и то обстоятельство, что рост излучения факела
при переходе к режимам с меньшими коэффициентами избытка
воздуха сопровождается возрастающей ролью в радиации внутрен-
них слоев пламени, именно тех слоев, которые являются очагом
бурного сажеобразования. Это подтверждено нашими измерениями
теплового излучения факела радиометром в комплексе с передвиж-
ным холодным фоном (рис. 64). С повышением давления в пределах
проведенных опытов темп роста излучения при увеличении тол-
щины пламени не замедляется, что свидетельствует о возрастающей
роли внутренних слоев пламени в излучении.
Образование излучающих центров в зоне реакции особенно
заметно при применении регистровых горелочных устройств, кото-
рые образуют характерную структуру потока в пламенной трубе
с резко отличающимися коэффициентами избытка воздуха по сече-
нию: в центральных областях ар меньше единицы, по мере продви-
жения к ограничивающим стенкам избыток воздуха возрастает,
значительно превышая средний ар.
В процессе проведения экспериментального изучения радиа-
ции факела замечено, что на содержание в факеле сажистых частиц
оказывает влияние степень перемешивания топливовоздушной
смеси и дисперсность распыливания топлива форсунками. Укруп-
нение дисперсности распыливания топлива и уменьшение угла
закручивания воздушного потока повышают сажеобразование
в объеме пламенной трубы.
Из рис. 77 видно, что увеличение скорости потока на выходе
из регистра с 26 до 39 м/с сопровождается падением сажеобразова-
ния, в этом случае для сечения 1 средняя концентрация сажистых
частиц уменьшается с 1,3 до 0,8 г/м3.
Некоторое уменьшение концентрации сажи, как видно из
рис. 78, сопровождается увеличением температуры воздуха, посту-
пающего в топочное устройство.
Таким образом, факторы, ухудшающие горение, приводят
к росту сажеобразования. Из этого следует, в частности, что меры
борьбы с чрезмерным наличием в газах сажистых частиц заклю-
чается- в улучшении сгорания, что обеспечивается тщательным
перемешиванием топлива с воздухом, повышением температуры
воздуха, надлежащим сочетанием угла раскрытия топливного
факела с воздушным потоком, высокой дисперсностью распы-
ливания.
На основании совместного рассмотрения результатов экспери-
ментальных исследований по измеренным величинам интенсив-
ности излучения, состава газа и концентрации сажистых частиц
можно утверждать, что излучение факела определяется присут-
ствием в нем сажистых частиц, а характер влияния режимных
параметров (давления, избытка воздуха, температуры воздуха и
степени турбулизации потока) на излучение аналогичен влиянию
141
их на сажеобразование. Следовательно, для оценки лучистого
потока, его распределения по длине топочной камеры и расчета
эмиссионных характеристик факела необходимо установить связь
между сажеобразованием и протеканием процесса горения топ-
лива. Такая связь очевидна из графиков, приведенных на рис. 74—
78, на которые также нанесены кривые изменения химического
недожога qs. Из этих графиков также видно, что максимальное
значение концентрации сажи С координируется с максимальным
значением химического недожога <?3 и именно в той зоне, где
ощущается недостаток воздуха. Анализ проведенных опытов
подтверждает, что характер распределения химического недожога
аналогичен распределению концентрации твердого углерода.
Влияние давления на химический недожог качественно неоди-
наково по ходу выгорания факела. Опытами установлено, что с по-
вышением давления (при прочих равных условиях), несмотря на
то, что полное сгорание может быть достигнуто на меньшей длине,
процесс выгорания топлива в головной части замедляется. Наи-
большая зависимость полноты сгорания от давления наблюдается
в головных сечениях камеры (рис. 33), где имеется еще достаточнее
количество неиспарившегося топлива.
Замеченная связь между концентрацией углерода, давлением,
химическим недожогом и коэффициентом избытка воздуха нахо-
дится, очевидно, в прямой зависимости от механизма образова-
ния сажи.
В работах [17, 78, 85], в которых изучались условия саже-
образования выдвинуто несколько теорий, схематично объясняю-
щих образование сажи. Более вероятна схема, объясняющая
сажеобразование в пламени, в основу которой положены явления
распада углеродов с последующей их полимеризацией. Углеводо-
роды при этом распадаются на твердый углерод, метан и водород.
Поэтому присутствие на определенных участках топочной камеры
продуктов неполного сгорания свидетельствует о том, что здесь
произошел термический распад углеводородов; при этом чем больше
выделилось СН4 и Н2, тем больше образовалось твердого углерода.
Наряду с СН4 и Н2 в продуктах неполного сгорания топлива при-
сутствует окись углерода СО, которая также может явиться при-
чиной образования твердого углерода в соответствии с равновесной
реакцией Будуара [17].
Выдвинутые теории носят в основном качественный характер,
они не могут объяснить влияния всех режимных параметров на
излучательные характеристики светящегося пламени. На основа-
нии этих теорий нельзя рассчитать поля локальных концентраций
и средний уровень концентрации сажистых частиц при различных
условиях сжигания топлива. Кроме процесса сажеобразования,
необходимо знать одновременно идущий с этим процесс выгорания
сажистых частиц в пламени.
Решение задачи обоснованного расчета излучательных характе-
ристик светящегося пламени надо искать по данным непосред-
142
ственных изменений концентрации сажистых частиц в пламени
в зависимости от хода выгорания топлива. Иными словами, необ-
ходимо определить связь между средней в поперечном сечении кон-
центрацией сажистых частиц с режимными параметрами ведения
топочного процесса.
Проведенные исследования эмиссионных свойств сажистого
излучения пламени в камерах сгорания ГТУ и ПГУ позволяют ут-
верждать, что основными факторами, определяющими условия
сажеобразования при сжигании жидкого и газообразного топлива,
в данном типе топочно_-Горелочного устройства являются:
1)	давление в топочной камере р, кгс/см2;
2)	коэффициент избытка первичного воздуха ар;
3)	температурный уровень в топочной камере Тф, К;
4)	степень перемешивания топливовоздушных потоков;
5)	тип сжигаемого топлива, характеризуемого углеводородным
числом С/Н.
Для удобства практических расчетов количественную зависи-
мость от названных выше факторов удобно выразить выражением:
kc = afi (Р) h («₽) f3(Тф) (С/Н).	(V.27)
В этом выражении а — коэффициент, зависящий от расстоя-
ния рассматриваемого сечения до горелочных устройств и отра-
жающий степень смешения топливовоздушных потоков.
Температура факела воздействует на коэффициент ослабления
kc двояким образом. С одной стороны, при прочих равных условиях
и при неизменной массе сажистых частиц объемная концентрация
их будет пропорциональна 1/Тф, поскольку коэффициент ослабле?
ния прямо пропорционален объемной концентрации сажистых ча-
стиц С (г/м3)
kc — AC,	(V.28)
где А — эффективное сечение ослабления луча, м2/г.
С другой стороны, из подробного теоретического рассмотрения
[10, 90 ] следует, что А не зависит от диаметра частиц, если выпол-
няется условие:
р = nd/K < 0,1,	(V.29)
где d — диаметр частиц; X — длина волны излучения.
В светящемся пламени жидкого топлива соотношение (V.29)
действительно имеет место во всем диапазоне инфракрасного излу-
чения. Вместе с тем, на основании работ упомянутых авторов можно
Утверждать, что А при монохроматическом излучении является
функцией длины волны. Для интегрального излучения это означает,
что А должно зависеть от некоторой «эффективной» длины волны,
значение которой определяется температурным уровнем излучения.
Как показал Тринг [78, 89], для перехода от спектральных
характеристик к интегральным в рассмотрение можно ввести эф-
фективную длину волны Хэф, которая делит площадь под кривой
Планка на две равновеликие части. Переход к более высокой
143
температуре факела сопровождается, как известно, сдвигом макси-
мума излучения в сторону более коротких длин волн. Это означает,
что с ростом Тф эффективная длина волны будет уменьшаться.
В свою очередь, уменьшение длины волны при излучении сажи-
стого пламени сопровождается ростом спектрального коэффициента
ослабления kK. Таким образом, при неизменной массе частиц угле-
рода в единице объема газа (объем подсчитывается при фактических
параметрах газа) рост температуры приведет к росту коэффициента
ослабления луча.
В работах [20, 39] приводится зависимость
k = 1,6-10~3Тф — 0,5,	(V.30)
которая отражает относительное влияние температуры на kc при
неизменной концентрации сажистых частиц в газе. В этом можно
убедиться, если вышеприведенные рассуждения сопровождать
конкретными вычислениями Хэф и k-h в реальном диапазоне темпе-
ратур факела (1200—1800° С). Отметим, что получить зависимость
(V.30) опытным путем на установке, где происходит сгорание топ-
лива, невозможно. Формула (V.30) учитывает лишь одну сторону
влияния температуры на коэффициент ослабления луча сажистыми
частицами, а именно: сдвиг максимума излучения при росте Тф
в сторону более коротких длин волн. Другая сторона влияния Тф
на kc заключается в том, что с изменением Тф изменяется концен-
трация частиц в газе, так что результирующий эффект от измене-
ния температуры газа в действительности имеет совершенно другой,
не только количественный, но и качественный характер, нежели
это следует из (V.30).
Обобщение опытов, проведенных на исследованных камерах
сгораних диаметром 270, 400, 510, 640 и 1350 мм при тепловых
нагрузках от 5-Ю6 до 12-Ю6 ккал/[(м2-ч) (кгс/см2)] при различ-
ных давлениях, но неизменном коэффициенте избытка воздуха и на
одном и том же топливе позволило получить эмпирическую зави-
симость коэффициента ослабления луча kc от давления
71 (/?) = [/-]-consti (1 —/)[(1 — ехр (—1,5/?/) ехр (—3Z)], (V.31)
где I — относительная длина выгорания факела, представляющая
собой отношение расстояния между горелкой и рассматриваемым
сечением к длине полного выгорания факела (т]сг > 0,99).
Полная длина выгорания топлива в каждом эксперименте опре-
делялась опытным путем.
Для практических расчетов выражение (V.31) более удобно
представить в виде:
Л (/?) = «!/.	(V.32)
Однако нужно иметь в виду, что принятием последней зависи-
мости при п > 1 допускается некоторая условность, так как кон-
центрация сажистых частиц в продуктах сгорания имеет верхний
предел, определяемый содержанием углерода в топливе. Поэтому
144
Рис. 80. Влияние коэффициента избытка воздуха
на коэффициент ослабления луча сажистыми ча-
стицами
коэффициент ах и показатель степени п подобраны таким образом,
чтобы в диапазоне реальных режимных условий, которые имеют
место в камерах сгорания, выражение (V.32) совпадало с выраже-
нием (V.31).
Чтобы выяснить
влияние коэффициента
избытка воздуха ар на
коэффициент ослабле-
ния луча kc, провели
серию опытов на жидком
топливе с неизменным
давлением в камере, при
изменении ар в преде-
лах 1,2—2,0. Это дало
возможность установить
влияние коэффициента
избытка воздуха на kc.
Величина /2 (ар) оп-
ределялась из экспериментальных данных как const (kcT$/A).
Кривая на рис. 80 аппроксимируется уравнением
;2(ар) = (0,1 + 1,8)/ар.
(V.33)
Для выяснения количественных зависимостей влияния харак-
теристик сжигаемого топлива на концентрацию и условия образо-
вания сажи проведен анализ влия-
ния (С/Н) на коэффициент ослабле-
ния kc при сжигании двух сортов
топлива: соляра с (С/Н) = 6,4 на
камере сгорания диаметром 550 мм
и природного газа (С/Н) = 3,2
на промышленных установках
ГТ-25-700 и ГТН-9-750. На рис. 81
приводится зависимость коэффи-
циента ослабления от (С/Н), полу-
ченных в условиях, когда в опы-
тах непосредственно измерялся kc
с учетом имевшихся различий по
температуре газа, давлению и коэф-
фициенту избытка воздуха [591.
Полученные результаты позволили
топлива на коэффициент ослабления учесть сорт сжигаемого топлива
луча сажистыми частицами:	с помощью множителя (С/Н)2.
• — газ; х — мазут	На основании проведенных ис-
следований и изложенных выше
материалов для расчета коэффициента ослабления kc Я. П. Сторо-
жук совместно с В. И. Антоновским предложили формулу
k. = арп/Тф [(0,1 + 1,8/ар) (1,6 - 1(Г3Тф - 0,5) (С/Н)2]. (V.34)
145
Эта формула была проверена в диапазоне давления до 10 кгс/см2.
Профессор Такеши Кунитомо в работе [871 проверил эту формулу
до давления 20 кгс/см2 и установил, что степенная зависимость
kc от давления правильно отражает физическую сущность процесса
и количественный результат эксперимента. Таким образом, фор-
мулу (V.34) можно рекомендовать к практическому применению
в камерах сгорания ГТУ до давления 20 кгс/см2.
Значение коэффициента а и показателя степени п в зависимости
от относительной длины выгорания I приведены на рис. 82.
Рис. 82. Значение коэффи-
циента а и показателя сте-
пени п в зависимости от отно-
сительной длины выгорания /
Рис. 83. Зависимость отно-
шения эффективных темпе-
ратур по длине выгорания
факела:
X, О — камеры сгорания 0 364
и 550 мм
По нашим опытным данным (рис. 83) эффективная температура
п0 сечениям пламенной трубы аппроксимируется выраже-
нием
Тф. Эф = эф [ 1 - ехр (-0,7/1 - Z0’5)],	(V.35)
в котором величина | характеризует неравномерность температуры
в поперечном сечении пламенной трубы и определяется из выра-
жения
g = [1 - (1 _ I) [тГ1 - Г‘ф. Эф)/Т?=’Г’,	(V.36)
где Т^Г' — теоретическая температура горения, подсчитанная при
коэффициенте избытка воздуха, равном единице; Тф. Эф —эффек-
тивная температура перед смесителем (I = 1), определяется по
кривой, изображенной на рис. 84, в зависимости от числа Во
Во = (т1сгВ L Vcfc)/ (4,9-иГ8аф.срГТ3т),	(V.37)
где У, Vc Гт — средняя в диапазоне от /в до /т теплоемкость продук-
ГВ
тов сгорания при сжигании 1 кг топлива; аф1 ср — средняя в объ-
еме степень черноты факела
^ф. ср [ ехр (	/^ср^эф)’
146
kcp — средний коэффициент ослабления луча в объеме факела
^ср — (1/0 2 1 (kc ф- &г);
i — число сечений.
Степень черноты факела в каждом сечении определяется фор-
мулой
1-ехр[-(йс + &г)Г>],	(V.38)
в которой в соответствии с опытными данными [59]
kT = (0,94 ф- 0,060 k*r,	(V.39)
где k* — коэффициент ослабления лучей трехатомными газами
в конце огневой зоны (/ — 1) определяется по [73]
ь._!	0,78+1,в,„,0	.ПЛ
\И ₽к. с (rH20 + rRO2) Dnn J
X (1-0,37 ^(Пьо ф^о.).	(V.40)
Определив таким образом коэффициенты ослабления kc и kr,
эффективную температуру, находим лучистый тепловой поток, по-
сылаемый факелом на фиксируемую площадку пламенной трубы
== хстоТф. Эф {1 — ехр [— (kz ф- kr) £>]},
где х — коэффициент, учитывающий геометрию топочной камеры
и неравномерность излучательных характеристик пламени при
переходе от интенсивности излучения к полусферическому потоку
(см. стр. 128).
Для условий работы топочных камер высоконапорных пароге-
нераторов, в которых по суммарным характеристикам определяется
температура газов на выходе из топки, комплекс формулы (V.34)
а (0,1 ф- 1,8/ар)/Тф, согласно рис. 85, аппроксимируется выраже-
нием (3,9 —ар) 103. Из рисунка, видно, что при работе с коэффи-
циентом избытка воздуха больше 1,8 последний уже не оказывает
столь большого влияния. Тогда для расчета kc в топках высоко-
напорного парогенератора формула (V.34) принимает вид:
k. = 0,005р (3,9 - ар) (1,6- 10-3Тф - 0,5) (С/Н)2.	(V.41)
147
Как будет показано дальше, эта формула использована при со-
ставлении методики расчета теплообмена в высоконапорных паро-
генераторах ПГУ. Идентичная формула с некоторыми изменениями
постоянных коэффициентов принята впоследствии и для норм теп-
лового расчета котельных агрегатов [73].
Следует подчеркнуть, что уравнения (V.34) и (V.41) для расчета
коэффициента ослабления луча сажистыми частицами получены
из специально поставленных для этой цели опытов, реализация
Рис. 85. Зависимость комплекса	J j [ 7ф от коэф-
фициента избытка воздуха:
О — ВПГ-120, • — судовой котел, X, А, И — соответственно I, II, III
серин опытов ЁПГ-6
которых на крупномасштабных моделях и промышленных установ-
ках потребовала согласованной программы одновременных изме-
рений многочисленных параметров (отбор сажи, измерение пото-
ков излучения, определение показателей работы установок и т. д.).
Программа экспериментов предусматривала варьирование каждого
входящего в уравнение (V.34) фактора в широком, практически
достаточном диапазоне. В частности, коэффициент избытка воздуха
ар изменялся от 1 до 3,5.
Тот факт, что для каждого типа топочного устройства получена
своя конкретная зависимость, свидетельствует о влиянии типа то-
почного устройства на эмиссионные свойства факела пламени
вообще и на зависимость kc от ар в частности.
3. Методика расчета металла
стенок пламенной трубы камер сгорания ГТУ
Температурный режим металла пламенной трубы при сжигании
топлива под давлением в широком диапазоне изменения режимных
параметров остается предметом особого внимания конструкторов.
Стенки пламенной трубы подвержены действию высокой темпера-
туры газов (1500—1800° С). Это обстоятельство наряду с высокой
оптической плотностью среды и большими скоростями газа вызы-
вает интенсивную теплопередачу ограничивающим стенкам.
148
При анализе температурного режима металла следует рассма-
тривать как теплообмен факела с ограничивающими стенками,
так и теплообмен стенок с охлаждающим воздухом. Особо следует
подчеркнуть тот факт, что при анализе температурного режима
пламенной трубы совершенно не достаточно оперировать с некото-
рым «средним» то длине тепловым потоком, коэффициентом тепло-
отдачи, степенью черноты и температурой факела. Опыты показы-
вают, что местные значения этих величин весьма значительно
изменяются по длине камеры (ходу выгорания топлива) и оказы-
вают решающее влияние на надежность работы.
Разработанная методика расчета [32, 57] базируется на об-
ширном опытном материале, полученном в ЦКТИ на стендовых
и промышленных установках, в которых сжигалось жидкое и газо-
образное топливо.
Исходное расчетное уравнение записывается исходя из тепло-
вого баланса элемента стенки:
СТО^ст^фХ (У ф. эф -‘ Уст) 4" а1 (Уб У ст) ==
= Ооапр(У1т-Укр)+«2ф(Уст-Ув)-	(V.42)
В этом уравнении тепловой-поток и коэффициенты теплоотдачи
отнесены к внутренней поверхности пламенной трубы, обращенной
к факелу. Входящие сюда величины относятся к фиксированному
сечению камеры сгорания. Поэтому в расчете используются ло-
кальные значения степени черноты, температуры и коэффициентов
теплоотдачи. Уравнение решается относительно температуры
стенки Уст.
Рассмотрим отдельные составляющие, входящие в уравне-
ние (V.42).
Лучистый тепловой поток между факелом и стенкой. Его
можно подсчитать по формуле
?л = ОоЙст^фХ (Уф. эф — Уст)-	(V.43)
Как известно, излучение складывается из излучения трехатом-
ных газов и несгоревших сажистых частиц. Коэффициент ослабле-
ния для трехатомных газов kr определяется по формуле (V.40),
а в каждом сечении — по (V.39). Исследования подтвердили, что
изменение температурного режима металла стенок пламенной тру-
бы точно соответствует изменениям параметров рабочего процесса
топочной камеры, поэтому численные значения температуры
металла определяются расчетом степени черноты сажистого факела.
Коэффициент ослабления луча сажистого пламени kc рассчиты-
вается по формуле (V.34).
Установленные величины коэффициентов ослабления kr и kc
дают возможность производить непосредственный расчет степени
черноты факела на различных стадиях его выгорания по фор-
муле (V.38). Другие величины, входящие в уравнение (V.43),
149
определяются: эффективная температура факела Тф.эф по фор-
муле (V.35) и (V.36); эффективная степень черноты стенки
«ст = (1 + «ст)/2,	(V.44)
где аст — степень черноты внутренней поверхности в зависимости
от температуры стенки, определяется по графику, приведенному
на рис. 86.
Конвективный теплообмен с внутренней стороны стенки пла-
менной трубы. Эта составляющая
7 ст
0,3
0,7
500 400 500 600 700 800 tc°C
Рис. 86. Зависимость степени черноты
внутренней поверхности пламенной трубы
от температуры стенки
конвективного теплообмена
вычисляется по формуле
?1к==а1(Г6 —Гст). (V.45)
Расчет коэффициента теп-
лоотдачи сводится к на-
хождению параметров газа
в пристенном пограничном
слое огневой стороны обе-
чайки. В основу соотношения
для определения параметров
газа в пристенной зоне положен установленный из эксперимента
факт автомодельности профилей скорости и температуры в зоне
смешения двух потоков: «холодного» воздуха, поступающего
в щели между обечайками, и основного потока газа.
Расчетные уравнения для определения скорости w6 и темпера-
туры на границе пристенного теплового слоя заимствованы из
Рис. 87. Схема течения при структурном заградительном охлаждении
специальных исследований по струйному заградительному охла-
ждению, выполненных Б. А. Жестковым, В. В. Глазковым и
М. Д. Гусевым. Выбор параметров основного потока газа и экспе-
риментальная проверка расчета выполнены на основании работ
[32, 57, 62] на опытных камерах сгорания с измерением параме-
тров газа в пристенной области.
Вывод расчетных формул базировался на следующей упрощен-
ной схеме течения при струйном заградительном охлаждении.
В кольцевую щель регистровой телескопической камеры сгорания
между обечайками шириной 1гщ поступает охлаждающий воздух
со скоростью и температурой Тщ (рис. 87). Заградительный воз-
150
дух вступает во взаимодействие с основным потоком газа в некото-
рой зоне с максимальной шириной hx.
Основной поток газа в пристенной области шириной йх распро-
страняется параллельно заградительной струе и характеризуется
некоторыми эффективными значениями скорости аух и температу-
ры Т\. На всем протяжении заградительной струи статическое
давление неизменно. На некотором удалении от стенки течение
подчиняется закономерностям распространения струи в спутном
потоке. От кромки обечайки начинается динамический пристенный
слой толщиной 6. Тепло-
вой пограничный слой
толщиной 6Т начинается
от точки хи — пересече-
ния внешней зоны сме-
шения спутной струи
с обечайкой. В силу тур-
булизации пристенного
слоя, вызываемой зо-
ной смешения спутных
струй, этот слой на всем
Рис. 88. Зависимость угловых коэффициентов
расширения зоны смешения двух плоскопарал-
лельных струй от пг
протяжении считаем
турбулентным. В пре-
делах начального уча-
стка температура и
скорость заградительного потока постоянны и равны темпе-
ратуре и скорости воздуха на входе в щель.
На основном участке параметры газа изменяются по мере уда-
ления от щели. Коэффициент теплоотдачи ах рассчитывается по
формулам охлаждения пластины, причем в качестве параметров
газа используются их значения на границе пристенного слоя
ах = 0,035 (^/х) (оу6х/у)0’8,
(V.46)
где х — расстояние от щели до рассматриваемого сечения.
Скорость и температура газа на границе пристенного слоя опре-
деляются по формулам:
w6 = W! — (аух — м'щ) 1 —
Т6 = ТХ-(ТХ-7’Щ){1 -
(х 4“ *п) 4“ б — йщ — hn а/2 "12
Ь (х -)- хп)
^2Т (X 4“ Хп) 4- 6Т Йщ ЛП
3/2 у 2
6Т (X -|- хп)
где Ь, Ьт, Ь2, &2т — угловые коэффициенты динамической и тепло-
вой зон смешения.
Численные значения угловых коэффициентов в зависимости от
отношения скоростей m определяются по рис. 88. При этом m =
= когда < wm и m = когда а>х > шщ.
151
Толщина динамического пограничного слоя 6 рассчитывается
от точки х = 0. по формуле
6 = 0,37 (v/ay)0’2x°-8.
Толщина теплового пограничного слоя 6Т рассчитывается от
точки хи по формуле
6Т = 0,37 (v/ш)0,2 (х - хн)°’8,
где хн — смещение полюса струи для толщины стенки от 0,5 до 6 мм,
рассчитывается по формуле
х„ = 14 (А + 1)/т,
А — толщина стенки обечайки пламенной трубы; т —	—
отношение скоростей потоков.
Местоположение полюса струи по вертикальной оси практиче-
ски можно принять hn = 0,5Д.
Длина начального участка определяется (см. рис. 87) по соот-
ношению
Хн = (Йщ -ф- /1п)/^2т Хп-
При известных полях скорости и температуры основного потока
можно определить Wi и Т\, однако в настоящее время состояние
работ по горению и аэродинамике не позволяет рассчитать струк-
туру потока. Поэтому рекомендуются эмпирические зависимости,
основанные на обработке значительного количества эксперимен-
тальных данных, полученных при исследовании опытных камер
сгорания:
1,85ауср,
где шср — среднерасходная скорость газа в поперечном сечении
до щели;
7\~0,7Тф.
Приведенные значения Wi и относятся к обечайке, располо-
женной за первой щелью. Для последующей обечайки расчет про-
изводится аналогичным образом с той лишь разницей, что вместо
параметров горячего газа следует использовать температуру и
скорость, которые имеет газ на границе пограничного слоя в конце
первой обечайки в результате смешения с заградительной струей
первой щели; в этом случае х принимается равным длине первой
обечайки.
Лучистый тепловой поток от стенки к корпусу камеры сгора-
ния или к наружной обечайке. Его можно рассматривать как
теплообмен между двумя плоскостями
7«р = ^О^пр (Т„	^кр)'
152
Приведенная степень черноты двух поверхностей (стенки пла-
менной трубы и корпуса камеры) определяется формулой
апр = (1/аст+ 1/«кР — I)’1.
Воспринятый корпусом лучистый поток снимается охлаждаю-
щим воздухом путем конвекции. Потеря теплоты в окружающую
среду составляет (при изолированной камере) 1—2% от тепловос-
приятия стенки. Пренебрегая ею, можно записать
акр(П₽ - Т„) = сгояпр (У4СТ - Tip),	(V.47)
где Укр и Тв — соответственно температура металла корпуса ка-
меры и охлаждающего воздуха.
1,2 — ^ci/w Р равно 100 и 5 °C* ма-с/(кг* м)
Из равенства (V.47) Ткр можно выразить через Тст. Однако
отметим, что температуру корпуса вполне достаточно определить
ориентировочно, так как в камерах сгорания Ткр относительно
слабо влияет на разность (Пт — Пр):
Пт — Пр — Пт [1 — (Ткр/Уст)4],
где (Укр/Уст)4«1.
Метод определения /кр приведен на рис. 89, кривые построены
по опытным данным испытанных камер сгорания.
Конвективный тепловой поток с наружной стороны. Его опре-
деляют по формуле
?2К = а2ф(Пт —П)-	(V.48)
В пламенных трубах с гладкими обечайками поверхности,
участвующие в теплообмене, с огневой и воздушной стороны
одинаковы по величине. Температура металла при правильно
организованном рабочем процессе одинакова по периметру.
Ряд конструкций (например, обечайки с продольными ребрами)
имеет неодинаковые поверхности с внутренней и наружной
153
Рис. 90. Значение коэффициентов С' и
С по длине кольцевого канала
стороны. Эти обстоятельства учтены при обработке опытных
данных, и соответствующие поправочные коэффициенты приведены
в табл. 9.
В уравнении (V.48) тепловой поток q2K отнесен к внутренней
цилиндрической поверхности и к перепаду температур (Тст — Тв),
где Тсг — максимальная температура в рассматриваемом сечении.
Например, при продольных ребрах — это температура во впадине
между ребрами, а в конструкции с гофрированными вставками —
температура собственно обе-
чайки.
Различие в поверхностях FH
и Гвн, а также неравномерность
температуры по периметру учи-
тываются коэффициентом <р.
Определение коэффициента те-
плоотдачи приводится на основе
критериального соотношения
Nu = f (Re). Расчетная формула
имеет вид
а2 = С (Х/S) (w2x/v)m, (V.49)
где w2 — скорость в кольцевом
канале.
Константа С и показатель
степени m зависят от устройства
пламенной трубы и месторасположения рассматриваемого сечения.
Их значения, полученные в результате выполненного эксперимен-
тального исследования конвективного теплообмена для ряда кон-
струкций камер сгорания, приведены в табл. 9. Здесь же указан
выбор линейного размера S и коэффициента <р.
В пламеннбй трубе с прорезями (табл. 9) и в двухстенной
конструкции с внутренней гофрированной обечайкой (табл.9) коэф-
фициент теплоотдачи, рассчитанный по формуле (V.49), учитывает
охлаждение за счет воздушной завесы с внутренней стороны
стенки. При расчете Тст в этих конструкциях тепловой поток
q1K = ai (Те — Тст) из уравнения (V.42) исключается.
За определяющую температуру воздуха Тв в формулах (V.42)
и (V.49) принимается его температура в рассматриваемом сечении.
При проектировании камеры бывает известна, однако, температура
воздуха только на входе в камеру Тв. Поэтому в расчете следует
учесть подогрев воздуха вследствие обтекания пламенной трубы.
Подогрев воздуха в кольцевом канале составляет обычно 40—60° С.
Средний коэффициент теплоотдачи аа в каналах шириной менее
30 мм определяется по формуле
а2 = С (tyd3) (wd3/v)°’s,
где С — определяется по кривым, изображенным на рис. 90, полу-
ченным при испытании опытных камер сгорания.
154
Опытные коэффициенты для конвективного теплообмена
ТАБЛИЦА 9
Конструкция пламенной трубы	с	т	S		<₽	Примечание
Кольцевой канал, об- разованный	гладкими обечайками,	шириной 30 мм	С = = С (С — по рис. 90)	0,8	d3	В кольцевом канале рассма- триваемого сече- ния	1	d3— удвоенная ширина кольцевого канала рассматри- ваемого сечения
Кольцевой канал, об- разованный	гладкими каналами, шириной рав- ной или больше 30 мм	0,035	0,8	X	То же	1	х — расстояние от канала обечайки до рассматриваемого сечения
Переходный конус в прямоточной камере сго- рания; поток воздуха набегает на поверхность под углом 30—45°	0,840	0,7	da		1	d3 — удвоенная ширина кольцевого канала в рассматри- ваемом сечении
Канал, образованный двумя обечайками, одна из которых с продоль- ными ребрами	С= О'	0,8	d3 = 4flU	»	1 +0,18 с вн	f — проходная площадь канала; U — смоченный пе- риметр канала; Fa — наружная поверх- ность охлажденной обечайки; FBH — внутренняя поверх- ность обечайки
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. 9
Конструкция пламенной трубы	С	т	3		Ф	Примечание
Канал, образованный двумя обечайками с гоф- рированной вставкой между ними	С= С	0,8	d3 = 4f/U		0,13 (2L)	L — развернутая длина гофры в сече- нии; D — диаметр обечайки
Пламенная труба с по- перечными	прорезями шириной 100—150 мм (шаг)	0,04	0,8	d3	В кольцевом канале до распо- ложения проре- зей	1	d3 — удвоенная ширина кольцевого канала. Коэффи- циент ’ теплоотдачи учитывает внутрен- ний конвективный теплообмен
Пламенная труба с по- перечными ребрами на обечайке с высотой реб- ра 2—3 мм и шагом 40— 60 мм	1,6С'	0,8	da	В кольцевом канале рассма- триваемого сече- ния	1	d3 '— удвоенная ширина кольцевого канала (без учета ребер)
Двухстенная перфори- рованная пламенная тру- ба с внутренней гофри- рованной обечайкой, от- верстия 0 4—5 мм ^/н/^/вн= 0,3-0,4	0,05	0,8	Наибольшее расстояние между обе- чайками	В отверстиях наружной обе- чайки	1	У /н — суммар- ная проходная пло- щадь отверстий на- ружной обечайки; 2/вн — то же в ну- тренней обечайки; здесь а2 учитывает конвекцию с внут- ренней стороны

В каналах большей ширины
а2 = 0,042 (X/S) (ay2S/v)0,8.
Подставляя выбранные указанным образом величины в уравне-
ние (V.42) и решая его относительно температуры стенки Тст,
можно определить температуру обечайки пламенной трубы в дан-
ном сечении. Повторяя эти операции в разных сечениях, можно
найти изменение ГсТ по длине обечайки.
Рис. 92. Сравнение расчетных и опытных значений
температур пламенной трубы по пяти промышлен-
ным ГТУ, четырем промышленным моделям и двум
опытным камерам сгорания
Для сокращения затрат времени на вычисления на рис. 91
представлена номограмма, составленная на основании уравнения
(V.42), где обозначено
('Г \ 4	Т* ___ Т*
-!«_) ; в = —;
/ф.эф/	стОастафГф.эф
q __ «1 (Т’д — Тст) .
стОастаф^ф.эф
„	_„ I °0апр Кт Гкр,
«сум — «2+ (7ст-Тв)
Q —- О'о^ст^ф^'ф.эф*
Порядок пользования номограммой указан стрелками. Сначала
рассчитываются эмиссионные характеристики факела Тф и аф.
158
Затем, используя номограмму, последовательно уточняют значе-
ния Л, В, С и асум до их полного совпадения при окончательно
определенной величине Тст.
Согласно изложенной выше методике произведено сравнение
расчетных и опытных данных по теплообмену в камерах сгорания,
работающих на жидком' и газообразном топливах (рис. 92). Как
видно из рисунка, сходимость при этом вполне удовлетворитель-
ная, расхождение расчетных значений и опытных величин не пре-
вышает ±35° С.
Изложенная методика расчета температуры стенки пламен-
ной трубы позволяет производить оценку возможной надежности
работы различных конструкций пламенных труб в широком диапа-
зоне изменения основных режимных параметров топочного про-
цесса.
Г л ава VI
ОСОБЕННОСТИ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА В КАМЕРАХ
СГОРАНИЯ ВЫСОКОНАПОРНЫХ
ПАРОГЕНЕРАТОРОВ ПГУ
Высоконапорный парогенератор (ВПГ) является основным
агрегатом парогазобого цикла (ПГУ), впервые предложенного
в 1944 г. А. А. Ложкиным, который на первых этапах создания и
развития ПГУ осуществлял руководство всем комплексом работ.
Сжигание топлива в топочном устройстве высоконапорного
парогенератора осуществляется под давлением. Повышение давле-
ния в топочном устройстве позволяет интенсифицировать рабочий
процесс, сократить радиационные и конвективные поверхности
нагрева, а следовательно, превратить агрегат в компактный мало-
габаритный парогенератор, размещаемый в непосредственной бли-
зости от паровой турбины. Другим важным достоинством высоко-
напорных парогенераторов является возможность их компоновки
с газовой турбиной в схеме ПГУ (рис. 93), приводящей в действие
компрессор для нагнетания воздуха в топку и использующей
энергию сжатых дымовых газов; в этом случае топочное устройство
парогенератора является одновременно камерой сгорания газовой
турбины.
Такое комбинированное использование топочного объема предъ-
являет высокое требование к организации процесса горения в ВПГ
и поискам рациональных конструкций его. К разработанной кон-
струкции высоконапорного парогенератора предъявляется ряд
серьезных требований, которые исходят из специфических усло-
вий назначения его в комбинированной установке. В продуктах
159
сгорания не должно содержаться сажистых частиц, кокса и других
продуктов неполного сгорания, так как после конвективных по-
верхностей нагрева, представляющих пучки с небольшим шагом,
газы из топочной камеры поступают в газовую турбину. В против-
ном случае, возможно загрязнение как тесно расположенных кон-
вективных поверхностей нагрева, так и проточной части газовой
турбины. В этом случае произойдет не только снижение к. п. д.
последней, но и разбалансировка паровой и газовой составляющих
установки. Одним из основных условий эффективной и устойчивой
работы ПГУ является выдержива-
ние в заданных расчетом пределах
параметров пара перед паровой
турбиной и газа перед газовой.
Кроме того, при разработке
парогенератора требования по его
транспортабельности, удобству
разборки, универсальности топ-
лива, возможности использования
питательной воды низкого каче-
ства, малым габаритам и массе
должны быть удовлетворены в той
степени, в какой это необходимо
Рис. 93. Принципиальная схема па-
рогазовой установки с дополнитель-
ной камерой сгорания:
1 — высоконапорный парогенератор;
2 — газовая турбина; 3 — компрессор;
4 — дополнительная камера сгорания;
5 — топливный насос; 6 — паровая
турбина; 7 — конденсатор; 8 — эко-
номайзер
гания топлива и теплообмен
по условиям эксплуатации и казна
чению установки.
Кратко изложенные требова
ния, предъявляемые к конструкции
ВПГ, могут быть удовлетворены,
главным образом, рациональной
организацией сжигания топлива
в топочной камере. Процесс ежи
между излучающей средой и радиа-
ционными поверхностями нагрева, в отличие от больших слабо-
напряженных топочных камер, имеет ряд специфических особенно-
стей. Вследствие применения турбонаддувочных агрегатов высоко-
форсированные топочные камеры ВПГ характеризуются большими
удельными тепловыделениями, достигающими в головной зоне
топочного объема до 200-10® ккал/(м-ч) на метр длины факела,
и малыми объемами топочного пространства. В этих условиях
даже при сравнительно малых нагрузках факел заполняет значи-
тельную долю пространства топки, а при полном форсировании —
всю топку.
В условиях повышенного давления и высокого форсирования
светящееся пламя, образующееся при сжигании жидкого топлива,
характеризуется высокой концентрацией сажистых частиц в фа-
келе, что приводит к росту эффективной степени черноты факела
пламени. При этом местоположение и протяженность зоны макси-
мального излучения по высоте высокофорсированной топки изме-
няется в зависимости от конструктивных и режимных факторов.
160
в то время как в слабонапряженных топках паровых котлов эта
зона обычно находится на уровне размещения горелочных уст-
ройств.
Сжигание газообразного и высокосортного жидкого топлива
в высокофорсированных топочных устройствах при высоком тем-
пературном уровне протекания процессов, достаточно хорошей
аэродинамике при больших скоростях движения продуктов сгора-
ния способствует меньшей степени загрязнения тепловоспринима-
ющих поверхностей, чем это имеет место в паровых котлах. Сжи-
гание более тяжелых жидких топлив требует особого внимания
к организации процесса горения, так как высокофорсированные
камеры сгорания используются для работы при переменных коэф-
фициентах избытка воздуха и нагрузок по топливу, что, естест-
венно, отражается на процессе выгорания факела и на теплообмене
между факелом и экранными поверхностями;
В отличие от больших слабонапряженных топок, в высокона-
порных топочных камерах вследствие повышенных скоростей газо-
вого потока лучистый теплообмен сопровождается конвективным,
составляющим заметную долю в общем тепловосприятйи, и при
расчете теплообмена в рассматриваемых топках необходимо преду-
сматривать учет этой составляющей.
Большие скорости протекания процессов выделения и погло-
щения теплоты, высокие тепловые нагрузки топочного объема и
радиационных поверхностей, малые размеры топочных устройств,
высокая степень их заполнения факелом обуславливают тесную
связь процессов горения и теплообмена. В рассматриваемых топ-
ках в значительно меньшей степени сказывается нивелирующий
эффект разницы объемов факела и топочного пространства. Здесь
влияние того или иного фактора непосредственно отражается на
многих других определяющих параметрах, которые в свою оче-
редь влияют на интенсивность процессов горения и теплообмена и
установки в целом.
Явления, происходящие в топке, трудно поддаются аналитиче-
скому обобщению; определенные трудности возникают также при
экспериментальном исследовании этих явлений, поскольку на них
оказывают влияние различные факторы и, главным образом, род
сжигаемого топлива, величина коэффициента избытка воздуха,
Давление, при котором происходит сгорание топлива, конфигура-
ция топочного устройства и конструктивные особенности горелоч-
ных устройств. Если качественная сторона комплекса явлений,
происходящих в топочных устройствах, достаточно изучена, то для
оценки количественных характеристик этих процессов, безусловно,
недостает ряда важных экспериментальных данных и теоретиче-
ских обобщений. Вследствие этого в ЦКТИ с 1948 г. поставлен ши-
рокий комплекс экспериментальных исследований рабочего про-
цесса основного специфического элемента оборудования парогазо-
вой установки—высоконапорного парогенератора. В области экспе-
риментальных исследований рабочего процесса высоконапорного
/26 Я. П. Сторожук	161
парогенератора в 1948—1952 гг. автором был выполнен боль-
шой комплекс работ на прямоточном парогенераторе ЦКТИ
производительностью 6,0 т/ч [29, 33, 561.
Дальнейшие исследования были продолжены на промышленных
установках ПГУ, весь комплекс работ по которым проводился под
руководством М. И. Корнева и Е. Н. Прутковского. Наладка и
исследование горения и теплообмена в ВПГ проводились под руко-
водством автора книги и Ю. П. Черкун.
1. Принципы конструкторского оформления
топочных устройств высоконапорных
парогенераторов
Первой отечественной конструкцией высоконапорного пароге-
нератора является экспериментальный прямоточный парогенера-
тор ЦКТИ производительностью 6,0 т/ч с параметрами пара
65 кгс/см2 и 450° С. Конструкция этого прямоточного парогенера-
Рис. 94. Прямоточный высоконапорный
парогенератор ЦКТИ:
1 — горелки; 2 — конвективно-испарительная
поверхность нагрева; 3 — пароперегреватель;
4 — экономайзер; 5 — вход воздуха
тора не имеет ничего об-
щего с иностранными кон-
струкциями парогенерато-
ров и является настолько
оригинальной,что не поте-
ряла конструктивной но-
визны до настоящего вре-
мени. Удельные показатели
парогенератора пометалло-
вложениям 0,12 кг метал-
ла на 1 кг пара являются
рекордными и показывают,
какие огромные возмож-
ности по снижению метал-
ловложений имеют высоко-
напорные парогенераторы.
Общий вид этого парогене-
ратора приведен на рис. 94.
Наружные габаритные
размеры парогенератора;
диаметр 1 м, высота 1,5 м,
суммарная поверхность
нагрева 43,05 м2. Топочная
камера овальной формы вы-
сотой 0,65 м, объем 0,26 м3,
эффективная поверхность
нагрева 1,865 м2, собрана
из 12 параллельных вит-
ков трубками диаметром
14,1 мм, которые затем
переходят в первый и по-
162
90
Рис. 95. Горелка прямоточного парогенера-
тора
следующие ряды конвективных поверхностей нагрева через
систему кольцевых коллекторов. Топочная камера и конвек-
тивные поверхности нагрева (экономайзер, пароперегреватель и
испарительные пучки) включены в два кожуха. Воздух подается
в хвостовую часть парогенератора, проходит между внутренним и
наружным кожухами к топочному фронту. Такое движение воз-
духа обеспечивало некоторый его подогрев и охлаждение наруж-
ного кожуха, благодаря
чему отпадала необходи-
мость в тепловой изо-
ляции.
Пять горелок размеща-
лось на топочном днище,
в качестве завихрителей
в горелках применены ре-
гистры конического типа,
на выходе из которых уста-
новлены цилиндрические
насадки (рис. 95). Сечения
в регистрах подобраны та-
ким образом, что скорость
воздуха все время нара-
стает от входа к выходу и
на выходе из регистров
составляет 50 м/с; 34 за-
кручивающих лопатки
установлены в регистре
под углом 45°; 10—15%
первичного воздуха посту-
пает в корень топливного
факела, что устраняет па-
разитические токи в рай-
оне лопаток и в связи
с этим все возможные отло-
жения на лопатках. Угол
раскрытия топливного фа-
кела, создаваемый форсункой, оказался оптимальным —• 90Q
после обжатия его воздухом, как это видно из рис. 95.
Конические регистры создают в топочной камере характерную
структуру потока, связанную с возрастанием абсолютных значе-
ний скоростей и их градиентов, что существенно повышает интен-
сивность турбулентности. Во время работы с коническими регист-
рами горение было бездымным и в том случае, когда парогенератор
работал с малыми избытками воздуха. Пульсационных явлений,
характерных для конических регистров, не наблюдалось, что свя-
зано и с применением цилиндрических насадков и подачей опти-
мального количества прямоструйного воздуха по оси факела. Такое
устройство с микрофакельным топочным фронтом позволило
163
реализовать высокие тепловые нагрузки топочного объема, до-
стигшие при номинальной производительности парогенератора
20 X 106 ккал/(м3-ч).
На базе исследований ВПГ-6 Я- П. Сторожуком и В. Г. Селяво
был разработан проект фронта топочного устройства высокона-
порных парогенераторов (рис. 96). В этом проекте принята топка
круглого сечения, обеспечивающая наиболее равномерное распре-
деление тепловых нагрузок экранных поверхностей нагрева, и
многогорелочная конструкция фронта топочного устройства, поз-
воляющая обеспечить благоприятные пусковые характеристики
Рис. 96. Фронт топочного устройства высоконапорного парогенератора
производительностью 25 т/ч
парогенератора, равномерное распределение температур и компо-
нентов продуктов сгорания по объему топочной камеры, а также
полное сжигание топлива на сравнительно небольшой высоте.
На сферическом днище устанавливается пять регистров (один
в центре) полуконического типа с пережимом, по оси которых раз-
мещаются выдвижные паромеханические форсунки и специальные
клапаны для регулирования воздуха, поступающего на регистры.
Оси боковых форсунок направлены в точку, расположенную на
высоте, равной 2/3 высоты топочной камеры.
Для охлаждения топочного днища внутреннего корпуса паро-
генератора предусмотрено использование всего воздуха, посту-
пающего на горение. Для создания нужной скорости установлен
дополнительный экран; в образованную таким образом полость из
пространства между наружным и внутренним корпусами парогене-
ратора входит воздух, который затем выходит у каждого регистра
через имеющиеся в днище отверстия. Такая система воздушного
охлаждения позволила отказаться от обычной обмуровки и оправ-
дала себя в эксплуатации высоконапорных парогенераторов.
164
Разработанный проект топочного устройства явился прототипом
при дальнейшем проектировании.
Парогенератор производительностью 50 т/ч с параметрами
пара 40 кгс/см2 и 440° С (по проекту В. К- Шебалова) и много-
кратной принудительной циркуляцией выполнен в виде вертикаль-
ного цилиндра диаметром
2800 мм и высотой 6500 мм,
внутри которого находится
кожух квадратного сечения
размером 1700x1700 мм, об-
разующий топочную камеру
и конвективный газоход.
В последнем размещены испа-
рительные поверхности на-
грева и пароперегреватель.
Каждая из вертикальных
стен квадратного газохода
экранирована трубами диаме-
тром 38x5 и 57x3,5 мм.
Верхнее днище парогенера-
тора образует топочный
фронт, на котором располо-
жено пять газомазутных го-
релок производительностью
640 кг/ч (по мазуту) каждая.
Отметим, что топочные камеры
квадратного сечения не оп-
равдали себя и в дальнейшем
не применялись.
Парогенератор с много-
кратной принудительной цир-
куляцией производительно-
стью 120 т/ч с параметрами
100 кгс/см2 и 540° С1, приве-
денный на рис. 97, установ-
лен в схеме ПГУ 1-й ЛГЭС.
Это вертикальный цилиндр
диаметром 3000 мм и высотой
Ю 000 мм. Топочное устрой-
Рис. 97. Высоконапорный парогенератор
производительностью 120 т/ч
ство парогенератора цилин-
дрической формы диаметром
2578 мм и высотой 4500 мм.
Нижнее днище цилиндра образует топочный фронт, на котором
установлено семь газомазутных горелок производительностью
1300 кг/ч каждая. Экранные испарительные поверхности выполнены
1 Авторы проекта М. И. Корнеев, Е. Н. Прутковский, К. М. Слоущер,
К. 3. Горош и др.
6 Я. П. Сторожук
165
из труб диаметром 57 мм с шагом 58 мм, образующих четыре
самостоятельных циркуляционных контура.
Верхнее сечение топочной камеры круглой формы плавно пере-
ходит в газоход квадратного сечения (1970x1970 мм), в котором
размещены конвективные поверхности нагрева. Конвективный
испарительный пучок горизонтальный, выполнен из труб диаме-
тром 38x5 мм и состоит из четырех секций по 37 труб в каждой.
Каждая секция конвективно-испарительного пучка замыкается на
свой коллектор. Пароперегреватель размещен в этом же газоходе,
являющемся продолжением газохода испарительного пучка. Паро-
перегреватель выполнен двухступенчатым с вспрыскивающим ре-
гулятором перегрева, установленным в рассечку между ступенями.
С понижением паропроизводительности парогенератора темпе-
ратура газов перед газовой турбиной снижается, что приводит
к снижению мощности газовой ступени ПГУ и, следовательно,
к снижению к. п. д. всей установки. Для повышения к. п. д. при
работе на пониженных нагрузках в схемах ПГУ предусматри-
ваются установки дополнительных камер сгорания, которые при-
меняются в газотурбинных установках.
В схеме ПГУ-120 на 1-й ЛГЭС пламенная труба дополнитель-
ной камеры по типу рис. 4, г установлена непосредственно в газо-
ходе сразу же после парогенератора. Воздух на горение поступает
через регистры по специальному воздухопроводу, количество кото-
рого в зависимости от нагрузки парогенератора регулируется рас-
пределительным клапаном. Первая обечайка пламенной трубы
охлаждается «холодным» воздухом, последующие ее обечайки
охлаждаются продуктами сгорания, покидающими парогенератор.
Опытом эксплуатации подтверждена надежность принятой кон-
струкции и схемы охлаждения дополнительной камеры сгорания,
а также эффективность ее применения в диапазоне паропроизводи-
тельности парогенератора от 90% (минимальный режим работы
камеры сгорания) до 40% (максимальный режим).
Топочные устройства для высоконапорных парогенераторов
блоков парогазовой установки мощностью 200 МВт (ПГУ-200-130)
выполнены в двух конструктивных вариантах.
Для ПГУ-200 Невинномысской ГРЭС принята двухкорпусная
П-образная конструкция парогенератора с многократной принуди-
тельной циркуляцией (рис. 98) Г Топочная камера — цилиндриче-
ская, диаметром 2954 мм и высотой 8400 мм. Отношение высоты
к диаметру топки увеличено до HID = 2,5, что было принято на
основании проведенных исследований парогенератора производи-
тельностью 120 т/ч пара с целью более эффективного сжигания тя-
желых сортов жидкого топлива. С этой же целью в верхней части
топочной камеры размещены конвективные поверхности в виде
ширм. Топочный корпус, являясь отдельным блоком, соединяется
1 Авторы проекта Ю. Г. Лазарев, Г. К. Каллинг, Я. П. Сторожук,
М. Н. Корнеев и др.
166
с корпусом конвективной шахты перепускным газоходом в виде
«калача», экранированного трубами первой ступени пароперегре-
вателя, что образует П-образную компоновку парогенератора.
Топочный корпус экранирован вертикальными трубами, собран-
ными в нижней и верхней части в коллекторы, к которым подходят
опускные и подъемные трубы. Фронт топочной камеры оборудован
Рис. 98. Высоконапорный парогенератор для блока
ПГУ-200
десятью газомазутными горелками конструкции ЦКТИ производи-
тельностью по 2 т/ч. Теплонапряжение топочного объема 4,29 X
X 10е ккал/(м3-ч), теплонапряжение сечения топки 25,5 X
X 10е ккал/(м2-ч). Пространство между цилиндрическим корпусом
и внутренней обшивкой охлаждается воздухом, который затем
поступает через горелки на горение.
Вариант высоконапорного парогенератора с принудитель-
ной циркуляцией без промперегревателя, разработанный для
6*	167
параметров Z)ne = 450 т/ч, р — 140 кгс/см1 2, t = 570° С, выполнен
двух корпусным и предназначается для парогазового блока, состоя-
щего из ВПГ, паровой турбины Т-100-130 и газовой турбины
ГТ-35-770 Г Парогенератор состоит из двух корпусов диаметром
3800 мм производительностью 225 т/ч каждый. В корпусах паро-
генератора, рассчитанных на избыточное давление 6,6 кгс/см2,
располагаются испарительные и пароперегревательные поверх-
ности нагрева. Воздух для горения, подаваемый компрессором,
Рис. 99. Компоновка тангенциальных горелок в вось-
мигранной топке парогенератора для блока ПГУ-200
поступает в верхнюю часть корпуса, в пространство между стенкой
корпуса и обшивкой поверхностей нагрева, и направляется к го-
релкам.
Отличительной особенностью конструкции этого парогенера-
тора является топочное устройство. Экранная система топки имеет
восьмигранную форму и состоит из труб диаметром 57x4 мм, рас-
положенных по периметру топки. Высота топочной камеры до
испарительного пучка составляет 7 м. Прямые вертикальные
трубы в топочной камере сварены между собой при помощи про-
ставок толщиной 1—2 мм, что дает возможность обеспечить доста-
точную плотность стен экрана топки без дополнительной обшивки.
1 Авторы проекта Ю. Г. Лазарев, М. И. Корнев, Я. П. Сторожук,
А. С. Шадрина и др.
168
Топочная камера каждого корпуса снабжена четырьмя танген-
циальными газомазутными горелками, расположенными в один
ряд на расстоянии 2,0 м от пода топки (рис. 99). Каждая горелка
блочного типа имеет три газомазутные форсунки с регистрами
(рис. 100). Производительность горелки по жидкому топливу В =
= 4350 кг/ч, форсунки = 1450 кг/ч. Расход воздуха через
регистры составляет 24% от общего количества воздуха на горелку.
Скорость воздуха на выходе из регистров шр 39,0 м/с; скорость
Рис. 100. Горелка блочного типа для парогенера-
тора к блоку ПГУ-200
прямоструйного воздуха (вокруг регистров) шпр 44 м/с. Для
организации правильного взаимодействия потоков в воздушном
канале перед регистрами установлены решетки.
Выбор восьмигранной топки, в которой хорошо компонуются
тангенциальные горелочные устройства, применение блочных
горелок, соотношение в этих горелках закрученного и прямо-
струйного воздуха с разными скоростями на выходе обеспечивают
хорошее перемешивание топлива с воздухом и позволяют при высо-
ких теплонапряжениях топочного объема эффективно сжигать как
газообразные, так и различные виды жидкого топлива.
Основные характеристики высоконапорных парогенераторов
отечественной конструкции, которые были подвергнуты испыта-
ниям и введены в промышленную эксплуатацию, приведены
в табл. 10.
169
ТАБЛИЦА 10
Основные характеристики высоконапорных парогенераторов
отечественных конструкций
Показатели	ВПГ-6 прямо- точный	Парогенераторы многократной циркуляции		
		ВПГ-50-40 		ВПГ-120-100	ВПГ-4.50-140
Производительность по па- ру, т/ч Давление перегретого пара, кгс/см2	6,0	45,0	120,0	450,0
	65	40	100	140
Вид топлива	Соляр	Природный газ, жидкое топливо		
Число горелок и их располо-	5;	5;	7;	Ю;
жение	подовое	верхнее днище	подовое	подовое
Давление в топке, кгс/см2	3,0	3,8	4,5	6,6
Объем топочной камеры, м3	0,26	6,90	20,60	54,6X2
Отношение длины топочной камеры к диаметру	0,85	1,45	1,40	3,30
Теплонапряжение топочного объема Uy-106, ккал/(м3-ч)	20,0	5,6	4,2	4,3
Средние тепловые нагрузки экранных поверхностей нагре- ва <7ср-103, ккал/(м2-ч)	600,0	500,0	600,0	600,0
Теплонапряжение сечения то- почной камеры Uf- 10е, ккал/(м2-ч)	58,7	13,1	17,0	25,5
Мощность газовой ступени, кВт Температура перед газовой турбиной, °C Температура уходящих га- зов, °C Высота самой верхней точки установки, м	—	1500	6000	35 000
	—	750	700	770
	250	145	120	140
	1,5	8,0	13,4	16,0
Масса парогенератора, т	0,5	47,0	175,0	560,0
Металлоемкость парогенера- тора, кг/кг	0,12	1,05	1,45	1,25
2.	Особенности горения топлива
в камерах сгорания высоконапорных парогенераторов
Опытный парогенератор производительностью 6 т/ч. На иссле-
дованном парогенераторе (см. рис. 94) автором было проведено
свыше 100 опытов, отличавшихся различной степенью наддуба
(1,03; 1,4 и 3 кгс/см2) и экранирования (0,93 и 0,62). При этом про-
изводительность парогенератора изменялась от 2,0 до 6,2 т/ч при
изменении теплонапряжения топочного объема от 6-Ю6 до 20 х
X 106 ккал/(м3-ч) и коэффициенте избытка воздуха от 1,02 до 1,7.
170
Опыты проводились на соляровом масле с теплотворной способ-
ностью 9944—10 144 ккал/кг. Измерения, предусмотренные при
проведении опытов, позволили не только свести тепловые балансы
при различных режимах, но и дали возможность получить характе-
ристики, необходимые для понимания особенностей процесса в па-
рогенераторах, работающих под давлением, а также для расчета
и рационального их конструирования.
Важной характеристикой оценки работы топочной камеры яв-
ляется степень полноты горения, определяемая величиной химиче-
ского недожога. В ряде опытов
при наладочных режимах наблю-
далось осаждение сажи на экран-
ных поверхностях и трубках кон-
вективного пучка. Чистка этих
поверхностей производилась путем
заполнения парогенератора горя-
чей водой с присадкой 5% едкого
калия; после 2—3 ч сажистые
отложения и накипь, состоящая
из минеральных отложений, рас-
творялись и удалялись вместе
с промывочной водой.
На рис. 101 приведен график
зависимости химического недо-
жога <7з от коэффициента избытка
воздуха Ор. При малых ар —
= 1,02 —1,06 химический недожог
достигал существенной величины
(7—12%). При ар = 1,1-1,2 он
составлял	1,0—1,5% и после
ар = 1,3 практически отсутствовал. Такие результаты полу-
чены при малой относительной длине топочной камеры LID = 0,85
и высоких тепловых нагрузках.
Повышенное давление в топочной камере приводило к переме-
щению активной зоны горения к корню факела и одновременно
к изменению его формы и размера. Следовательно, повышение дав-
ления в топке вызывает уменьшение пути, на котором завершаются
смесеобразование и выгорание факела, что приводит к форси-
рованию топочного объема и заметному повышению средних теп-
ловых нагрузок экранных поверхностей нагрева.
При давлении в топочной камере 1,03 кгс/см2 достигалась
небольшая степень форсирования. Тепловые нагрузки на экранные
поверхности составили 450 • 103 ккал/(м2-ч) при увеличении давле-
ния в топке до 3,0 кгс/см2, 550 • 103 ккал/(м2 -ч) при степени экрани-
рования ф = 0,93 и 600 • 103 ккал/(м2-ч) при ф = 0,62 (рис. 102).
Большой интерес представляют локальные тепловые нагрузки, по-
скольку повреждения экранных труб чаще всего зависят от степени
неравномерности их распределения по высоте камеры сгорания.
Рис. 101. Зависимость химического
недожога q3 от коэффициента из-
бытка воздуха
171
Разница между нижней зоной топочной камеры и верхней со-
ставляет 100-10® ккал/(м2-ч). Между тем, из графика, приведен-
ного на рис. 103, видно, что в диапазоне изменения теплонапря-
жений от 7 • 10® до 18 • 10® ккал/(м3 -ч) и коэффициента избытка воз-
духа от 1,1 до 1,6 при постоянном давлении в топке относительные
поверхностей нагрева от теплонапряжения топочного объема:
1 — рт = 1,4 кгс/см2, гр = 0,93; 2 — рт = 1,4 кгс/см2, 1р = 0,62; 3 —
рт = 3,0 кгс/см2, гр = 0,93; 4 — рт = 3,0 кгс/см2, гр = 0,62
Таким образом, повышение давления в топочной камере приводит
к более равномерному распределению тепловых нагрузок поверх-
ностей экрана и увеличению надежности работы высоконапорного
парогенератора.
Полученный опытный материал был использован для'оценки
возможности расчета теплообмена в топках высоконапорных паро-
Рис. 103. Зависимость относительной радиационной на-
грузки <7зон/<7ср от теплонапряжения и давления в топоч-
ной камере:
1, 2 — нижний экран, р равно 1,2 —1,4 кгс/см2 и 1,2 —
3 кгс/см2; 3, 4 — верхний экран, р равно 1,2—3,0 кгс/см2
н 1,2 —1,4 кгс/см2
Результаты сопоставления опытов с расчетом позволили устано-
вить, что ни один из методов в явном виде неприемлем, для расчета
высокофорсированных топочных устройств, так как в последних
не учитывалось изменение степени черноты топочного излучения
от конструктивных особенностей и режимных параметров.
Установлено, что метод ЦКТИ более правильно учитывает
влияние на теплообмен в топке основных параметров рабочего
процесса при сжигании топлива под давлением, хотя расчетная
температура на 150—200° С превышала измеренные в опытах. На-
ряду с давлением установлена существенная роль коэффициента
избытка воздуха. Для получения конкретной зависимости послед-
него в обработку опытного материала был введен критерий физико-
химических свойств пламени, который впервые получил Г. К. Дья-
конов [24], рассматривавший уравнения химической кинетики и
материального обмена. Этот критерий отражает соотношения
между теплотой реакции и энтальпией ее продуктов и выражается
формулой
Пх = ^х/(псТ#),	(VI. 1)
где q — теплота реакции, ккал/моль; х — концентрация компо-
нентов, %; п — стехиометрическое число, м3/моль; с — теплоем-
кость газов, ккал/(м3-°C); Т*— характерная температура, К.
Введя в выражение (VI. 1) ТтеОр вместо Т*, критерий Щ можно
преобразовать следующим образом:
сТ теор = Qt = ФрПт-	(VI.2)
Отношение q/n может быть выражено через теплоту сгорания и
количество вводимого для горения воздуха
<7/n = Qp/(LoaT)-	(VI.3)
Если в качестве масштабной концентрации принять концен-
трацию кислорода О2, допустив (подтвержденное опытом) подобие
полей концентраций компонентов в регистровых камерах сгора-
ния, то концентрацию кислорода можно выразить
х = О2 = 21 (ат — 1)/ат	(VI.4)
После преобразования уравнения (VI. 1) с учетом зависимостей
(VI.2)—(VI.4) получим
Щ = const (ат — 1 )/(тьа?).
Для топочных устройств т]т имеет практически постоянное
значение, поэтому при дальнейшей обработке и анализе результа-
тов опытов критерий ГЦ рассматривался только как функция от
коэффициента избытка воздуха
Па (о^т ~~ 1)/о^т*
Учет влияния Па в настоящем исследовании топочного устрой-
ства, работавшего под давлением и в широком диапазоне измене-
ния коэффициента избытка воздуха, позволил уточнить рекомендо-
ванные ранее в нормах теплового расчета величины коэффициентов,
определяющих температуру газов на выходе из топки.
173
Анализом связей во всем исследованном диапазоне давлений
установлено, что основанное на законе Бугера—Бэра выражение
йф = 1 — exp (—kpl) правильно отражает влияние давления на
поглощательные свойства пламени.
Коэффициент ослабления лучей в пламени экспериментально
определен как некоторая суммарная характеристика рассматри-
ваемого топочного процесса. Обнаруженное в опытах постоянство
этой характеристики, k = 2,2 м-1 позволило использовать ее при
расчете первых высокофорсированных топочных камер высокона-
порных парогенераторов.
Установлена также сильная зависимость коэффициента темпе-
ратурного поля от избытка воздуха, который в диапазоне
1,1 < а < 1,8 выражен через критерий физико-химических
свойств зависимостью пг — 0,16 + 0,5Па. Разница между полу-
ченными в опытах значениями т и рекомендованными в нормах
теплового расчета свидетельствует о том, что структура темпера-
турного поля в высокофорсированной камере сгорания, работа-
ющей под давлением, существенно зависит от условий сгорания
топлива. Исследования показали, что предположение о возмож-
ности расчета степени черноты светящегося факела пламени без
учета влияния режимных факторов на концентрацию сажистых ча-
стиц в пламени не подтверждается опытными данными. Однако
такое взаимное влияние горения и теплообмена необходимо было
проверить и уточнить на других конструкциях топочных камер
ВПГ и в первую очередь на промышленных установках. Исследо-
вания в промышленных условиях проведены на ВПГ 1-й ЛГЭС
и Невинномысской ГРЭС.
Парогенератор производительностью 120 т/ч. Топочное устрой-
ство его подробно исследовано на ТЭЦ Ленэнерго [36, 47, 63, 68]
при сжигании соляра, газотурбинного топлива, мазута и газооб-
разного топлива. Режимные параметры приведены в табл. 11.
При отлаженном режиме выгорание факела пламени заканчи-
валось в пределах топочной камеры при устойчивом и беспульса-
ционном его развитии. Под отлаженным режимом понимается тща-
ТАБЛИЦА И
Режимные параметры, при которых проводилось испытание ВПГ-120
Нагрузка парогенера- тора в % от номинальной производи- тельности	Коэффициент избытка воз- духа в топке “т	Давление в топке рт, кгс/см2	Температура воздуха /в. °C	Теплонапря- жение то- почного- объема uv.io-\ ккал/(м3.ч)	Теплойапря- жение сече- ния топочной камеры yF.io-6, ккал/(м2-ч)
50	1,6—2,5	4,2—4,4	200—215	2,0—2,2	7,7—9,2
75	1,2—1,5	4,3—4,4	200—215	2,9—3,2	10,1—12,5
100	1,0—1,1	4,5-5,2	205-215	3,8—4,0	15,6-17,0
174
тельная технологическая обработка- распиливающих элементов
форсунок, минимально допустимая разверка расхода топлива
между ними, равномерное распределение воздуха между горелками
обусловленное равенством их сопротивлений, а также оптимальная
согласованность углов выхода воздуха из регистров и топливного
факела. В этих условиях не наблюдалось каких-либо повышенных,
отступающих от норм отложений золы, сажи и кокса на экранных и
конвективных поверхностях нагрева. Однако при переходе на сжи-
гание мазута М-40 появлялись легко удаляемые отложения, дости-
гающие в некоторых зонах газового тракта до 3 мм. Наибольшее
количество отложений обнаружено на направляющих аппаратах
газовой турбины, где в отдельных местах их толщина достигала
4—5 мм. На рабочих лопатках количество их уменьшалось до
0,5—1,0 мм. Горючих составляющих не было обнаружено. Содер-
жание золы в отложениях, состоящих в основном из SO3, Fe2O3,
Na2O3 и V2O5, составляло 98—99%.
Небольшой период работы ПГУ при сжигании мазута М-40
не позволяет сделать окончательных выводов. Однако уже оче-
видно, что занос проточной части турбины при сжигании мазута
с зольностью свыше 0,1% будет значительным при отсутствии
предварительной подготовки мазута перед его сжиганием. Эта под-
готовка заключается в удалении из топлива золы, солей натрия и
других растворенных солей путем центрифугирования на моющих
установках. Кроме того, перевод золовых отложений в тугоплавкое
состояние может быть осуществлен путем добавки химических при-
садок, которые могут создавать рыхлую структуру, легко удаляе-
мую промывочной водой, или вводом сыпучих абразивных веществ
в газовый тракт газовой турбины, способных очищать отложения
на ходу или во время кратковременных остановок. Очистка от
вредных для работы ПГУ составляющих мазута непосредственно на
электростанциях является довольно трудоемким делом, поэтому
более целесообразна организация этих работ на нефтеперегонных
заводах.
На рис. 104 приведено сравнение выгорания газотурбинного
топлива при применении горелок типа Броун—Бовери, которые
были первоначально заложены в проект (кривая 1), и горелок кон-
струкции ЦКТИ (рис. 105), которыми они впоследствии были заме-
нены (кривая 3). Критические избытки воздуха, при которых
отсутствовали продукты неполного горения, составили соответ-
ственно 1,3 и 1,15 — разница существенная. При сжигании более
тяжелого топлива — мазута с уменьшением коэффициента из-
бытка воздуха происходит более значительный рост химического
недожога (кривая 2). В этом случае факел затягивается в пер-
вые ряды конвективно-испарительного пучка, следовательно,
относительная высота топки HID при проектировании должна
приниматься увеличенной до 20% по сравнению с топочными каме-
рами, в которых предусмотрено сжигание газотурбинного и газо-
образного топлив.
175
Применение многогорелочного топочного устройства создает
достаточно равномерное поле температур газов и коэффициентов
избытка воздуха на выходе из топки. На рис. 106 приведены эти
зависимости по выходному сечению топки. Средние температуры
газов резко уменьшаются при
парогенератора, однако, ха-
рактер температурных полей
сохраняется. Так, при паро-
производительности пароге-
нератора 111,0 т/ч средняя
температура газов, замерен-
ная на выходе из топки соста-
вила ~ 1750° С (аср = 1,17),
при 86,0 т/ч — 1630° С (аср =
= 1,7) и при 61,0 т/ч —
1360° С (аср = 2,1).
снижении паропроизводительности
Рнс. 105. Общий вид горелкн ЦКТИ
Рнс. 104. Зависимость химического
недожога q3 от коэффициента из-
бытка воздуха ат в ВПГ-120:
/ — горелки «Броун—Бовери», газо“
турбинное топливо; 2—горелка ЦКТИ,
мазут; 3 — горелки ЦКТИ, газотур-
бинное топливо
Химический недожог зафиксирован только при нагрузке
111,0 т/ч и ат — 1,17, что увязывается с графиком, приведен-
ным на рис. 104.
Резкое снижение температуры газов при уменьшении паропро-
изводительности парогенератора обусловлено увеличением коэффи-
циента избытка воздуха в топке, что связано с условиями работы
парогазовых установок, в которых при работе без дополнительной
камеры сгорания расход воздуха, остается практически посто-
янным при всех нагрузках парогенератора.
По ходу выгорания факела распределение полей температур
газов обуславливается характером формирования воздушных по-
токов, создаваемых вихревыми горелками и их компоновкой на
топочном фронте.
Периферийные горелки в результате центробежного эффекта,
(рис. 107) отжимают значительную часть воздуха к стенам топки,
вследствие чего в пер вых двух
сечениях, по высоте топки
наблюдается резкое снижение
температуры газов. Такое
снижение, а следовательно, и
увеличение избытка воздуха
в области, в которой наблю-
даются самые высокие ло-
кальные теплбвые потоки,
является вообще полезным,
так как избыточный воздух
может явиться защитным
экраном радиационных по-
верхностей нагрева. К выход-
Рис. 106. Поля температур (кривые 1—3)
и коэффициентов избытка воздуха (/'—3')
при производительности парогенератора
111,0; 86,0 и 61,0 т/ч
ному сечению топочной ка-
меры, где тепловые потоки
значительно снижаются, тем-
пературное поле выравни-
вается по всему сечению.
Максимальная температура газов (примерно 1800° С) наблю-
дается в центральной области топочной камеры практически по
всей ее высоте, до HID = 1,4.
Для количественной оценки некоторых показателей хода выго-
рания топлива и, в частности, определения длины факела /$ были
Рис. 107. Распределение температур газов по вы-
соте топочной камеры при номинальной нагрузке
парогенератора 119,3 т/ч:
1—5 — соответствуют относительным высотам, указан-
ным на рис. 97
привлечены зависимости, используемые для слабонапряженных
топок [16]. Выгорание топлива по длине факела можно оценить
по формуле
^=l-C-m)6.	(VI.5)
177
Эта зависимость сравнивалась с действительным ходом выго-
рания, имеющим место в топочной камере ВПГ. По опытным дан-
ным строились зависимости Вх/В — f рис. 108 [68]. При
построении этих зависимостей энтальпия газов вычислялась по
измеренным температурам в сечениях топочной камеры (аналогично
приведенным на рис. 107), а по измеренным падающим тепловым
потокам оценивалось количество теплоты, передаваемое экранным
поверхностям по мере выгорания факела.
По характеру кривых (рис. 108) можно определить интен-
сивность выгорания топлива в различных сечениях топочной ка-
меры. Например, в головной области топочного объема при
х/1ф=0,3-г-0,4 тепловыделение
превышает 200- 106ккал/(м-ч);
в средней части топки состав-
ляет (10 -г-20) 106 ккал/(м-ч),
снижаясь к выходу топки до
полного выгорания. Выгора-
ние природного газа и газо-
турбинного топлива на номи-
нальных нагрузках в основ-
ном заканчивается в первой
трети топки. Горение мазута
менее интенсивно, особенно
в корне факела; для его пол-
ного выгорания, следова-
тельно, необходимо увеличе-
ние высоты топки.
Рис. 108. Выгорание топлива по длине фа-
кела пламени:
1 — природный газ; 2 — газотурбинное топ-
ливо; 3 — мазут М-40
Из графика, приведенного на рис. 108, также видно, что интен-
сивность горения в конце топки замедляется, вследствие догорания
в этой области наиболее крупных капель и коксового остатка
в среде, обедненной кислородом, и в условиях слабого перемеши-
вания газов. С уменьшением нагрузки и соответственно увеличе-
нием избытка воздуха длина пути выгорания топлива, естественно
уменьшается.
Зависимости, одна из которых приведена на рис. 108, позволили
скорректировать для условий выгорания топлива в топочной
камере ВПГ опытные коэффициенты с и b в формуле (VI.5): для
всех видов топлива с = 0,33; b = 0,4 при сжигании природного
газа, 0,6 — газотурбинного и 0,8 — мазута.
Длина факела входящая в формулу (VI.5), определяется по
зависимости вида
/ф = ka [сст/(сст — 0,5) ]2 Вп.
В этой формуле комплекс коэффициентов ka учитывает аэроди-
намические факторы, создаваемые горелочными устройствами,
а также характеризует развитие факела пламени в топочной камере
при сжигании различных сортов топлива и величин тепловых на-
грузок. В отличие от слабонапряженных топок составляющие ком-
178
плекса k и а подобраны так, чтобы удовлетворить конечным резуль-
татам выгорания факела, имеющим место в высокофорсированных
топках по непосредственным измерениям. Они определяются: k —
по рис. 109, коэффициент а — по рис. ПО, показатель степени п,
Рис. 109. Зависимость коэффициента k от сопротивле-
ния горелок и вида сжигаемого топлива:
1 — мазут; 2 — газотурбинное топливо; 3 — газообразное
топливо
характеризующий влияние смесеобразования и испарения в зави-
симости от производительности горелки — по рис. 111. При сжи-
гании газообразного топлива, выгорание факела которого опреде-
ляется главным образом смесеобразованием, показатель степени п
принят равным 0,5. Приведенные опытные коэффициенты отно-
сятся к горелкам вихревого типа с центральной раздачей газа
и механической форсункой, сопротивление горелок 350 —
900 мм вод. ст., давление жидкого топлива перед форсункой до
40 кгс/см2.
Рис. ПО. Зависимость коэффициента а от Рис. 111. Зависимость показателя
теплонапряжения сечения топки Uf степени п от производительности
горелки В
Парогенератор производительностью 450 т/ч. Замеры рабочих
параметров в топочных камерах обоих корпусов ВПГ-450, установ-
ленных в схеме ПГУ-200 на Невинномысской ГРЭС, и их обработка
выявили идентичное протекание рабочего процесса в них и в топоч-
ных устройствах ВПГ-120. На разных этапах эксплуатации при
сжигании газообразного и жидкого (газотурбинного) топлива
(теплонапряжение объема Uv = 4,29• 106 ккал/(м3-ч) и сечения
UF = 25,5-10® ккал/(м2-ч) механический недожог в зависимости от
состояния комплекта форсунок, фильтрации топлива и налажен-
ности режима находился в пределах 0,02 — 0,2%. Химический
179
недожог, замеренный на выходе из топочной камеры, исчезал при
избытках воздуха 1,05, в то время как критический избыток
воздуха в ВПГ-120 составлял 1,2. Более удовлетворительные ко-
нечные результаты по выгоранию факела в ВПГ-450 связаны с уве-
личением относительной высоты топочной камеры до HID — 3,3.
Здесь нужно иметь в виду, что и производительность форсунок
увеличена с В] = 1,450 (ВПГ-120) до 2,0 т/ч (ВПГ-450). Первые
пуски осуществлялись на газообразном топливе. Вполне удовлетво-
рительное выгорание при сжигании этого топлива сопровожда-
лось большой неустойчивостью и возникновением колебательных
явлений, особенно сильно возрастающих с повышением паропро-
изводительности парогенератора и уменьшением коэффициента
избытка воздуха. Измерениями зафиксирована величина макси-
мальной амплитуды колебаний давления 27 = 0,45 кгс/см2 при
частотах 50, 75 и 100 Гц. При таких величинах амплитуд и частот
корпус парогенератора сильно вибрировал, и его эксплуатация
становилась недопустимой.
Для устранения пульсаций факела и вибраций корпуса
топки с присоединенными к нему другими элементами, состав-
ляющими в целом парогенератор, был последовательно испробо-
ван ряд мероприятий, которые могли бы устранить резонансные
явления. Отключением группы горелок и перераспределением рас-
хода топлива между ними удалось резко снизить пульсации
давления и довести нагрузку каждого корпуса парогенератора
только до —60% от номинальной.
На втором этапе доводочных работ с целью устранения срыва
вихрей и улучшения этим самым стабилизации воспламенения
была изменена форма стабилизатора путем снятия выходных
пережимов на регистрах. Примененный способ привел к устра-
нению колебательных процессов в топочной камере при сжигании
газообразного топлива и позволил поднять производительность
парогенераторов до номинальной. При этом несколько ухудши-
лось, в допустимых в эксплуатации пределах, выгорание топлива.
При сжигании жидкого топлива (газотурбинного) без пере-
жимов на выходе регистров горение ухудшилось на столько, что
привело к недопустимым в практике эксплуатации отложениям
кокса и сажи на экранных и конвективных поверхностях нагрева.
Улучшение смесеобразования топливовоздушных потоков было
достигнуто за счет установки на выходе из регистров цилиндри-
ческих насадок. Опыт работы с ВПГ-6 (рис. 94) показал, что
в таких случаях исчезают колебательные явления, поскольку
изменяется форма подводящих каналов.
Применение цилиндрических насадков на регистрах (вместо
пережимов) резко повысило эффективность горения (до оптималь-
ного), пульсации давления при этом снизились до величин, без-
опасных для работы обоих корпусов парогенераторов.
Кроме того, был опробован второй вариант снижения пуль-
саций давления до приемлемых величин путем уменьшения диа-
180
метра регистров с пережимами, что равносильно изменению потока
в воздушном канале горелки. Увеличение скорости воздуха в ре-
гистрах до 60 м/с увеличило гидравлические потери всего газо-
воздушного тракта, как известно, неблагоприятно отражающихся
на работе компрессорной группы и экономичности ПГУ.
Таким образом, колебательные процессы в парогенераторе
могут быть устранены за счет: изменения схемы подвода воздуха
в горелке (размеров, крутки в регистре, подачи прямоструйного
воздуха), а также топлива; устранением нестабильного воспла-
менения и срывных вихрей путем изменения формы стабилизатора
пламени.
3.	Тепловые нагрузки экранных поверхностей нагрева
Графики температурных полей и кривые выгорания топлива
по высоте топочной камеры парогенератора подтверждают поло-
жение, что процесс выгорания топлива по длине факела ока-
зывает существенное влияние на величину параметров, которые
определяют локальные тепловые нагрузки и суммарный тепло-
обмен в топочной камере, и использование осредненных зна-
чений их без учета особенностей горения может привести к су-
щественным ошибкам. В частности, величина и местоположение
максимального теплового потока, излучаемого факелом на экран-
ную поверхность, определяют требования к параметрам и усло-
виям работы среды в циркуляционном контуре парогенератора.
Характерное распределение падающих на экранные поверхности
тепловых потоков по высоте топки, в парогенераторе производи-
тельностью 120 т/ч при сжигании трех видов топлива в идентичных
условиях показано на рис. 112, а на рис. 113—при сжигании газо-
турбинного топлива (дистиллята) при различных режимах [63].
Из приведенных графиков видно, что распределение тепловых
потоков по высоте топки неравномерно. Максимум излучения
располагается в головной части топки, в зоне активного тепловы-
деления и максимальных концентраций сажистых частиц, сильно
влияющих на излучательные характеристики факела. При на-
грузке парогенератора 50% и ат = 2,0 максимальный падающий
тепловой поток на относительной высоте топки HID = 0,44 со-
ставляет 500• 103 ккал/(м2-ч), при нагрузках парогенератора 102
и 103 т/ч и ат равных 1,2 и 1,08 — соответственно 650-Ю3 и
750-Ю3 ккал/(м2-ч) — рис. 112. При номинальной нагрузке
парогенератора D 120 т/ч зафиксирован максимальный пада-
ющий тепловой поток 850-103 ккал/м2-ч (рис. 113, кривая 4).
По мере выгорания факела тепловые потоки резко снижаются
и в конце топочной камеры в 2—2,5 раза ниже первоначальных.
С падением нагрузки парогенератора (т. е. с уменьшением расхода
топлива при неизменном расходе воздуха) максимум теплового
излучения смещается в сторону горелок.
181
При сжигании газообразного топлива (рис. 112) распределе-
ние падающих тепловых потоков по высоте топки более равно-
мерное, особо выраженного максимума нет. При сжигании этого
топлива конвективная состав-
ляющая воспринятого тепло-
вого потока имеет более высо-
кую величину.
Опытные данные [36], по-
казывающие изменение отно-
Рис. 113. Распределение падающих
тепловых потоков на экранные по-
верхности ВПГ-120 при сжигании
газотурбинного топлива:
1, 2, 3, 4 — D равен 62; 102; 103 и
119,3 т/ч и равен 2,0; 1,2; 1,08 и 1,1
Рис. 112. Распределение
падающих тепловых пото-
ков на экранные поверх-
ности ВПГ-120, паропро-
изводительность 100 т/ч:
1 — природный газ; 2—газо-
турбинное топливо; 3 — ма-
зут М-40
сительной величины максимального-падающего на экранные трубы
теплового потока qnm/ q„. ср в зависимости от форсирования топки при
сжигании жидкого топлива, приведены на рис. 114(кривая 1). Штри-
Рис. 114. Зависимость относительной вели-
чины максимально падающего теплового по-
тока к среднему от теплонапряжения топоч-
ного объема BQ”/(VT-10“6) ккал/(м3-ч)
ховая линия соответствует
максимальным значениям
замеренного радиометром
теплового потока. На этом
же графике показана за-
висимость относительного
теплового потока qnna-Jqnxp
от объемного теплового на-
пряжения топки (кривая 2);
(<7п. ср — средний тепловой
поток, падающий на цилин-
дрическую часть экранной
системы). Из рисунка
видно, что при пониженных паропроизводительностях парогене-
ратора неравномерность распределения тепловых потоков по высоте
топки больше, чем при номинальной паропроизводительности.
Отсюда следует, что несмотря на низкий уровень теплового
182
излучения при работе парогенератора на пониженных нагрузках
при проектировании необходимо проверить надежность экранной
системы и, в первую очередь, для зоны ухудшенного теплообмена
при неблагоприятных соотношениях локальной тепловой на-
грузки и коэффициента теплоотдачи со стороны пароводяной
смеси внутри циркуляционного контура (например, в случае
прямоточного парогенератора). Аналогичное распределение тепло-
вых потоков зафиксировано по высоте топочной камеры парогене-
ратора в схеме ПГУ-200 на Невинномысской ГРЭС. Измерения
Рис. 115. Изменение по высоте топочной камеры
ВПГ-450 воспринятых тепловых потоков:
• — паропроизводительность корпуса парогенератора
200 т/ч; х — то же 140 т/ч
проводились на одном корпусе парогенератора при переменных
и стабильных режимах в пределах нагрузок до 210 т/ч пара.
Воспринятые тепловые потоки определялись в местах максималь-
ных тепловосприятий и наибольших паросодержаний среды.
Эти тепловые потоки измерялись приспособленными для этих
целей предварительно проградуированными радиометрическими
вставками.
Полученные опытные данные при сжигании газообразного
и жидкого (газотурбинного) топлива позволили построить эпюры
распределения воспринятых тепловых потоков по высоте труб
экрана [6, 7]. Эти эпюры для паропроизводительности 140 и
200 т/ч одного корпуса при сжигании газотурбинного топлива
приведены на рис. 115. Заметный разброс опытных точек при
одинаковой производительности парогенератора, особенно в ниж-
ней части топки, можно объяснить различием коэффициентов
избытка воздуха, конструкции регистров и неизбежных погреш-
ностей метода измерения радиометрическими вставками, которые
могут достигнуть 20%.
На рис. 115 кривые проведены по максимальным значениям
тепловых потоков, которые при производительности парогенера-
тора 200 т/ч составили (750-1-800) 103 ккал/(м2-ч) при пересчете
на лучевоспринимающую поверхность, а на внутреннюю поверх-
ность труб экрана — (800-4-900) 103 ккал/(м2-ч). Максимальные
среднеинтегральные по высоте топки тепловые потоки на
183
внутреннюю поверхность труб экрана составили 650 х
X Ю3 ккал/(м2-ч), а в среднем по области опытных значений
600 • 103 ккал/(м2-ч). В пересчете на лучевоспринимающую по-
верхность экрана эти величины равны соответственно 550 • 103
и 500-103 ккал/(м2-ч).
При сжигании газообразного топлива максимальные тепловые
потоки, пересчитанные на лучевоспринимающую поверхность,
составили 600-103 ккал/(м2-ч), а среднеинтегральные — 500х
Х103 ккал/(м2-ч). В верхней части топки наибольшие величины
воспринятых трубами тепловых потоков при обоих видах топлива
сближаются и составляют 350-103 ккал/(м2-ч).
Рис. 116. Зависимость удельной тепловой нагрузки экран-
ных поверхностей ВПГ-450 от теплонапряжения объема
топки
Наряду с измерениями, проведенными при помощи радиоме-
трических вставок, количество теплоты, воспринятое экранными
трубами, определялось по балансу теплоты, реализованной в то-
почном объеме. При сжигании газотурбинного топлива и наиболь-
шей из исследованных производительностей парогенератора
210 т/ч средние тепловые нагрузки имели практически те же
величины [71 ], что и полученные при помощи радиометрических
вставок. Как видно из рис. 116, при максимально достигнутой
производительности корпуса парогенератора 210 т/ч [Uv
4,0-10® ккал/(м3-ч)1 тепловая нагрузка в среднем составляет
500-103 ккал/(м2-ч).
Разброс опытных точек на рис. 116 связан с применением
нескольких отличных по конструкции регистров и с различными
степенями загрязнения экранных поверхностей нагрева.
Так, при снятых с регистров выходных пережимов, вслед-
ствие чего имел место наброс факела на экраны, тепловые нагрузки
увеличивались (опытные тонких), при загрязненных поверхно-
стях они несколько ниже (опытные точки о).
Таким образом, на трех разных по конструктивному выпол-
нению и производительности высоконапорных парогенераторах
(прямоточной ВПГ-6, с многократной принудительной циркуля-
цией ВПГ-120 и ВПГ-225 х2) средние удельные тепловые нагрузки
на экранные поверхности нагрева имеют практически одинаковую
величину (550-4-600) 103 ккал/(м2-ч). При этом максимальные
184
тепловые потоки располагаются на относительной высоте топки
HID = 0,4-н0,65 (здесь большая величина HID = 0,65 соответ-
ствует номинальной производительности парогенератора, на пони-
женных нагрузках она снижается до 0,4). Из этого следует, что
удельные тепловые потоки определяются главным образом излу-
чательными характеристиками факела и конвективной передачей
теплоты экранным поверхностям нагрева при правильно орга-
низованном сжигании топлива. Приведенные величины тепловых
потоков с учетом их распределения по высоте топочной камеры
(рис. 115) могут приниматься как экспериментально обоснованные
при проектировании высоконапорных парогенераторов.
Осуществление комплексны^ измерений тепловых потоков,
а также обработка экспериментальных данных, полученных при
исследовании восьми высокофорсированных топочных камер,
позволило оценить конвективную составляющую тепловосприя-
тия экранными поверхностями нагрева.
Суммарное количество теплоты <?PiK = BQT/HP, воспринятое
излучением и конвекцией, определялось по тепловому балансу.
Используя распределение локальных падающих тепловых по-
токов, измеренных в этих же опытах радиометром [36 J, вычисля-
лись средние их величины. При пересчете падающих тепловых
потоков на воспринятые экранными трубами степень черноты
экранов принималась равной 0,82, их температура определялась
по [391, а коэффициент загрязнения принимался:
При сжигании мазута и дистиллятных топлив (газотурбинное топливо) 0,55
При сжигании соляра и дизельного топлива ........................... 0,65
При сжигании газообразного топлива ................................. 0,75
Конвективная составляющая теплообмена вычислялась как
разность qK = <?р. к — <?р. Представляя зависимость коэффициента
конвективной теплоотдачи в виде известного соотношения Nu =
= f (Re) (в качестве определяющего геометрического размера
принят диаметр экранных труб), получили зависимость
Nu = 0,042Re°'8,	(VI.6)
которая использовалась при вычислении количества теплоты,
воспринятого в топочной камере парогенератора за счет конвекции.
4.	Методика расчета теплообмена
в камерах сгорания
высоконапорных парогенераторов
В высокофорсированных камерах сгорания высоконапорных
парогенераторов передача теплоты от пламени к экранным по-
верхностям нагрева осуществляется излучением и конвекцией.
В отличие от слабонапряженных топочных устройств, в которых
роль конвекции в суммарном теплообмене невелика, здесь (как
установлено расчетом и экспериментом автором совместно
185
с В. И. Антоновским и др.) доля тепловосприятий за счет конвек-
ции при сжигании газообразного топлива изменяется от 35 до 50%
и при сжигании жидкого топлива от 15 до 35%.
В наших исследованиях [291 рабочего процесса высокона-
порного парогенератора (см. рис. 94) были уточнены эмиссионные
характеристики, применявшиеся в то время в нормативном ме-
тоде расчета теплообмена, и показана их зависимость от кон-
структивных особенностей и режима работы топочной камеры,
в частности от избытка воздуха, величина которого определяет
характер температурного поля, давления и степени экранирования
топки. Эти данные легли в основу расчета суммарного теплообмена
для парогазовой установки, сооруженной на 1-й ЛГЭС Ленэнерго.
По мере накопления экспериментальных материалов, полу-
ченных на промышленных установках, разработано два метода
расчета теплообмена.
Первый метод, более простой и универсальный для инженер-
ных расчетов, базируется на раздельном расчете теплообмена
излучением и конвекцией. В его основу автор положил основные
параметры и зависимости нормативного метода расчета тепло-
обмена в топочных устройствах паровых котлов [73]. Темпера-
тура газов на выходе из топочной камеры, устанавливающаяся
в результате теплообмена излучением и конвекцией, определяется
по разности этих раздельно рассчитанных составляющих.
Известно, что передача теплоты экранным поверхностям от
факела пламени осуществляется одновременно протекающими
и взаимосвязанными процессами лучистого и конвективного
теплообмена. Поэтому второй метод расчета, в достаточной мере
усложненный для инженерных расчетов, построен с учетом того
обстоятельства, что передача теплоты в камере сгорания идет
совместно излучением и конвекцией.
Расчет теплообмена при раздельном определении
радиационной и конвективной составляющих
Расчет теплообмена излучением. Температура газов на выходе
из топочной камеры Т'Т, обусловленная лучистым теплообменом
между пламенем и экранными поверхностями, определяется по
формуле нормативного метода [73]
0' = Т?/Та = Во°’6/(Л4а?’6 + Во0’6),	(VI.7)
где Та — теоретическая температура газов при избытке воздуха
в конце топочной камеры.
Критерий Больцмана Во рассчитывается по формуле норма-
тивного метода [73]
Во = (<рВрУсср)/(4,9- КГЧсрКсА	(VI.8)
где ф — коэффициент сохранения теплоты; Вр — расчетный рас-
ход топлива, кг/ч; Vccp — средняя суммарная теплоемкость про-
дуктов сгорания 1 кг топлива в интервале температур Та—Т'р,
186
Vccp = (QT — J't)l(Ta — 74); 4,9 - IO-8 —• коэффициент излучения
абсолютно черного тела, ккал/(м2-ч • К4); фср— средний коэффи-
циент тепловой эффективности экранов, фср = 2 z^Fz/FCT; z —
фактор формы экранов; £ — коэффициент загрязнения экранов;
FCT — поверхность стен топки, м2.
Величина коэффициента загрязнения экранных поверхностей
соответствует тем, которые
форсированных топочных
камерах (см. стр. 185). Для
неэкранированных участ-
ков стен топки £ = 0.
Степень черноты топоч-
ной камеры ат определяет-
ся по формуле
ат = аф/1аф + (1 -аф)ФсрЬ
(VI.9)
имели место в исследованных высоко-
где <2ф — эффективная сте- Рис. 117. Зависимость коэффициента т от
пень черноты факела ТО-	10-6 и вида сжигаемого топлива
почной среды, зависящая
от рода топлива и условий его сжигания, определяется излуче-
нием трехатомных газов RO2 и Н2О и взвешенных в них
частиц сажи, рассчитывается по формуле
аф = тасв 4- (1 — т) аг.
(VI. 10)
где асв и аг — значения степени черноты топочной среды, которые
имели бы место при полном заполнении всего топочного объема
светящимся пламенем асв или трехатомными газами аг. Коэффи-
циент т учитывает влияние заполнения топочного объема светя-
щимся пламенем на эффективную степень черноты факела.
Определяется он в зависимости от рода сжигаемого топлива
и теплонапряжения топочного объема BQJV^ по кривым рис. 117.
Степень черноты топочной среды рассчитывается по формуле
аф = 1 — exp (— kpS),	(VI. 11)
где k — коэффициент ослабления лучей топочной средой, 1/м;
р — давление в топке, кгс/см2; S —эффективная толщина излу-
чающего слоя, м.
Для трехатомных газов (несветящегося пламени) коэффициент
ослабления лучей в формуле (VI.11) определяется по формуле
нормативного метода [73]
,,	/	0,78 + 1,6гн о	\
=-------у .	2 ЧП-------0,1 X
\ Рк. с (ГН2О Д" rRO2) ^пл	)
х(!-0,37^)(rH?o+/-ROs).	(VI.12)
187
Для светящегося сажистого пламени коэффициент ослабления
лучей в формуле (VI.11) складывается из коэффициентов ослабле-
ния лучей трехатомными газами и сажистыми частицами
k = kT 4- kc.
от теплонапряжения поперечного сече-
ния топки Uf
Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами опре-
деляется по формуле
kz = 0,005 (3,9 -ат)(1,6Т;- 10-3 -0,5)(С/Н)2. (VI. 13)
Формула (VI. 13) справедлива в области значений ат < 1,8.
При ат > 1,8 перестает зависеть от коэффициента избытка
воздуха и может рассчитываться
по формуле
fec =
=0,01 (1,6Т;. 10~3 - 0,5) (С/Н)2.
Параметр М, учитывающий
характер распределения темпе-
ратуры газов по высоте топоч-
ной камеры, определяется в за-
висимости от коэффициента
избытка воздуха ат, рода сжигаемого топлива и теплона-
пряжения сечения топочной камеры UF по формуле
М = 0,725 - (z + х),	(VI. 14)
где z учитывает влияние на М теплонапряжения поперечного
сечения топки UF и определяется по графику рис. 118; х учиты-
вает влияние на М коэффициента избытка воздуха и определяется
по формуле
х = N - 0,116ат.	(VI. 15)
Поперечное сечение топки FT рассчитывается по формуле
F-т = Е FiHi/HT,
где Ft — проходное поперечное сечение отдельных участков
топки с воспринимающими теплоту поверхностями Ht.
В зависимости от рода сжигаемого топлива величина N в фор-
муле (VI.15) принимается: 0,2 — для газообразного топлива;
0,232 •— для соляра или дизельного топлива и 0,284 — для ди-
стиллятных топлив и мазута.
Расчет теплообмена конвекцией. Количество теплоты, передан-
ное экранным поверхностям конвекцией определяется по формуле
<2к = [аЛк(^ф-^с1Ж,
где ак —коэффициент теплоотдачи конвекций, ккал/(м2 ч-°С);
Нк — поверхность экранов, участвующая в конвективном тепло-
обмене (без лучевоспринимающей поверхности конвективного
пучка), м2; Тф и Тст — средние эффективные температуры фа-
кела и загрязненной поверхности экранных труб, К-
188
Средняя эффективная температура факела рассчитывается
по формуле
Тф = (0,9Та + Т'т)/2,
а средняя эффективная температура загрязненной наружной
стенки экранных труб по формуле [391
где аст — степень черноты стенки (принимается равной 0,8).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией определяется соотно-
шением
aK = (NuX/d3)Cz.	(VI. 16)
где Nu = 0,042 Re0’8; X — коэффициент
теплопроводности продуктов сгорания,
ккал/(м - ч - °C).
При практических расчетах крите-
рий Рейнольдса
Re = aTBpW3/(3600FTgp),
Рис. 119. Зависимость по-
правочного коэффициен-
та Ci от HT/d3
где V0 — теоретическое необходимое количество воздуха на сжи-
гание 1 кг топлива, кг/кг; g — ускорение свободного падения,
м/с2; FT — поперечное сечение топки, м2; ц — динамическая
вязкость продуктов сгорания, кг-с/м2.
Коэффициент Ci в формуле (VI. 16), учитывающий поправку
на относительную длину топочной камеры HT/d3, определяется
по графику рис. 119.
Физические константы, входящие в формулу для расчета Re,
определяются по Тф. Характерный линейный размер d3 рассчиты-
вается по формуле [73]
d3 — [babl(Jidri)\ — d,
где а и b — поперечные размеры топочной камеры, м (для топок
цилиндрической формы ab = Z)2); п — количество экранных труб,
шт.; d — диаметр экранных труб, м.
Поверхность экранов, участвующая в конвективном теплооб-
мене Нк, принимается равной той части полной геометрической
поверхности труб, составляющих экран, которая обращена в сто-
рону топочной камеры. При полном экранировании Нк =
= О,5л//7Л, где Нл — эффективная лучевоспринимающая поверх-
ность топки (без лучевоспринимающей поверхности конвективно-
топочного экрана).
Снижение температуры газов на выходе из топки за счет кон-
вективной теплоотдачи от факела к экранным поверхностям
нагрева определяется по соотношению
A7,k = Qk<Ccp).	(VI. 17)
189
Температура газов на выходе из топки, устанавливающаяся
в результате теплообмена излучением и конвекцией, определяется
как разность
Т; = Т;_ДТК.	(VI. 18)
Совмещенный расчет теплообмена с использованием
параметрического метода
Нижеизлагаемый метод расчета [55] построен с учетом того
обстоятельства, что передача теплоты в топочной камере осу-
ществляется одновременно протекающими и взаимосвязанными
процессами излучения и конвекции.
Введя в рассмотрение задачи параметр р' = 1 + QK/QP (ко-
личество теплоты, переданное конвекцией QK и радиацией Qp),
можно на основании уравнений теплового баланса и теплопередачи
получить соотношение, связывающее безразмерную температуру
газов на выходе из топки 0'^ с критерием Во0, степенью черноты
топки ат и соотношением температур (Т$/Та) и (ТС1/ТаУ
^-K/Ta^a-C^P'jBooUT^/Ta^-iT^Ta)4]. (VI. 19)
Эта формула впервые была получена Г. Л. Поляком и С. Н. Шо-
риным при анализе условий теплообмена в топках паровых котлов.
Для расчета От необходимо предварительно определить входящие
в формулу величины, что в практических расчетах невозможно.
Что касается параметра р', то вышеуказанными авторами он при-
нимается равным единице, и его влияние не учитывается. Такое
решение справедливо для топок паровых котлов, в которых кон-
вективная составляющая теплообмена мала по сравнению с ра-
диационной составляющей.
В общем случае, а особенно для высокофорсированных топоч-
ных камер, при непосредственном введении в расчет количества
теплоты, переданного конвекцией, необходимо вводить эффектив-
ную температуру пограничного слоя газов у экранных поверх-
ностей Тф, которая определяет температурный напор в тепло-
передаче конвекцией в соответствии с равенством:
(?к = ак(Тф — Тст)Нк.	(VI.20)
В этом случае на основании уравнения теплового баланса
Qp + Qk = cpBpVc (Та — 7\),
с учетом (VI. 19) можно записать
о0«тЯр(4-^сТ) + «кЯк(Г;-Тст)= ^BpVc(Ta-T"t). (VI.21)
Следовательно, для расчета Т? по (VI.21) необходимо знать
три определяющие температуры: Т$, Т$ и Тст. Чтобы избежать
трудностей, связанных с определением температуры Т$, в данной
190
методике принят параметрический метод учета влияния конвекции
на теплопередачу без непосредственного определения QK.
Так как определение Тф и Тст также представляет собой
самостоятельную сложную задачу и требует своего разрешения,
то в расчетные соотношения введены косвенно связанные с ними
параметры. Таким параметром, учитывающим влияние обратного
излучения загрязненных стенок экранных труб, принят коэффи-
циент эффективности экранов ф, который, если положить в первом
приближении, что qaaR ~ Т%, а ^о6р ~ Тст, можно представить
в виде
Ф = (<7пад — ?обр)/?пад (Тф — Тст)/Тф.	(VI.22)
Учитывая (VI.22) и заменяя Во = Во0/ф, на основании (VI. 19)
получим
0; = 1 - [(ят/Во.) (Тф/та)4],	(VI.23)
где
Во* = Во/р*.	(VI. 24)
Обобщенный критерий Во* учитывает совместное влияние
на теплопередачу излучения и конвекции. Параметр Т^Та на
основании работы [22] можно представить в виде функциональной
зависимости
Тф/Тд = F (Пт/Bo*).	(VI.25)
Тогда в общем случае уравнение (VI.23) с учетом (VI.25)
может быть представлено в виде
О; = ф (Во,/ат).	(VI.26)
Вид этой функции может быть установлен на основании опыт-
ных данных по теплообмену. Для составления расчетных зависи-
мостей вместо замыкающего уравнения горения удобно использо-
вать интегральную характеристику процесса горения и тепло-
обмена в виде связи, определяющей относительное расположение
максимума температуры пламени по ходу выгорания факела
[21, 22].
Для определения вида функции (VI.26) в основу расчета удобно
положить формулу нормативного метода (VI.7), по аналогии с ко-
торой, учитывая (VI.24), можно написать
О; = [(Во.М)0-6 ]/[Л4 + (Во./ог)0-6].	(VI.27)
При отсутствии конвекции р* = 1, критерий Во* = Во и
формула (VI.27) переходит в известную формулу нормативного
метода (VI .7).
Для расчета теплопередачи в высокофорсированных топочных
устройствах по формуле (VI.27) необходимо предварительно опре-
делить обобщенный критерий Больцмана Во* или радиационно-
конвективный параметр р*. При этом следует иметь в виду, что
191
параметром р* учитывается не только конвективная составляющая
теплообмена, но и соотношение и взаимное влияние процессов
конвективного и радиационного переносов теплоты. Так, изме-
нение температуры в пограничном слое газов у экранных поверх-
ностей влияет не только на передачу теплоты конвекцией, но и на
радиационный теплообмен, поскольку пограничный слой может
рассматриваться как своеобразный газовый экран, отделяющий
ядро факела от экранных поверхностей нагрева.
В зависимости от высоты топочной камеры изменяется не
только эффективная толщина излучающего слоя и степень чер-
ноты факела, но и степень охлаждения газов в пограничном слое,
т. е. температурный напор и интенсивность теплообмена кон-
векцией.
В зависимости от масштаба горелок и от соотношения скоро-
стей газов в топке и на выходе из горелок формируется профиль
температурного поля топки в плоскости, перпендикулярной
направлению движения газов. Характер профиля оказывается
связанным с условиями перемешивания в корне факела и турбу-
лентным обменом между ядром и периферийными слоями факела.
Этот процесс, в свою очередь, оказывает заметное влияние на
интенсивность как радиационного, так и конвективного тепло-
обмена.
Для установления основных определяющих критериев про-
цесса перепишем уравнение (VI.21) в безразмерном виде
р)4,
Gt фВрТС 4	\ т J +
+
«KtfK / гф
cpBpVc \ Та
Уст \ _ 1 _
Та]	Та •
(VI.28)
Учитывая (VI.22) и (VI.25), на основании (VI.28)
писать
д" 1	Z? /	\	«К#К
т - - ~в7 f ("Во”) ~	т~а •
можем на-
(VI.29)
Как видно из приведенного соотношения, определяемая ра-
венством (VI.29) величина 0т является функцией следующих
безразмерных критериев:
п _ ат __	^рФ7!.
р	Во ~	фВрф-с ’
Пк = акЯк/(фВр1/с);
\Пта = (т; - Тст)/Та.	(VI.30)
Параметр (VI.30) характеризует температурный напор в про-
цессе конвективного теплообмена и в большой степени зависит
192
от условий перемешивания в корне факела, определяемых соот-
ношением между скоростями газов в топке wT и воздуха на вы-
ходе из горелок, а также степени охлаждения газов в пограничном
слое у экранов. Указанные факторы удобно учитывать введением
безразмерных параметров Пг и Па
П} = izdpQp/ DTj
П2 = d^fH т,
где drop, п — диаметр и количество горелок; DT — диаметр
топки; dTP — диаметр экранных труб; Нт — высота топочной
камеры (длина экранных труб).
Вместо параметров Пр и Пк вводим новый критерий, харак-
теризующий соотношение между конвективной и радиационной
составляющими теплообмена
ТТ __ Т1к _ <%кНк
* ~ Пр	- Сто VT3 >
где ак — определяется по формуле (VI.16).
Таким образом, приближенно можно принять, что радиацион-
но-конвективный параметр р* является функцией трех кри-
териев:
Р* = /(п*> п1> Не-
функциональная зависимость между радиационно-конвектив-
ным параметром р* и критериями П*, Пг и П2 определена путем
обработки опытных данных по суммарному теплообмену, полу-
ченных в 13 различных по геометрическим размерам и режимным
параметрам опытных и промышленных высокофорсированцых
топочных камерах при сжигании трех видов топлива. Режимные
и конструктивные характеристики исследованных топочных ка-
мер приведены в табл. 12, 13.
Результаты обработки полученных опытных данных по суммар-
ному теплообмену в виде зависимости радиационно-конвективного
параметра р* от комплекса П®’5!!}’20!!^25 представлены на
рис. 120. Из графика видно, что полученные данные удовлетвори-
тельно обобщаются линейной зависимостью вида
р, = 1 + з,1б- ioX’^iW’25.	(Vi.31)
При определении 0^ по формуле (VI.27) Во* = Во/p*, а Во,
ат, аф, kr, kc и tn рассчитываются соответственно по срэрмулам
(VI.8)—(VI.10), (VI.12), (VI.13) и по графику на рис. 117.
Выполненная обработка опытных данных выявила заметную
зависимость параметра температурного поля М от величины
193
							
						-О'	
				£> А» Z		Л		
Xx/f\X 	 X Ах	(		А	I	о °	О		
Рис. 120. Зависимость
радиационно-конвек-
тивного параметра р*
от комплекса
ПО,5П1,25П1,25
Рис. 121. Зависимость
параметра М от коэффи-
циента избытка воздуха
(“т	1)
коэффициента избытка воздуха ат на выходе из топочной камеры.
Как видно из рис. 121, увеличение ат приводит к соответству-
ющему росту величины М, связанному, по всей вероятности,
с улучшением смесеобразования в корне факела. Зависимость на
рис. 121 при принятой обработке экспериментального материала
удовлетворительно обобщается формулой
М = 0,3 +0,125 (ат - 1).	(VI. 32)
В топках судовых котлов, в которых регулирование нагрузки
осуществляется путем изменения числа работающих форсунок,
вследствие чего изменяются размеры факела, а следовательно,
и температурное поле, параметр М обобщается зависимостью
Л1 = [0,3 + 0,125 (осг — 1)]/₽0’5,	(VI.33)
где р — UvK/Uv°u — относительная нагрузка топочной камеры.
При номинальной нагрузке формула (VI.33) переходит
в (VI.32).
ТАБЛИЦА 12
Режимные характеристики высокофорсированных топочных камер
№ уста- нов- ки	Установка	Тип сжигаемого топлива	Теплонапряжение Uv. Ю’6, ккал/[(м3-ч) (кгс/см2)]	Давление в топке Р, кгс/см2	Пределы из- менения ко- эффициента избытка воздуха а	
I	Высокоиапорный паро- генератор 120 т/ч в схеме ПГУ иа 1-й ЛГЭС Высокоиапорный паро- генератор 6,0 т/ч;	Газ, дистил- лят, мазут М-40	0,2-0,8	3,5 —4,6	1,05-	3,50
2	I серия опытов	Сол яр	8,0—12,0	1,о	1,05 —	1,55
3	II серия опытов	»	8,0—18,0	1,1—1,4	1,06—	1,64
4	III серия опытов	»	9,0—15,0	1,9—2,8	1,06—	1,55
S	IV серия опытов	»	8,0-14,5	1,1 —2,4	1,12 —	1,52
6	Топка судового котла Опытный стенд высоко- форсированной топочной камеры	Мазут	1.4 —2,0	1.0	1,10-	1,45
7	I серия опытов	»	0.4—3,7	1.0—1,1	1,20 —	1,48
8	II серия опытов	»	1,4 —8,3	1,3—2,1	1,30 —	1,60
9	III серия опытов	»	6,1 —6,8	1,1 —2,3	1,10-	1,58
10	Высокофорсированная топочная камера I Высокофорсированная топочная камера II:	»	2,0 —3,2	1.5 —2,2	1,29 —	1,38
и	I серия опытов	»	1,1-10,0	1.2—2,1	1,00-	1,61
12	II серия опытов	»	2,5 —8,3	1,1 —2,1	1,00-	1,68
13	Топка судового ко- тла III	»	0,9—1,7	1.0	1.12-	1,55
195
ТАБЛИЦА 13
CO
О
Основные конструктивные характеристики топочных камер и горелок
№ уста- новки (см. табл. 12)	Число горелок	Диаметр горелок d?	Диаметр топки DT	Диаметр эк- ранных труб ^тр	Высота топки Ят	Объем топки VTt м3	Лучевоспри- иимающая поверхность нагрева	Конвектив- ная поверх- ность нагрева "к	Угловой ко- эффициент экрана х
		м					№	t2	
1	7	0,36/0,24	2,75	0;038/0,057	4,400	24,00	38,60	46,30	0,94
2	5	0,10	0,72	0,140	0,625	0,26	1,87	2,02	0,96
3	7	0,10	0,72	0,140	0,625	0,26	1,87	2,02	0,96
4	7	0,10	0,72	0,140	0,625	0,26	1,87	2,02	0,96
5	7	0,10	0,72	0,140	0,625	0,26	1,24	1,36	0,61
6	10	0,31	2,42	0,032	2,000	14,55	23,30	36,20	0,70
7	8	0,33	1,95	0,029	2,200	5,75	13,28	20,50	0,68
8	7	0,19	1,00	0,029	1,710	1,32	5,95	9,35	0,85
9	4	о; 19	1,00	0,029	0,926	0,72	3,65	5,65	0,78
10	3	0,19	1,00	0,029	2,100	1,54	5,30	8,30	0,78
11	1	0,26	0,76	0,038	2,900	1,02	5,15	8,10	0,84
12	1	0,26	0,76	0,038	2,900	1,02	6,16	9,67	1,00
13	5	0,35	2,44	0,032	2,440	14,50	13,80	21,60	0,47
Пользуясь этим методом расчета, можно проанализировать
относительное влияние конвекции на теплообмен в высокофорси-
рованных топочных камерах. На рис. 122 приведена зависимость
р
мере возрастания параметра р* доля
Рис. 123. Сопоставление расчетных и изме-
ренных температур газов-на выходе из топки:
X — регистр без пережима на выходе; Л—
регистр с пережимом и увеличенными ско-
ростями воздуха на выходе из него; О, ® —
регистр с цилиндрическими насадками на
выходе
QK/QP от параметра р*, рассчитанного по формуле (VI.31). В том
случае, когда отсутствует передача теплоты конвекцией QK/Q
= 0, параметр р* = 1. По
теплоты переданной кон-
векцией, как это видно из
рис. 122, увеличивается,
достигая максимальной
величины (для исследован-
ных 13 высокофорсиро-
ванных топочных камер)
Ск/Сошах ~ 40%.
На рис. 123 приведено
сопоставление измеренных
температур газа на выходе
из топки парогенератора
ПГУ-200 на разных этапах
его испытания [711. Одни
опыты (®) рассчитывались
по методике раздельного
определения радиационной
и конвективной составля-
ющих; другие (х, Д) —
по методике, в которой пе-
редача теплоты в камере
идет совместно излуче-
нием и конвекцией. Как
видно из графика, сходимость опытных данных с расчетом удо-
влетворительная, расхождение составляет ±50° С.
Таким образом, можно считать, что предложенные методы
расчета правильно описывают основные закономерности теплооб-
мена в топочной камере высоконапорного парогенератора. Об этом
говорят результаты их апробации на достаточно мощной установке
197
ПГУ-200, тем более, что теплообмен в топочных камерах пароге-
нераторов при их проектировании рассчитывался по первой ме-
тодике (при раздельном определении радиационной и конвектив-
ной составляющих).
Глава VII
ТОПЛИВО И ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ
К ПРОЕКТИРОВАНИЮ И ЭКСПЛУАТАЦИИ
ТОПЛИВНЫХ СИСТЕМ
1. Основные характеристики и требования
к топливу
В газовых турбинах и парогазовых установках имеется прин-
ципиальная возможность для использования различных видов
жидких и газообразных топлив.
Газообразное топливо. Наряду с природным газом в ГТУ могут
быть применены искусственное газообразное топливо и попут-
ный газ.
Природный .газ, получаемый из газовых месторождений, со-
стоит в основном из смеси различных углеводородов, в боль-
шинстве месторождений содержится до 90% метана. Природный
газ, являясь перспективным, широко применяется в стационар-
ных ГТУ и ПГУ. Нужно, однако, иметь в виду, что в некоторых
месторождениях содержатся сернистые соединения, достига-
ющие, в пересчете на серу, до 1,5%. В таких случаях перед исполь-
зованием их в ГТУ нужна предварительная очистка. Она доста-
точно проста и при этом могут быть получены ценные продукты —
меркаптаны.
Искусственный газ является продуктом переработки различ-
ного вида сырья в промышленных процессах и газогенераторных
установках, чаще всего исходным топливом для него является
каменный уголь. Теплота сгорания такого газа в зависимости от
примененного дутья (воздух, пар или их комбинация) колеблется
от 1100 до 2700 ккал/кг. В генераторных газах содержатся примеси
в виде твердых частиц и значительное количество смол.
При газификации сернистых сортов твердого топлива в зави-
симости от содержания в них свободной или карбонатной окиси
кальция образуется большее или меньшее количество SO2. Гене-
раторный газ, полученный из такого сырья, тактКе необходимо
подвергать очистке, например, продуванием через известковое
молоко.
198
При наличии в газообразном топливе различных примесей,
особо опасных для органов регулирования и арматуры, в топлив-
ной схеме предусматривается установка фильтров и сепараторов,
обеспечивающих в соответствии с ГОСТом содержание примесей
твердых частиц не более 40 мг/м3, причем доля частиц размером
10 мкм должна быть не более 1,0% от массы частиц. Должно быть
также ограничено присутствие в топливе реагентов,, вызывающих
коррозию металла (сероводород, окислы серы, щелочные ме-
таллы), элементов, способных образовывать низкоплавкие эвтек-
тические системы, например цинк, а также соединений, содержа-
щих элементы с переменной валентностью, например ванадий.
Содержание влаги не должно превышать величин, соответ-
ствующих состоянию насыщения для параметров газа в топливном
трубопроводе. Основные характеристикй газообразного топлива
приведены в табл. 14.
Жидкое топливо. По составу оно подразделяется на следующие
группы: легкое дистиллятное топливо, тяжелое дистиллятное
топливо и остаточное топливо.
Легкое дистиллятное топливо представляет собой низкоки-
пящую легроино-газойлевую фракцию прямой перегонки нефти,
крекинга или рефорнинга нефти, применяется для карбюраторных
(ГОСТ 2084—67) и реактивных двигателей (ГОСТ 10227—62,
ГОСТ 12308—66). Для питания газовых турбин, несущих пиковую
нагрузку, в качестве легкого дистиллятного топлива с успехом
может быть использовано дизельное топливо, которое по некото-
рым показателям непригодно для использования в дизельных мо-
торах, например типа ДТ-Л.
Тяжелое дистиллятное топливо — дистиллят нефти, сланца
и остаточных нефтепродуктов, предназначается в качестве основ-
ного топлива для стационарных и локомотивных ГТУ по
ГОСТ 10433—75.
Остаточное топливо представляет собой тяжелый вязкий оста-
ток прямой перегонки и крекинга нефти или их.смеси с более
легкими фракциями и подразделяется на моторные топлива,
флотские и топочные мазуты. Основные характеристики этих групп
жидких топлив приведены в табл. 15 и 16.
Требования, предъявляемые к качеству топлива, предназна-
ченного для сжигания в камерах сгорания ГТУ и ПГУ, работа-
ющих в режимах нагрева газов свыше 650° С, приведены в табл. 17.
Зарубежные фирмы при температуре газов свыше 650° С предъ-
являют более жесткие требования к качеству топлива, нормируя,
кроме указанных в табл. 17, еще содержание в топливе кальция,
свинца, термическую стабильность, а также определенное соот-
ношение массы натрия к массе ванадия.
Как видно из таблиц, надежную работу ГТУ могут обеспечить
дизельное топливо и соляровое масло (соляр). По своим показа-
телям дистиллятные (газотурбинные) топлива по ГОСТ 10433—75
также могут успешно применяться. Однако опыт работы
199
ТАБЛИЦА 14
200
Характеристики газообразных топлив для ГТУ
Месторождение	Теплота сгора- имя Qp 103, Дж/м3	Плотность р, кг/м3	Азот N2	Состав газа							
				Сероводород H2S	Углекислый, газ СО2	Водород Н2	Окись угле- рода СО	Остальные углероды метанового РВДа	Пропан С3Н8	Этан С2Н6	Метан СН4
Природный Ленинградский	36,8	0,770	2,5		0,1			0,6	0,7	6,0	86,9
Газлинский	38,0	0,806	0,6	о,1	1,1					0,7	1,0	3,1	93,0
Березовский	37,8	0,771	1,3		0,1					0,7	0,6	1 1	95Д 93,3
Шебелинский	31,2	0,778	15,3	Следы	0,1					Следы	0,1	4,0	
Североставропольский	35,8	0,728	1,0			0,1					0,2	0,1	0,3	98,7
Дашавский	36,2	0,730	0,6	—	0,1					0,3	0,3	0,3	98,3
Карадагский	35,8	0,725	0,7			0,1					0,1	0,1	2,1	93 2
Войвожский	34,4	0,815	10,0	—	0,1	—	—	0,5	од	2,5	85,9
И скусственный Антрацит	5,1	1,135	52,6	0,2	5,5	13,5	27,5				0 5
Водяной	10,3	0,715	5,5	0,5	6,5	50,0	37,0								0,5
Подземной газификации	4,3	1,191	57,6	0,6	10,3	11,1	18,4							1,8
Полу коксованный	10,4	—	1,9	59,7	59,7	9,3	10,4	1,7					17,0
Доменный	3,9	1,296	5,8	0,3	10,5	2,7	28,0						0,3
Коксовый очищенный	16,5	0,483	7,8	0,4	2,3	57,5	6,8	1,8	—	—	22,5
Попутный Жирновский	40,7	0,918	1,5	0,1	4,0			3,3	3,0	6,5	81,6
Ромашкинский	59,9	1,378	10,0			0,1					12,4	18,0	19,5	40,0
Туймазинский	59,7	1,374	10,0	—	0,1					11,9	18,5	20,0	39,5
Ключевский	49,2	1,020	0,4			0,2					8,4	6,5	6,0	91,0
Небитдагский	40,9	0,835	0,1	—	0,5	—	—	2,1	2,3	3,0	91,0
ТАБЛИЦА 15
Сторожук
Основные характеристики дистиллятных жидких топлив
Показатели	Дизельное топливо по ГОСТ 4749 — 73	Из сернистых нефтей		Из малосерннстых нефтей		ГОСТ 10433—75
		дистиллят за- медленного кок- сования Ново- Уфимского завода	дистиллят термо- контактного кре- кинга Куйбы- шевского НПЗ	дистиллят за- медленного кок- сования Вол- гоградского НПЗ	дистиллят тер- мического кре- кинга Грознен- ского НПЗ	
Плотность при 20° С, г/сма	0,82—0,84	0,90—0,91	0,86-0,89	0,87—0,88	0,83 — 0,86	Не более 0,93
Температура застыва- ния, °C	От — 60 до —10	От —11 до —17	От — 11 до — 1	От —7 до +3	От — 13 до — 15	Не выше 5°
Температура вспышки в	95	85-94	62—76	64—100	72	Не ниже 65
закрытом тигле, °C						
Вязкость условная при	1,05—1,29	1,29—1,46	1,13—1,29	1,21 — 1,28	1,14	Не более 2,00
50° С, °ВУ Содержание, % :						
смолистых веществ	——	10—16	19 — 21	9—12	6,0	Не более 25
асфальтенов	—	0,57—1,35	0,52—1,51	0,51 — 0,75	0,40—0,70		
карбонов и карбоидов	—	0,0-0,11	0,0—0,12	0,0—0,06	0,0—0,03	__
ванадия	Отсутствует	0,0002-0,0004	Следы — 0,0001	0,0002—0,00004	0,00002—0,00003	Не более 0,0007
натрия		0,0006—0,0009		0,0004	—		
механических примесей		0,004—0,067	—	0,005—0,015	0,003	Не более 0,040
воды	0,05—0,00	Отсутствует	Отсутствует	Следы	Отсутствует	Отсутствует
золы	0,01 — 0,02	0,011 — 0,012	0,0006-0,0070	0,0015	Менее 0,01	Не более 0,020
Коксуемость, %	—	0,33 — 0,43	0,15—0,19	0,36—0,65	—	—
Йодное число, г J на 100 г	—	37,3—50,0	46,0—50,7	38,8—39,8	30,3	Не более 45,0
продукта						
Кислотное число, мг КОН	—	0,04—0,07	0,02—0,03	0,07—0,14				
на 1 г продукта						
Теплота сгорания (низ-	10 100—10 300	9798—9829	9643	10 028—10 069	10 047—10 128	Не менее 9500
шая), ккал/кг Химический состав эле- ментов, % :						
С	85,3 — 86,0	85,9 — 86,2	84,8-85,9	87,0—86,0	85,4—86,5	
Н	13,50	11,33—11,35	12,41 — 11,61	12,27—12,38	12,99—13,16	
S	0,20—1,00	2,46 — 2,21	2,46—2,40	0,41 — 0,44	0,34—0,20	Не более 3,00
N	N + О до	0,23-0,14	0,05—0,09	0,04	0,8		
о	0,15	0,07—0,15	0,25—0,00	0,26	0,39	—
ТАБЛИЦА 16
Основные характеристики остаточных жидких топлив
Показатели	Моторное топливо		Мазут флотский		Мазут топоч- ный	
	ДТ	Дм	Ф-5	Ф-12	М-40	М-100
Плотность при 20° С, г/см3	0,93	0,97	0,92	0,93	0,98	1,20
Температура	застыва- ния, °C Температура вспышки в	-5	+ 10	-5	—8	+ 10	+25
тигле, °C, не ниже:						
в открытом	65	85	—	—	90	ПО
в закрытом Вязкость условная:	—	—	80	90	—	—
при 50° С	5,00	20,00	5,00	12,00	—	—
при 80° С Содержание, %:	—	0,0005	—	—	8,00	15,50
ванадия	0,0011		0,0005	0,0005	0,0046	0,017
натрия	От 0,008		до 0,01	3 при зольности		
			от 0,062 до 0,10			
механических примесей	0,10	0,20	0,10	0,10	1,00	2,50
воды	1,00	1,50	1,00	1,00	2,00	2,00
золы	0,04	0,15	0,10	0,10	0,15	0,15
серы	1,50	3,00	2,00	0,80	2,00	2,00
Коксуемость, %	3,00	1,00	8,00	10,20	15,20	17,00
Теплота сгорания (низ- шая), ккал/кг	9090	9100	9870	9870	9700	9650
стационарных ГТУ и ПГУ выявил определенные трудности в про-
цессе их эксплуатации, вызванные наличием в газотурбинных топли-
вах повышенного содержания смолистых веществ и пониженной хи-
мической стабильности. При переработке нефтей до 85% содержа-
щихся в них смол сосредоточивается в остатке, а остальные 15%
ТАБЛИЦА 17
Основные требования к топливам для ГТУ
Показатели	Содержание, %, не более
Температура	застыва- ния °C, не выше Температура вспышки в закрытом тигле, °C Вязкость при 50° С, °ВУ, не выше Содержание, %: ванадия натрия механических примесей воды серы	От 5 до —5 60,0 2,0 0,0004 0,0005 0,006 Следы 0,5
распределяются в дистил-
лятах отгона: чем тяжелее
дистиллят, тем больше
в нем смол. В газотурбин-
ных топливах содержится
от 6 до 32% смолистых
веществ; наибольшее коли-
чество их содержат топ-
лива, вырабатываемые по
ГОСТ 10433—75 (дистил-
ляты замедленного коксо-
вания и термического кре-
кинга) [74].
Смолистые вещества
являются основным источ-
ником образования твер-
дых веществ, нераствори-
202
мых осадков и отложений, вследствие чего топливо изменяет
свои эксплуатационные свойства при транспортировке, перекачке
и длительном хранении. На процесс образования смол и осадков
оказывают влияние температура нагрева топлива при его приме-
нении и степень контакта топлива с воздухом.
По данным [74], при хранении газотурбинного топлива при
температуре 20—25° С за 12 месяцев количество осадка в нем уве-
личилось почти в два раза по сравнению с дизельным топливом
при этих же условиях; увеличилось и содержание фактичес-
ких смол.
Другой источник образования смолистых веществ связан
с наличием в топливе непредельных углеводородов, которые об-
разуются в переменных количествах при крекинге исходных нефте-
продуктов. При хранении в результате конденсационных и поли-
меризационных явлений образуются смолообразные продукты,
отрицательно влияющие на фильтрацию, а также на эксплуата-
ционные характеристики топлива.
Основные трудности, выявленные при сжигании газотурбин-
ных топлив, содержащих повышенное количество смолистых ве-
ществ, заключались в быстром засорении топливных фильтров.
При этом каналы распыливающих элементов форсунок покрыва-
лись слоем твердого нагара, что приводило к нарушению расход-
ных характеристик, нарушению распыливания топлива, а следо-
вательно, к резкому ухудшению нормального процесса горения,
приводящего к образованию отложенцй кокса и сажи в камере
сгорания и проточной части газовой турбины.
Из продуктов вторичного происхождения наиболее стабиль-
ными считаются легкие газойли каталитического крекинга и ди-
стиллятное газотурбинное топливо по МРТУ 12Н110—64. Однако
характеристики последних не в полной мере удовлетворяют
требованиям надежной эксплуатации ГТУ. Поэтому на основе
опыта эксплуатации стационарных ГТУ большой мощности Крас-
нодарский НПЗ по ТУ 38-101-601 приступил к производству
топлива для использования его в ГТУ и ПГУ с более стабиль-
ными характеристиками при отстаивании, центрифугировании
и наличии в нем до 10% воды. Результаты анализа приведены
в табл. 18.
По содержанию серы, золы, механических примесей, темпе-
ратуре застывания, содержании? смолистых веществ, стабиль-
ности и другим показателям это топливо выгодно отличается от
аналогичных, приведенных в табл. 15 и 16. Несмотря на неболь-
шое удорожание, газотурбинное топливо Краснодарского НПЗ
найдет широкое применение в газотурбинных и парогазовых
установках.
Что касается мазутов, то даже высококачественные мазуты
по многим показателям не удовлетворяют требованиям, приведен-
ным в табл. 17. В первую очередь это относится к повышенной
зольности (до 0,9%), ванадия (0,015%) и натрия (0,01%).
7
203
При сжигании мазута М-40 с зольностью 0,012% в ПГУ на
1-й ЛГЭС установлен занос проточной части турбины эоловыми
отложениями через несколько часов работы. Наибольшее коли-
чество отложений обнаружено на направляющем аппарате газовой
турбины, где толщина их в отдельных местах достигала величины
4—5 мм. На рабочих лопатках толщина отложений была значи-
тельно меньше и составляла 0,5—1,0 мм. Содержание золы в от-
ложениях достигало 98—
18 99%, которая состояла
в основном из SO3, Na2O,
Fe2O3 и V2O6. Отложения
ТАБЛИЦА
Результаты анализа газотурбинного
топлива Краснодарского НПЗ
Показатели	Фактические результаты
Плотность при 20° С, г/см3 Температура застыва- ния, °C Температура вспышки в закрытом тигле, °C Вязкость при 50° С, °ВУ Содержание, %: смолистых веществ ванадия натрия калия кальция свинца механических примесей воды золы водорастворимых кис- ,лот и щелочей серы Коксуемость, % Теплота сгорания (низ- шая), ккал/кг	0,916 От —2 до —7 240 2,2 13 0,71-Ю’4 0,81-10-4 0,37-IO'4 0,49-10-4 0,61-10'4 0,005 Отсутствует 0,0075 Отсутствует 0,33 0,32 9910
имели рыхлую структуру
и легко счищались с по-
верхностей, подвергшихся
эоловому заносу [47, 63].
Нужно, однако, иметь
в виду, что приведенная
структура отложений име-
ла место при рабочей тем-
пературе перед газовой
турбиной 670° С, при кото-
рой не наблюдалось особых
коррозионных явлений на
поверхности лопаточного
аппарата. При эксплуата-
ции ГТ У с рабочей темпе-
ратурой 750—900° С тре-
бования к коррозионной
стойкости материалов и
чистоте топлива резко уве-
личиваются. Кроме того,
более высокие требования
предъявляются к очистке
воздуха, подаваемого ком-
прессором в камеры сгора-
ния. Применение менее дефицитных и недорогих остаточных топлив
в ГТУ и ПГУ позволило бы значительно удешевить их эксплуа-
тацию. Достаточно длительный опыт эксплуатации ГТУ на тяже-
лых сортах жидкого топлива за рубежом и отечественный опыт
эксплуатации показывают, что использование тяжелых сортов
жидких топлив возможно при соответствующей предварительной
его обработке путем промывки с вводом присадок и создании опти-
мальных условий выгорания. Такие исследования, для проверки
эффективности и эксплуатационной надежности очистки золы
и ввода присадок, проведены в ЦКТИ на специально созданной
полупромышленной установке [5]. В состав полупромышленного
комплекса входили: газотурбинная установка ГТУ-15 завода
«Экономайзер» с одногорелочной камерой сгорания и двухступен-
204
чатая установка для водной промывки мазута производительностью
3 т/ч, состоящая из двух сепараторов с непрерывной разгрузкой
шлама, системами подачи и подогрева топлива и воды, ввода
деэмульгатора и присадок. Подбором соответствующих размеров
шайб, дозирующих подачу топлива и воды в сепаратор, увеличе-
нием и модернизацией разгрузочных сопел сепараторов моющая
установка была доведена до нормальной эксплуатационной ра-
боты на мазуте М-40. Установка работала при температуре ма-
зута 80—100° С, температуре воды 60—80° С и температуре
рециркуляционной воды 60—70° С.
При исходной зольности мазута 0,05—0,09% после промывки
зольность в среднем падала на 30%.
Потеря топлива за счет уноса его со шламом не превышала
1,5—2,0% от расхода мазута. Содержание натрия в промытом то-
пливе от исходного уменьшилось до 50%.
Исследованиями установлена оптимальная величина добавки
промывочной воды (6—7%) и вводимого деэмульгатора — 0,085%.
На первом этапе испытания ГТУ-15 (в течение 90 ч) мазут
сжигался с предварительной его очисткой на моющей установке.
Вскрытие турбины высокого и низкого давлений после первого
этапа работы не показало наличия существенного загрязнения
проточной части турбины. Однако на рабочих и направляющих
лопатках имелся тонкий слой отложений. Отложения водой не
смывались, но легко счищались острым предметом. На рабочих
и направляющих лопатках второй ступени, как правило,
на вогнутой поверхности корня лопатки, наблюдались только
отдельные небольшие участки рыхлых отложений толщиной
менее 1 мм.
Вскрытие турбины после второго этапа работы, когда в тече-
ние 85 ч сжигался также промытый мазут, но с присадкой
ВНИИ-701 на магниевой основе, вводимой в топливо в количестве
0,2—0,3%, показало полное отсутствие плотных отложений на
рабочих и направляющих лопатках, только на вогнутой стороне
лопаток имелся тонкий слой рыхлой пыли толщиной не более
0,2 мм. Пыль легко сдувалась слабой струей воздуха.
Интенсивность коррозии в этих опытах определялась по
привесу специальных коррозионных образцов, установленных
перед ТВД и изготовленных из лопаточных сталей: 1Х18Н9Т,
ЭИ929, ЭИ607, ЭИ612, Х23Н18, ЭИ869. Установлено, что скорость
коррозии при сжигании мазута М-40 с вводом присадки ВНИИ
НП-701 в 1,5—2,0 раза меньше, чем без ввода присадок. Эксплуа-
тация полупромышленного комплекса при сжигании в камере
сгорания мазута с предварительной промывкой и вводом присадки
не представляла особых трудностей с точки зрения технического
обслуживания. Некоторые затруднения появились при утилиза-
ции сточных промывочных вод, что еще раз подсказывает необ-
ходимость централизованного проведения очистки топлива для
ГТУ непосредственно на нефтеперегонных заводах.
205
2. Топливная система и требования
к фильтрации топлива
Любая топливная схема, запроектированная для ГТУ и ПГУ,
включает резервуары для хранения топлива, насосы для его пере-
качки, фильтры, подогреватели, топливную аппаратуру и др.
Она предназначена для слива, хранения топлива и подачу его
в топливосжигающее устройство. Для примера на рис. 124 при-
ведена технологическая схема жидкого топлива, запроектирован-
ная для ГТ-100-750-2 на Краснодарской ТЭЦ [28].
Согласно схеме рис. 124, топливо из расходных резервуаров
поступает самотеком на вход насосов первого подъема, сжима-
ющих топливо до р — 17 кгс/см2, а затем в многоступенчатые
насосы второго подъема, сжимающих его до р = 70 кгс/см2.
Между ними размещены паровые подогреватели и три группы
фильтров: грубой очистки (200 мкм), средней (70 мкм) и тонкой
очистки из пакетов нетканого материала (20 мкм). Распределе-
ние топлива между камерами сгорания низкого и высокого давле-
ния осуществляется регулирующими клапанами; в зависимости
от их открытия давление топлива перед форсунками изменяется
от 1,2 кгс/см2 в начале пуска до 70 кгс/см2 на рабочих режимах.
В топливной схеме предусмотрено также другое оборудование
и арматура.
Топливные резервуары. Для хранения топлива должны соору-
жаться наземные топливные резервуары, поскольку подземные
могут применяться только для разового слива топлива из-за
быстрого их засорения и значительных трудностей по удалению
осадков. Кроме того, имеется большая вероятность попадания
в подземные емкости грунтовой воды, а также конденсата при разо-
греве топлива паром, что приводит к увеличению в топливе вред-
ных солей, в том числе и солей натрия. Все это создает дополни-
тельные трудности при перекачке, ведет к засорению и дополни-
тельной коррозии топливной арматуры и распыливающих элемен-
тов форсунок. Поэтому топливные резервуары обязательно должны
изготавливаться из некорродирующего металла, в крайнем слу-
чае, покрываться лакокрасочными и другими покрытиями, исклю-
чающими коррозию металла, с последующей очисткой от шлама
и абразивных частичек. Само собой разумеется, топливные резер-
вуары должны быть снабжены устройствами, исключающими
попадание в них воды, пыли и грязи, а их заполнение топливом
должно производиться через фильтры. Нижняя точка топливного
резервуара должна иметь забор для опорожнения отстоя из донной
части с системой фильтрации и перекачки топлива в другой ре-
зервуар.
Топливопроводы. Практикой эксплуатации выявлена интен-
сивная (под воздействием агрессивных элементов — составля-
ющих топлива) коррозия трубопроводов с последующим засоре-
нием распыливающих элементов форсунок. Поэтому топливо-
206
Рис. 124, Технологиче-
ская схема жидкого топ-
лива:
1 — подземный резервуар
для хранения топлива; 2 —
погружные насосы; 3 — рас-
ходные баки; 4,5 — насосы
первого и второго подъема;
6 — паровые подогреватели;
7—фнльтры грубой очистки;
8 — фильтры конструкции
ЛМЗ; 9 — фильтры тонкой
очистки типа ФГН; 10 —
топливные коллекторы ка-
мер сгорания; 11, 12— соот-
ветственно регулирующие н
стопорные клапаны; 13—за-
движки с электроприводом;
14 — система быстрого за-
полнения топливных коллек-
торов; 15 —подвод воздуха от
стационной магистрали; 16—
задвижка с электроприво-
дом, открытая с момента
заполнения коллекторов;
17 — шайбы, дозирующие
расход топлива после запол-
нения коллекторов; 18 —
подвод пара; 19 — дренаж-
ный бак; 20 — топливо
со слнвной эстакады
проводы от топливных емкостей к насосам первого и второго
подъема целесообразно изготавливать из материалов, слабо подвер-
женных коррозии. Трубопроводы от насоса высокого давления
(второго подъема) к камере сгорания (включая участки топливных
трубопроводов системы регулирования) должны изготавливаться
из нержавеющей стали, например 1Х18Н9Т. Фланцы, штуцера,
ниппели и прочая приварная арматура изготавливаются из стали
марок 1X13 и 2X13 и привариваются к трубопроводу аргоно-
дуговой сваркой (с подогревом). Перед монтажом трубопроводы
и детали участков трубопроводов освобождаются от шлама, про-
париваются и промываются дизельным топливом и глушатся
с обеих сторон. Заглушки убираются непосредственно во время
монтажа.
Диаметры трубопроводов выбираются из условия обеспечения
скорости движения топлива 0,5—1,0 м/с.
Фильтры топливных систем. Жидкое топливо, поступающее
на форсунки и систему регулирования, должно быть очищено от
абразивных частиц и механических примесей. Необходимость
тонкой очистки топлива подтвердил опыт эксплуатации установок
ГТ-25-700, ГТ-100-750-2 и ПГУ-200. Без фильтров тонкой очистки
очень быстро происходило засорение и интенсивный износ распы-
ливающих элементов. Особенно чувствительны в этом отношении
детали системы регулирования, имеющие высокую чистоту об-
работки.
Приведем некоторые рекомендации по системе фильтрации
жидкого топлива, разработанные в лаборатории сжигания жидкого
топлива ЦКТИ.
Непосредственно перед форсункой на каждой топливной линии
нужно установить фильтр безопасности (он может быть вмонти-
рован в форсунку или в приемный штуцер форсунки). Размер
фильтрующей ячейки указанных фильтров должен быть в преде-
лах 0,3 размера дозирующего канала в распылителях.
При наличии длинных магистралей от топливного насоса до
топливных коллекторов камер сгорания (свыше 100 м) через
каждые 75—100 м необходимо установить сдвоенные фильтры.
В работе находится левая или правая половина блока фильтров
с соответствующей арматурой. При длине магистрали менее
100 м устанавливается один сдвоенный двухступенчатый фильтр.
Ячейка в фильтре ступени I (грубой очистки) должна быть
в пределах 0,4—0,5 мм; ячейка в фильтре ступени II (нормальной
очистки) должна быть в пределах 0,15—0,20 размера наимень-
шего дозирующего канала форсунки. Опыт эксплуатации ГТУ
и ПГУ подтвердил необходимость установки ступени III фильтра-
ции — фильтров тонкой очистки. При этом размер ячейки должен
составлять 0,05 диаметра дозирующего канала. При размере
дозирующего канала <1 мм размер ячейки ступени III фильтра
(тонкой очистки) должен быть принят равным 0,05 мм. В случае,
если топливо является рабочей жидкостью в системе регулиро-
208
вания ГТУ, эта ступень очистки должна содержать фильтрующие
ячейки с размером 0,36, где 6 — минимальный зазор в плунжер-
ной паре.
Для нормальной работы фильтров площадь фильтрующего
элемента должна быть выбрана из условия, чтобы обеспечить ско-
рость топлива (отнесенную к полной поверхности фильтрующего
элемента) не более 0,010—0,015 м/с. Соотношение проходной пло-
щади трубопровода к площади фильтрующего элемента 1 : 100
обычно позволяет выдержать необходимые скорости. Особенно
высокая степень очистки топлива от частиц необходима в том слу-
чае, если система регулирования ГТУ содержит индивидуальные
дозаторы перед рабочими форсунками. В этом случае фильтры
нормальной очистки снабжаются фильтрующими элементами
с ячейкой 20—-30 мкм, а фильтры тонкой очистки — фильтру-
ющими элементами с ячейкой 5 мкм.
После очистки системы от грязи, когда фильтры нормальной
и тонкой очистки, укомплектованные вышеуказанными фильтру-
ющими элементами, будут нормально работать длительное время
(не менее 500 ч без переключения и очистки), рекомендуется
с целью уменьшения износа дозирующих элементов перейти на
следующие размеры фильтрующих ячеек: для фильтра нормаль-
ной очистки — 50—70 мкм, для фильтра тонкой очистки — 20 мкм.
В пусковой период при обкатке систем ГТУ и ПГУ, в непо-
средственной близости от них в топливную систему включается
замыкающая вставка и производится длительная прокачка топлив-
ных магистралей. Скорость топлива при этом в 2,5—2,0 раза
должна превосходить номинальную. В этот период все фильтры
вскрываются и промываются при достижении перепада давления
на фильтре 2,0—5,0 кгс/см2.
Очистка системы за счет циркуляционной прокачки топлива
обязательно должна осуществляться при производстве наладоч-
ных работ по системам ГТУ и ПГУ. Очистка заканчивается тогда,
когда падение давления Ар 0,5 кгс/см2 на любом из фильтров,
достигается не менее чем за 100 ч работы в режиме прокачки.
После этого эксплуатационные службы составляют акт об очистке
и приемке топливной системы.
В процессе нормальной эксплуатации фильтры работают
следующим образом: по всей магистрали на всех ступенях очистки
включаются только правые фильтры и работают до тех пор, пока
перепад давления на них не достигнет 0,3—0,5 кг/см2. После
этого система переключается на левые фильтры, а правые очи-
щаются, промываются и так далее, и вновь собираются. Затем,
правые фильтры вновь включаются для проверки их на герме-
тичность.
209
ПРИЛОЖЕНИЕ
Пример расчета камеры сгорания ГТУ
Выше были изложены основные положения рабочих процессов, протека-
ющих в камерах сгорания ГТУ, а также формулы и зависимости, позволяющие
произвести расчеты их основных конструктивных, тепловых и гидравлических
характеристик. Ряд величин, характеризующих основные размеры и параметры
камер сгорания, проверенные в стендовых и промышленных, а также эксплуата-
ционных условиях, выбираются из табл. VII. Для справок в табл. VIII при-
ведены основные характеристики камер сгорания стационарных ГТУ, а на рис. I
и II — значения теплоемкостей.
Исходные данные для расчета берутся из теплового расчета газотурбинной
установки и технического задания на проектирование установки.
Для приводимого ниже расчета принята камера сгорания с перфорирован-,
ной пламенной трубой для модернизированной ГТ-100-750 М (рис. III). Этот
выбор сделан, во-первых, из-за того, что пламенные трубы с перфорацией яв-
ляются перспективными для ГТУ по способу охлаждения, технологии изготов-
ления и монтажу. Во-вторых, расчет перфорированных пламенных труб не-
сколько отличается от труб, собранных из отдельных обечаек с щелями охлаж-
дения и, в-третьих, тепловым расчетом модернизированной ГТ-100-750 М пре-
дусмотрено давление 28 кгс/см2, превосходящее те давления, при которых про-
ведены эксперименты.
Порядок и результаты расчета приведены в табл. I—VI.
Исходные данные для расчета
Давление воздуха на входе рв, кгс/см2................ 28,8
Температура воздуха на входе °C (К)....................... 281	(554)
Температура газов перед турбиной /г, °C (К)............... 750	(1023)
Количество пламенных труб п.......................... 12
Расход воздуха иа одну пламенную трубу Gj, кг/с ....	35,8
Коэффициент полноты сгорания на номинальном режиме
Т1СГ, не ниже........................................ 0,99
Потери давления на камере сгорания ок с, %........... 3,0
»	»	> пламенной трубе апл, %	......... 1,6
Топливо ............................................. Газотурбинное
(ГОСТ 10433—75)
Примерный состав топлива: Ср = 85,4%; Нр = 13,3%; Sp 0,67%; Np +
+ Ор = 0,6%; низшая теплота его сгорания Q” = 10 000 ккал/кг.
Теплонапряжение, отнесенное к сечению пламенной, трубы, принимаем по
табл. VII приложения, Uf= 5,5-10е ккал/[(м2-ч)(кгс/см2)]; допустимый уро-
вень температуры металла элементов пламенной трубы для обеспечения длитель-
ного срока службы: 725° С— для элементов из стали 12Х18Н9Т и 820° С — для
элементов из сплава ХН18Т.
210
Рнс.1. Зависимость теплоемкости топлива Ср от тем-
пературы:
1 «я дизельное; 2 — мазут
Рис. II. Зависимость теплоемкости газа Ср от
температуры:
1 — Н2О; 2 — О2; 3 — СО2; 4 — воздух; 5 — Nz
Рис. III. Конструктивная схема пламенной трубы ГТ-100-750М
211
Таблица 1
РАСЧЕТ ТЕОРЕТИЧЕСКИ НЕОБХОДИМОГО КОЛИЧЕСТВА ВОЗДУХА
И СОСТАВА ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
Показатели	Расчетная формула	Результат
Теоретически необходимое ко- личество воздуха для сжигания 1 кг топлива Lo, кг/кг Теоретическое количество обра- зующихся продуктов сгорания на 1 кг топлива, кг/кг:	0.115ОР + 0.342НР + + 0,0431 (SP — СР)	14,42
трехатомных газов	0,0371 (СР + 0.375SP)	3,178
водяных паров <?н2О	0.09НР + 0.01WP + 0,01617.»	1,429
азота	0,7687.» + NP	11,37
Суммарное количество газов Gp, кг/кг Массовые доли компонентов:	GRO2 + GH2O + gn2	15,977
трехатомных газов r^Q8	GRO2/Gr	0,189
водяных паров rpj2Q	GH2O/Gr	0,089
азота rN2	GN2/Gr	0,712
Теплоемкость продуктов сгора- ния при t— 750° срг, ккал/(кг’°С)	CP RO/RO2 + CP H,OrH2O + + cp n/n2	0,2795
Таблица II
ОПРЕДЕЛЕНИЕ расхода топлива
Показатели	Расчетная формула	Результат
Теплоемкость топлива ст, ккал(кг- °C) Температура топлива tT, °C Теплоемкость воздуха на входе срв прн tQ = 281° С, ккал/(кг« °C) Теплоемкость воздуха срв г при температуре газа =750°С> ккал/(кг« °C) Теплоемкость продуктов срг сгорания прн / = 750° С, ккал/(кг« °C) Коэффициент общего избытка воздуха %бщ Расход топлива общий кг/с Количество пламенных труб п Расход топлива на одну пла- менную трубу, кг/с	По рнс. II Принято По табл. IX То же По табл. III и рис. II Qp71cr + GT^T-(I + Lo) Wr , ^0^р В. Г^Г ^О^рВ^В 	Locp в. г*г GB “оби/'о Принято ^т. общ п	0,52 100 0,242 0,254 0,2795 5,0 5,95 12 0,495
212
Таблица III
КОНСТРУКТИВ НО-ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
Показатели	Расчетная формула	Результат
Диаметр пламенной трубы на выходе	м Выходная площадь пламен- ной трубы	м2 Плотность воздуха на входе рв, кг/м3 Скорость воздуха вокруг пламенной трубы ьуп тр, м/с Потерн полного напора на пламенной трубе ДЯПЛ, кгс/м2 Потери давления в пламен- ной трубе при подводе тепла кгс/м2 Потери статического давле- ния на элементах пламенной трубы в изотермических усло- виях Др, КГС/СМ2 Скорость воздуха на выходе из пламенной трубы в изотерми- ческих условиях	м/с Отношение площадей пламен- F ной и подводящей труб —тР 'пл Коэффициент избытка первич- ного воздуха ар Расход первичного воздуха Gi, кг/с Распределение воздуха (по опытным данным), %: первичный воздух на охлаждение на смеситель Расход воздуха на охлажде- ние °охл. К17с Расход воздуха на смеситель °СМ. К17с Угол закрутки потока в реги- стре V, ...° Втулочное отношение ^Вт/^р Коэффициент сопротивления регистра Скорость воздуха на выходе в регистр ьУрХ( м/с Скорость воздуха, выходя- щего из регистра, ^рЫх, м/с Проходная площадь регистра FBpx, „2	Принято 0,785 (^пдХ)2 1293-273рв 2"в Принято в соответствии с компоновкой ^вапл 2 2 (	тр \ 2 ( Тг _  \ pBmn, тр ’ \ рпл М 2"в J 2	2 Д7/ _А/Утепл_ Рв^п.тр пл	пл	2g	1 2g Gb PbFilZI Fn. Tp ___ ^пл ^пл	“’п. тр Принято ®р¥т Gi/GB Goxh/Gb Gcm/Gb Goxn ~ 100 В 1lg Ов-ЮО в Принято » По рис. 59 Г 2g Ар V Рв£р O)pX/c0S V GP рв-врх	0,300 0,0706 17.80 10 4620 1720 3560 28,6 3 1 1.20 8,50 24,0 26 50 9,3 17,9 45 0,48 3,0 36 51 0,0134
213
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. HI
Показатели	Расчетная формула	Результат
Диаметр втулки dBT, м Число лопаток п Толщина лопаток дл, м Параметр А Диаметр регистра D&, м Диаметр пламенной трубы Рпл- м Теплонапряжение сечения пламенной трубы Vp, ккал/ 7м2* ч)£(кгс/см2)J Длина огневой зоны Lor, м Длина пламенной трубы Дпл, м Расход воздуха через отвер- стия перфорированной пламен- ной трубы <?01В, кг/с Перепад давления на наруж- ной перфорированной обечайке Дйн. об’ кгс/мг Перепад давления на вну- тренней перфорированной обе- чайке Д«вн.об, кгс/мг Коэффициент расхода отвер- стий обечайки: наружной цн об внутренней цвн<об Площадь проходных сеченнй отверстий обечайки, м2: наружной Готв< н внутренней F0TB. вн Высота щели между обечай- ками дЩ) м Коэффициент живого сечення перфорированной обечайки: наружной FH. cg внутренней 7ВН. об Диаметр отверстий наруж- ной обечайки ^отв<н, мм Расстояние между отверстия- ми наружной обечайки SH, мм Диаметр отверстий внутрен- ней обечайки <LTn пм, мм и 1 d .он	Принято » » п6л Л COS 3	0,090 18 0,0015 0,0121 0,193 0,400 4,92- 10» 0,8 1,0 9,3 3700 924 0,62 0,53 0,0132 0,0309 0,01 0,0123 0,0304 2,0 16 3,15
	/	FBX ]/ 0,785 cos р + dBT +	2^вт + » Дпл^2Др ОНТ1 В р CrQ т < 5,5.10» 0,785О2плРв ( п0Г )	— по табл. VII \ Дпл / Л (	Впл ~ по табл. VII \ ^пл / ®охл °’8Д//пл °’2Д«ПЛ Принято » 	^ОТВ	 Нн. об /W5’8 д//пл ^вн.об К2ЯРв°’2Д«ПЛ Принято F 	 ОТВ, н	 я (^ПЛ 2^ст +26щ ^ст) ог F 	 отв.вн	 я(°пл+26ст) Lor Принято °’88 ^отв.н V ht. об Принято	
214
продолжение ТАЬЛ. Ill
Показатели	Расчетная формула	Результат
Расстояние между отвер- стиями внутренней обечайки SBH, мм Наружный диаметр внутрен- ней обечайки пламенной трубы ^л- « Внутренний диаметр наруж- ной обечайки пламенной трубы дпл- м Наружный диаметр наружной обечайки пламенной трубы (°пл)Н- м Скорость воздуха в смесителе в первом приближении wCM, м/с Коэффициент сопротивления смесителя Скорость воздуха в отвер- стиях смесителя ьуСм, м/с Проходная площадь смеси- теля FCM, м2 Диаметр отверстий смеси- теля в первом приближении ^отв.см’ м Число отверстий смесителя в первом приближении потв Число отверстий смесителя потв. см Диаметр отверстий смесителя ^отв. см» м Относительный шаг между отверстиями смесителя Глубина проникновения струй h™, м max* Относительная глубина про- никновения	0,89 ^0TBt вн 1^" вн. об Дпл + 26ст дпл+26щ ^пл + 2®ст Принято Г FOTB (	“'пл L ^к. к \	“сМ /	J ^ОТВ __	^Пл 	 10 к	“"см	55 , / 2g	АРнз	’ 1 /	, «и Х£) 1/	р £В	СМ V	рвъсм ^см Рв^СМ 0.18Ппл ^СМ 0.785 d2TB Принято 1/	FCM V °-785«отв.см л£>™ Пл >2 rtdOTB. СМ 	&^отв. СМ 	 /1	^см	^снос \ \	^снос ^см / Рсм^см где q = 			= 11,4; Рснос^снос “'см = 57 м/с! Рем = 17,8 кг/“3’> “'снос = 30 м/с: Рснос = 5’6 кг/м3 (Т = 1600К) ,см /псм ^тах/^пл	16 0,404 0,424 0,430 55 1,21 57 0,0177 0,055 7,45 8 0,0536 2,34 0,142 0,44
215
Таблица IV
ЬО
о
РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРЫ СТЕНКИ ПЛАМЕННОЙ ТРУБЫ
Показатели	Расчетная формула	Результат по сечениям пламенной трубы					
		I	II	III	IV	V	VI
Расстояние от среза регистра Др мм Относительное расстояние 1. Теоретическая температура про- дуктов сгорания Тт, К Объемная доля трехатомных газов в продуктах сгорания г^о2 Объемная доля водяных паров в продуктах сгорания гн2О Коэффициент ослабления лу- ча, м-1: трехатомнымн газами в конечном сечении kr трехатомными газами в промежу- точных сечениях kr сажистыми частицами kQ Средний коэффициент ослабления луча в объеме факела feCp, м 1 Средняя степень черноты факела в объеме пламенной трубы Число Больцмана Во	LtlL0i ^crQp + L0“1Wb + CTZT = (Lo + >) Wt + + (a - I) LocpBT<r rRO2/rr ^Н2О/^г 0,78 + I,6rH,O	(	3"* t \ 		_ o.l 1 - 0,37  .ф~ т X /p (rH2O +rRO2) дпл	'	1000 ' X (rH2O + <-ro2) p (0,94 + 0,06/k* ~ (°’*	(1.610—зГт - 0,5) T \	1 /	\	/ 6 	fc C .	V I - e ср+Ф, где Зэф = 4	= 0,35	0,25 0,313 0,752 17,3	0,4 0,5 0,76 И.5	0,55 0,687 0,77 7,16 8,42 0,947 16,6	0,7 0,875 0,778 5,08	0,75 0,936 0,78 3,4	0,8 1.0 2175 0,189 0,089 0,784 0,782 1,703
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. IV
Показатели	Расчетная формула	Результат по сечениям пламенной трубы					
		I	II	III	IV	V	VI
Эффективная температура факела при а = 1, Гф Эф, к Коэффициент неравномерности температуры в сечении Эффективная температура факела в сечениях Гф> эф, К Коэффициент ослабления лу- ча, м"1: сажистыми частицами трехатомнымн газами в конечном сечении k? трехатомнымн газами в промежу- точных сечениях kr> Степень черноты факела в сече- ниях аф Коэффициент теплоотдачи на наружной поверхности внутренней обечайки а2, ккал/(м2« ч* °C) Приведенная степень черноты обечаек пламенной трубы 8СТ	= f (ВО) J т 	I	 / га=1 	т*	\ I —(1—Z) ( —I	*12^ 1	-а=1	/ '	‘ т	' ( 0,7 \ 5гФ.ЭфМ-е (o.I +	(1,6*10-37'ф. эф -0,5) (С/Н)2 Ф-^8 + 1.бГн‘о	_о>1 /	>з7х Vp (’h.o + '-ro,)^	1000 ' х (rH2O + rRO2) р (0,94 + 0,067) k* L — е— (/ес + М 77 пл с “3“ (—’ Где с ~ °’052; “к. к — 57 м7с; S = 6 = 0,01 м (по табл. 9); т = 0,8 Щ 1 (2/8пл) - 1	1,14 1625 16,87 1.07 0,999 1370 0,65	1,1 1808 10,18 1,08 0,998 1370 0,65	2000 1.06 1933 5,75 1,098 0,94 1370 0,65	1,02 2021 3.33 1,11 0,831 1370 0,65	1,01 2016 2,18 1,12 0,733 1370 0,65	1,0 2000 1,53 1,12 0,677 1370 0,65
W	ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. IV
Показатели	Расчетная формула	Результат по сечениям пламенной трубы					
		I	II	III	IV	V	VI
Температура пламенной трубы внутренней перфорированной обе- чайки тпл, К	°08стаф (7ф. эф — Гпл) —а1 (Гпл — ^б) + + а08пр (гпл - Гк) + “2 (Гпл - Гв); здесь, согласно табл. 9, температура наружной перфорированной обечайки принята Тк = 0	630	630	718	783	688	673
Таблица V
РАСЧЕТ ВЫГОРАНИЯ ПО ДЛИНЕ ПЛАМЕННОЙ ТРУБЫ
№	Показатели	Расчетная формула	Результат по сечениям пламенной трубы					
п/п			I	II	III	IV	V	VI
								
1 2	Расстояние от среза регистра L, м Средняя температура газа в расчетном сечении Тф, К	Принято Из расчета температуры стенки пламен- ной трубы	0,25 1625	0,4 1808	0,55 1933	0,7 2021	0,75 2016	0,8 20 00
з	Плотность газа рг, кг/м3	Рг 273	5,1	4,6	4,3	4,1	4,1	4,15
		Ро 'г + 273						
4 5	Коэффициент избытка воздуха в сече- нии а Скорость газа в расчетном сечении ьуг, м/с	Из конструкторского расчета (aL0 + I) Вт РплРг3600	1,2 12,8	1,44 17,0	1,67 20,8	1,9 24,7	2,2 28,9	2,5 31,9
6	Время пребывания Дтпр-103, с	AL/wT	19,5	8,7	7,2	6,1	1,73	1,6
7	Начальный размер капли	мкм	if м с V др	425	—	—	—	—	—
продолжение табл. V
№ п/п	Показатели	Расчетная формула	Результат по сечениям пламенной трубы					
			I	II	III	IV	V	VI
8	Параметр испарения в расчетном сече- нии тнсп-10’, с/М2	д о	0,1	0,077	0,095	0,138	—	—
9	Изменение относительного размера капли в расчетном сеченин х'	По рис. 43	0,79	0,82	0,76	0,7	—	—
10	Диаметр капли в конце расчетного		336	275	209	146	—	—
	сечения 6п, мкм							
И	.Изменение относительного размера	6п/601	0,79	0,65	0,49	0,35	—	—
	капли по длине пламенной трубы х							
12	Полнота выгорания испаряющейся части топлива Т)исП = (1 — В) 100, %	По рис. 45, б	95	99	99,6	99,8	—	—
13	Относительный размер коксового остатка после сжигания летучей части капли	По табл. 5 (средний	—	—	—	—	—	0,35
14	Доля несгораемого кокса после испаре- ния летучей части топлива Вк при х = хк	см. п. 12 (100—99,8)	—	—	—	—	—	0,2
15	Начальный размер коксового остатка 6К, мкм	*iAi	—	—	—	—	—	146
16	Константа скорости химической реак-	kX = k0e~E/Rr-	—	—	—	—	—	2400
	цнн Лх, см/с	где k0 —4,73-Ю3 м/с; Е==20-103 ккал/моль						
17	Плотность Ро/10”3» г/см3	Р/(*О2Тф)	—	—	—	—	—	0,2
18	Параметр горения коксового остатка, г/см3	PO2fex Дтпр/6к	—	—	—	—	—	0,16
19	Относительный размер коксового остатка в сечениях хк	По рис. 44	—	—	—	—	—	0,99
20	Полнота выгорания коксовых частиц пк, %	По рис. 45, а	—	—	—	—	—	20
21	Механический недожог <7М, %	ВА/100	—	—	—	—	—	0,16
Примечания: 1. Расчет разделен на две стадии: первая (№ 1 —12) — испарение и горение летучей части топлива; вторая
(№ 13—21) — выгорание коксового остатка. 2. Прн определении параметра испарения (№ 8) размер капли принимается с учетом ее
выгорания в каждом последующем сечении. В приведенном примере: в сечеини I (начальный размер) 60i = 425 мкм, в сечении II
6П_1 = 336 мкм, в сеченин III — 275 мкм и т. д. (№ 10). 3. Прн определении изменения относительного размера капли по длине пла-
менной трубы (№ 11) такое изменение составит:	— 336/425 = 0,79, в сечении II — 275/425 = 0,65 и т. д.
Таблица VI
РАСЧЕТ ДВУХСТУПЕНЧАТОЙ ФОРСУНКИ
Показатели	Расчетная формула	Результат	
		ступень	ступень 'II
Расход топлива иа номи- нальном режиме Вг, кг/г	Из теплового расчета ГТУ	300	1480
Давление топлива перед форсункой Др, КГС/СМ2	Принято	50	50
Угол раскрытия топливного факела Иф, ...°	Принято	70	90
Плотность топлива р, кг/м3	По типу топлива	900	900
Обобщенный коэффициент пропорциональности К	По рис. 13	0,82	0,83
Масштаб форсунки Л1, мм2	В	1,7	8,3
	К УЛрр		
Максимальный диаметр капли в распыленном форсун- кой топливном факеле 6тах_100> мкм	1000 1/	(формула 1.36) Г Ар	185	420
Геометрическая характери- стика форсунки А	( М3 \ 60 )	1,65	3,37
Диаметр сопла распылителя ^с, мм	V М /Д* + 1,5 (формула 1.27)	1,80	5,4
Диаметр камеры завихрива- иня £>, мм	dc = 0,35 для ступени I, 0,6 для ступени И	5,1	9,0
Общая площадь танген- циальных каналов nf, мм2	rfl,2D0.8	4,5	13,5
	А		
Число тангенциальных ка- налов п, шт.	Принято	3	6
Размеры тангенциальных ка- налов ЬХ. h, мм	Принято	1,ЗХ 1,3	1,5Х 1,5
Технологический диаметр камеры завихрнвання DT, мм	1,02£> + b	6,45	10,7
Длина сопла Z мм	0,3d	0,55	1,7
Высота камеры завихрнва- ния hK 3, мм	3,7ft	4,8	5,5
Примечание. Геометрические параметры форсунки требуют доводки
на пролнвочном стенде, это относится в первую очередь к ступени I, поскольку
она имеет небольшую производительность (300 кг/ч).
220
Таблица VII
РЕКОМЕНДУЕМЫЕ ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ СТАЦИОНАРНЫХ КАМЕР СГОРАНИЯ
Камера	Топливо	Параметры								Смеситель
		Теплонапряже- ние сечения (максимальное) юв ккал	(gWO/OJM) (h'gW)	Применяемые диаметры пла- менной трубы °пл> мм	Относительная длина огневой части, до отвер- стий смесителя (средняя) ^о. г/^пл	Относительная длина пламен- ной трубы (сред- няя’ L/Dnn	Избыток пер- вичного воздуха <Х1	Средние ско- рости воздуха на выходе из воз- духонаправляю- щего устройст- 1 ва, м/с	Я « 2 <у я Ч ° ю я». С S я О та я О Я я	
Выносная одногоре- лочная *	Газ Жидкое легкое Жидкое тяжелое	6,0 6,0 5,5		До 1000	2,0 2,0 2,5	2,5 2,5 3,0	1,3—1,5 1,2—1,3 1,2—1,3	50—60	2,0 —2,5	Сопловой или дырчатый
Выносная многогоре- лочная **	Газ Жидкое легкое Жидкое тяжелое	8,0 8,0 7,0		Более 1000	1,3 1,3 1,5	2,0 2,0 2,5	1,3—1,5 1,2—1,3 1,2-1,3	40—50	2,0—3,0	Сопловой
Выносная многогоре- лочная с охлаждением закрученным пото- ком ***	Газ	8,0		1000- 1600	~1,0	2,2 —3,5	«2,1	До 80	2,3 —2,8	Вихревой
Трубчато-кольцевая и секционная одногоре- лочная	Газ Жидкое легкое Жидкое тяжелое	6,0 6,0 5,0		До 600	2,0 2,0 2,5	3,0 3,0 3,5	1,3 —1,5 1,2—1,3 1,2—1,3	50—60	2,0—2,5	Сопловой или дырчатый
Со ступенчатым под- водом воздуха **** * Возможно п ** Желательно *** Отсутствует z**** отсутствует	Газ Жидкое легкое рнмененне тру применение ц опыт работы опыт работы	18 — 20 18 — 20 б и большего ентрального на жидком то на тяжелом т		До 500 диаметра, >егистра. плнве. оплнве.	2,0 2,5 днако более	3,0 3,5 целесообра.	0,3—0,5 за регистром; 1,2—1,4 за отверстиями »ен переход к	60—80 многогорел	3,5—5,0 очным каме	Сопловой или дырчатый рам.
Таблица VIII
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ КАМЕР СГОРАНИЯ СТАЦИОНАРНЫХ ГТУ, НАХОДЯЩИХСЯ В ЭКСПЛУАТАЦИИ
Показатели	ГТУ-Ю0-750 (ЛМЗ)		ГТ-25-700-2 (ЛМЗ)	ГТН-9 (ЛМЗ)	ГТ-6-750 (УТМЗ)	ГТК-5 ; (НЗЛ)	ГТ-650-6 (НЗЛ)	ГТК-10-3 (НЗЛ)	ГТК-25 (НЗЛ)	ГТ-700-12 (НЗЛ)	гтт-з , (НЗЛ)
	КСВД	КСНД									
Число пламенных труб п Род топлива	12 Г азот ное, г ный	12 /рбнн- рнрод- газ	I Дизель- ное, при- родный газ	1	10 П]	I эиродны	1 й газ	1	1	1 Дизель- ное, при- родный газ	1 Природ- ный газ
Расход топлива на ГТУ (жидкое) В, т/ч	21,0	9,5	9,000	2,600	2,280	(,560	1,930	3,260	7,460	2,800	0,860
Давление воздуха р перед камерой сгорания, кгс/см2	23,2	7,6	9,5	4,4	6,0	3,78	4,43	4,5	5,2	6,2	5,65
Температура воздуха /в перед каме- рой сгорания, °C	260	540	290	390	240	378	406	414	446	325	135
Расход воздуха GB на ГТУ, кг/с	460,0	466,0	200,0	78,0	47,0	45,0	52,8	85,2	172,0	83,3	27,7
Температура газов /г за камерой сгорания, °C	750	750	700	750	750	700	750	780	850	700	450
Теплонапряженне объема —х X 10е, ккал/[(м3-ч)(кгс/см2)] В<2р	5,8	5,3	2,5	2,5	19,0	6,0	6,3	6,3	6,5	3,9	8,25
Теплонапряженне сечення —х X 10е, ккал/[(м2-ч)(кгс/см2)]	5,7	4,9	6,0	5,0	7,6	6,0	6,3	7,5	8,2	4,7	6,6
ПРОДОЛЖЕНИЕ ТАБЛ. VIII
Показатели	ГТУ-100-750 (ЛИЗ)		ГТ-25-700-2 (ЛМЗ)	ГТН-9 (ЛМЗ)	ГТ-6-750 (УТМЗ)	ГТК-5 (НЗЛ)	ГТ-650-6 (НЗЛ)	ГТК-10-3 (НЗЛ)	ГТК-25 (НЗЛ)	ГТ-700-12 (НЗЛ)	гтт-з (НЗЛ)
	КСВД	кснд									
Относительное сопротивление камер сгорания Др/р, %	- 3,0	3,0	1,3	1,6	2,8	2,7	2,6	2,8	2,3	2,3	2,6
Общий избыток воздуха а0^щ	5,7	3,94	6,2	6,7	4,8	6,2	5,9	5,6	4,9	6,6	6,9
Диаметр пламенной трубы (средний) °ПЛ' мм	406	500	1610	1305	257	1015	1015	1180	1595	1180	586
Относительная длина огневой части трубы —— ^пл	2,4	2,3	1,6	1,5	1,6	1,0	1,0	1,0	0,8	1,0	1,4
Число горелок т на одну пламенную трубу	1	1	7	1	1	7	7	7	13	7	5
Втулочное отношение регистра ^вт/^р	0,427	0,36	0,40	0,40	0,31	0,49	0,49	0,43	0,50	0,42	0,50
Размеры смесителя ^отв, мм	52	78	ЗЗОХ 115	360Х 120	Пять отв. 0 30, пять овальных 95X40	500	500	550	700	500	600
Материал пламенной трубы	ЭИ435	ЭИ435	Х18Н9Т	X18 НЭТ	—	ЭИ417	ЭИ417	ЭИ417	ЭИ868	ЭИ417	ЭИ417
Таблица IX
СРЕДНЯЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ срт ПРИ р = const, ккал/(кг-°С)
Темпе- ратура, °C	о2	СО2	NO	Н2О	n2	Воздух	н2	со	СН4	Продукты сгорания при а = 1			
										Бензин	Т-1	Дизель» ное	Мазут
0	0,2185	0,1946	0,2380	0,4441	0,2482	0,2397	3,3904	0,2483	0,5172	0,252	0,2537	0,2500	0,2485
100	0,2205	0,2068	0,2386	0,4473	0,2485	0,2403	3,4281	0,2488	0,5480	0,255	0,2570	0,2527	0,2500
200	0,2234	0,2174	0,2388	0,4523	0,2492	0,2416	3,4444	0,2499	0,5870	0,258	0,2600	0,2553	0,2530
300	0,2269	0,2266	0,2406	0,4584	0,2505	0,2434	3,4504	0,2517	0,6294	0,262	0,2633	0,2592	0,2560
400	0,2305	0,2347	0,2430	0,4652	0,2524	0,2456	3,4578	0,2540	0,6727	0,265	0,2668	0,2630	0,2605
500	0,2339	0,2419	0,2457	0,4724	0,2546	0,2481	3,4653	0,2567	0,7143	0,269	0,2704	0,2673	0,2650
600	0,2371	0,2483	0,2484	0,4799	0,2570	0,2507	3,4732	0,2594	0,7545	0,273	0,2741	0,2710	0,2680
700	0,2400	0,2541	0,2511	0,4877	0,2596	0,2533	3,4841	0,2622	0,7932	0,276	0,2777	0,2747	0,2715
800	0,2426	0,2592	0,2537	0,4957	0,2621	0,2558	3,4970	0,2649	0,8323	0,280	0,2812	0,2780	0,2750
900	0,2450	0,2638	0,2561	0,5039	0,2646	0,2583	3,5124	0,2675	0,8685	0,283	0,2846	0,2807	0,2785
1000	0,2472	0,2681	0,2583	0,5120	0,2670	0,2605	3,5293	0,2700	0,9008	0,286	0,2878	0,2835	0,2825
1100	0,2492	0,2719	0,2604	0,5200	0,2692	0,2627	3,5476	0,2723	0,9299	. 0,289	0,2909	0,2875	0,2850
1200	0,2510	0,2754	0,2623	0,5280	0,2713	0,2647	3,5670	0,2745	0,9555	0,292	0,2938	0,2905	0,2880
1300	0,2527	0,2785	0,2641	0,5357	0,2734	0,2667	3,5883	0,2765	—	0,294	0,2966	0,2930	0,2910
1400	0,2543	0,2814	0,2658	0,5432	0,2753	0,2685	3,6096	0,2784	—	0,296	0,2992	0,2952	0,2930
1500	0,2559	0,2841	0,2673	0,5505	0,2771	0,2702	3,6309	0,2802	—	0,300	0,3017	0,2980	0,2950
1600	0,2573	0,2865	0,2688	0,5576	0,2788	0,2718	3,6528	0,2818	—	0,302	0,3040	0,3005	0,2980
1700	0,2587	0,2883	0,2701	0,5644	0,2803	0,2733	3,6741	0,2834	—	0,303	0,3062	0,3025	0,3005
1800	0,2600	0,2909	0,2713	0,5710	0,2818	0,2747	3,6954	0,2848	—	0,306	0,3082	0,3045	0,3025
1900	0,2613	0,2928	0,2725	0,5772	0,2832	0,2761	3,7168	0,2862	—	0,308	—	0,3060	0,3045
2000	0,2625	0,2946	0,2736	0,5833	0,2845	0,2773	3,7376	0,2874	—	0,310	—	0,3080	0,3055
Таблица X
СОЕДИНЕНИЯ, ОБРАЗУЮЩИЕСЯ ПРИ СЖИГАНИИ МАЗУТОВ,
И ТЕМПЕРАТУРЫ ИХ ПЛАВЛЕНИЯ
Соединения	Формула	Температура плавления, °C
Окись железа	РеяО3	1565
Сульфат кальция	CaSO4	1450
Пированадат никеля	2NiO-V2Os	900
Сульфат натрия	Na2SO4	880
Метаванадат железа	Fe2O3 • V2O5	860
Ортованадат натрия	3Na2O-V2O5	850
Пятнокись ванадия	V2O5	675
Пированадат натрия	2Na2O-V2O5	640
Метаванадат натрия	Na2O-V2O6	630
Ванадат натрий—ванадия	Na2O-V2O4-5V2O6	625
Таблица XI
МЕЖДУНАРОДНАЯ СИСТЕМА ЕДИНИЦ (СИ)
Величина		Единица		Соотношение единиц
Наименование	Обоз- наче- ние	МКГСС и внесистемная	си	
Длина	L	м	м	—
Диаметр	D	м	м	—
Площадь	F	м2; см2; мм2	м2	1 см2 = 0,0001 м2; 1 мм2 = 10-в м2
Объем	V	м3	м3	—
Время	X	с	с	—
Масса	т	кгс *с2/м	кг	1 кг = 0,102 кгс-с2/м
Сила	р	кгс	н	1 кгс = 9,8 Н
Плотность	р	—	кг/м3	
Удельный вес	?	кгс/м3	Н/м3	1 кгс/м3 = 9,8 Н/м3; 1 кг/м3 = 0,102 кгс/(м4*с2)
Температура	T,t	к	К	iQ С = Т; К = 273,15
Скорость	W	м/с	м/с	—
Ускорение силы тя- жести	g	м/с2	м/с2	g= 9,8 м/с2
Кинематическая вяз- кость	V	м2/с	м2/с	Ст = 1 • 10-4 м2/с
Динамическая вяз- кость	м	кгс•с/м2	Н-с/м2	1 кгс • с/м2 — 9,8 Па-с
Давление	р	кгс/м2	Па	1 кгс/м2 — 9,8 Па
		бар	Па	1 бар = 105 Па
		мм рт. ст.	Па	1 мм рт. ст. = 133,322 Па
		ат	—	1 ат — 9,8-104 Па
		мм вод. ст.	—	1 мм вод. ст. = 9,8 Па
225
Продолжение табл. XT
Величина		Единица		Соотношение единиц
Наименование	Обоз- наче- ние	МКГСС и внесистемная	СИ	
Работа, энергия, ко- личество теплоты	<2	ккал	Дж	1 ккал = 4,1868-103 Дж
Удельная энтальпия (теплосодержание)	i	ккал/кг	Дж/кг	1 ккал/кг = = 4,1868- 10s Дж/кг
Теплота сгорания топлива низшая	%	ккал/кг	Дж/кг	1 ккал/кг = = 4,1868-103 Дж/кг
Теоретически необ- ходимое количество воздуха для сжигания 1 кг топлива	La	кгсвозд кгстопл	кгвозд кгтопл	—
Коэффициент избыт- ка топлива	а	—	—	—
Коэффициент полно- ты сгорания	Пег	—	—	—
Расход топлива	ВТ	кг/ч	кг/с	1 кг/с = 3,6  103 кг/ч
Массовый (весовой) расход воздуха	G	кг/ч	кг/с	1 кг/с — 3,6-103 кг/ч
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Абрамович Г. Н. Теория турбулентных струй. М., Физматгиз, 1960.
715 с.
2.	Абрамович Г. Н. Теория центробежной форсунки.—Сборник ЦАГИ,
1944. 45 с.
3.	Антоновский В. И., Сторожук Я. П. К вопросу об излучении-пламени
в камерах сгорания ГТУ на жидком топливе. — «Теплоэнергетика», 1965, № 3,
с. 41—47.
4.	Асосков В. И., Мурашов А. Ф. Исследование процесса выгорания тяже-
лого жидкого топлива в высокофорсированной камере сгорания. — «Тепло-
энергетика», 1976, № 9, с. 62—66.
5.	Асосков В. А., Шестаков Н. С. Исследование сжигания в ГТУ пред-
варительно обработанных мазутов. —«Теплоэнергетика», 1973, № 7, с. 48—52.
6.	Балдина О. М., Комисарчик И. Н., Сабурова Р. И. Учет некоторых осо-
бенностей гидравлики при проектировании.—-«Энергомашиностроение», 1975,
№ 11, с. 1—4.
7.	Балдина О. М., Комисарчик И. Н., Герасимова Н. П. Исследование
гидравлики и температурного режима поверхностей нагрева высоконапорного
парогенератора ВПГ-450-140.—«Труды ЦКТИ», 1976, № 143, с. 41—52.
8.	Белосельский Б. С., Покровский В. Н. Сернистые мазуты в энергетике.
М., «Энергия», 1969. 328 с.
9.	Блох А. Г. Излучение светящегося сажистого пламени. — «Теплоэнер-
гетика», 1964, № 4, с. 26—31.
10.	Блох А. Г. Основы теплообмена излучением. М., Госэнергоиздат, 1962.
331 с.
11.	Быстров Н. Г. Исследование влияния рециркуляции газов на эмиссион-
ные характеристики и светимость факела.—«Труды ЦКТИ», 1975, № 128,
с. 66—70.
12.	Вопросы горения. Под ред. С. А. Гольденберга. М., Металлургиздат,
1963 . 426 с.
13.	Веселовский В. М., Маев В. А., Сударев А. В. Серийные трехрегистровые
камеры сгорания НЗЛ на природном газе. — «Энергомашиностроение», 1967,
№ 11, с. 44—47.
14.	Вулис Л. А. Тепловой режим горения. М.—Л., ГЭИ, 1954. 285 с.
15.	Вихревые смесители камер сгорания ГТУ. — «Энергомашиностроение»,
1969, № 3, с. 34—36. Авт.: В. А. Маев, В. М. Веселовский, С. С. Яркова,
В. А. Сударев.
16.	Выбор компоновок и основных параметров топочных устройств, обеспе-
чивающих оптимальные условия сжигания мазута в паровых котлах. — «Труды
ЦКТИ», 1975; № 128, с. 12—16. Авт.: В. В. Митор, Я. П. Сторожук, В. А. Пав-
лов, В. Д. Дубровский, В. С. Иванов.
17.	Гейдон А. Г., Вольфгард X. Г. Пламя и его структура, излучение и тем-
пература. М., Металлургиздат, 1959. 333 с.
18.	Горение углерода. М. — Изд. АН СССР, 1949. 401 с. Авт.: А. С. Пред-
водителев, Л. Н. Хитрин, О. А. Цуканова, X. И. Колодцев, М. Н. Гроздовский.
19.	Горбунов М. Г., Христофоров И. Л., Механизм выгорания топлива и
тепловыделение в зоне втекания струй вторичного воздуха в камерах сгорания
ГДТ с различными фронтовыми устройствами. — Изд. ВУЗ «Авиационная
техника», 1970, № 1. с. 5—70.
20.	Гурвич А. М., Митор В. В., Терентьев В. Д. Излучение светящегося
пламени. —«Теплоэнергетика», 1956, № 7, с. 35—40.
21.	Гурвич А. М., Митор В. В. Тепловая эффективность радиационных по-
верхностей нагрева. — «Энергомашиностроение», 1957, № 2, с. 5—9.
227
22.	Гурвич А. М., Блох А. Г. О температуре топочного пространства. —
«Энергомашиностроение», 1956, № 6, с. 11—15.
23.	Дубровский О. В. Экспериментальное исследование пульсационного горе-
ния жидкого топлива в камерах сгорания стационарных газотурбинных уста-
новок. — «Теплоэнергетика», 1959, № 6, с. 56—61.
24.	Дьяконов Т. Н. Подобие процессов физико-химических превращений. —
«Доклады АН СССР», 1943, № 4, т. 39. с. 158—162.
25.	Дубровский О. В. Исследование низкочастотных пульсаций в газотур-
бинных камерах сгорания—«Теплоэнергетика», 1961, № 8, с. 16—19.
26.	Жеребцов И. М., Христич В. А. Влияние некоторых конструктивных
и режимных факторов на вибрационное горение газа в камерах сгорания газо-
турбинных установок. —«Труды ЦКТИ», 1965, № 64, с. 8—15.
27.	Иванов Ю. В. Основы расчета и проектирования газовых горелок. М.,
Госэнергоиздат, 1963. 360 с.
28.	Испытание газотурбинной установки ГТ-100-750-2 на жидком топ-
ливе. — «Теплоэнергетика», 1975, № 6, с. 15—17. Авт.: И. С. Бодров, Г. Г. Оль-
ховский, А. Г. Тумановский, В. Б. Кругов, Е. А. Бойко.
29.	Комбинированные парогазовые энергетические установки с высоконапор-
ным парогенератором. Под ред. А. А. Канаева. М., ЦБТИ, с. 88—103.
30.	Кистьянс Л. Ю., Нейман А. М., Серделевич Г. Е. Камеры сгорания локо-
мотивных газотурбинных двигателей. М., «Машиностроение», 1965. 148 с.
31.	Кулагин Л. В., Охотников С. С. Сжигание тяжелых жидких топлив.
М., «Недра», 1967. 280 с.
32.	Камеры сгорания газотурбинных установок. Под ред. Я. П. Сторожука.
М., ЦБТИ. 1963. 207 с.
33.	Корнеев М. И., Сторожук Я. П. Оборудование перспективных энергети-
ческих установок. — В кн.: Энергетическое машиностроение 1917—1967. Под
ред. П. О. Сирого. Л., «Машиностроение», 1967, с. 213—226.
34.	Кулагин Л. В., Морошкин М. Я- Форсунки для распыливания тяжелых
топлив. М., «Машиностроение», 1973. 200 с.
35.	Козырев Б. П. Известия Ленинградского электротехнического института
им. В. И. Ульянова (Ленина) по разделу: «Вопросы радиационной электроники
и вакуумной техники», вып. XLIV, Л., 1960. 142 с.
36.	Локальные тепловые нагрузки в топке высоконапорного парогенера-
тора. — «Энергомашиностроение», 1967, № 2, с. 7—9. Авт.: Я- П. Сторожук
В. И. Антоновский. В. А. Павлов, Ю. П. Черкун.
37.	Лобанов Д. В., Шульман В. Л., Чиркин В. М. Усовершенствование си-
стемы зажигания в камере сгорания ГТУ.—«Энергомашиностроение», 1975,
№ 1, с. 34—35.
38.	Маев А. В., Сударев А. В., Веселовский В. М. Запальное устройство
камер сгорания НЗЛ. — «Энергомашиностроение», 1970, № 12, с. 44—45.
39.	Митор В. В. Теплообмен в топках паровых котлов, М.—Л., Машгиз,
1963. 180 с.
40.	Нарежный Э. Г., Сударев А. В. Камеры сгорания судовых газотурбин-
ных установок. Л., «Судостроение», 1973. 231 с.
41.	Основы горения углеводородных топлив. Под ред. Л. Н. Хитрина,
Б. А. Попова, М., Изд. иностр, лит., 1960. 664.
42.	Пчелкин Ю. М. Камеры сгорания газотурбинных двигателей. М., «Ма-
шиностроение», 1973. 392 с.
43.	Палеев И. И., Агафонова Ф. А. Вопросы аэродинамики и теплопередачи
в котельно-топочных процессах. М., ГЭИ, 1958. 325 с.
44.	Процессы горения. Пер. с англ. Под ред. Б. Льюис, Р. И. Пиз,
X. С. Тейлор. М., Физматгиз, 1961. 542 с.
45.	Павлов В. А., Сторожук Я. П. Упрощенная методика оценки дисперсности
распыливания жидкого топлива. — «Теплоэнергетика», 1966, № 2, с. 28—32.
46.	Павлов В. А., Сторожук Я. П. Расчет и конструирование форсунок. —
«Энергомашиностроение», 1966, № 3, с. 8—11.
47.	Прутковский Е. И., Засенский М. Ю., Озеров В. И. Особенности работы
газовой ступени в парогазовом цикле с высокоиапорпым парогенератором при
сжигании жидкого топлива. — «Труды ЦКТИ», 1967, № 77, с. 3—18.
228
48.	Результаты испытаний и наладка камер сгорания ГТ-25-700-2 на Якут-
ской ГРЭС при работе на газообразном топливе. — «Энергомашиностроение»,
1973. № 2, с. 33—37. Авт.: В. А. Асосков, Н. С. Шестаков, И. Т. Ямалудинов,
X. Н. Чернин, Н. И. Чебаненко.
49.	Распыливание жидкости М., «Машиностроение» 1967. 210 с. Авт.:
В. А. Боррдин, Ю. Ф. Дитянин, Л. А. Клячко, В. И. Ягодин.
50.	Рабочий процесс и расчет камер сгорания газотурбинных двигателей,
М., Оборонгиз, 1959. 283 с. Авт.: А. И. Михайлов, Г. М. Горбунов, В. В. Бо-
рисов, Л. А. Квасников, Н. И. Марков.
51.	Сударев А. В. Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами. —
«Энергомашиностроение», 1974, № 2, с. 33—34.
52.	Сполдинг Д. Б. Основы теории горения. М., ГЭИ, 1959. 318 с.
53.	Сторожук Я. П. Исследование работы многорегистровых камер сгорания
газотурбинных установок на жидком топливе. — «Энергомашиностроение»,
1962, № 3, с. 3—7.
54.	Срезневский А. В. «Журнал Русского физического общества», 1882.
Т 14, с. 420.
55.	Сторожук Я. П., БлохА. Г., ЧеркунЮ. П. Теплообмен в топочных каме-
рах высоконапорных парогенераторов.— «Теплоэнергетика», 1972, № 5, с.45—50.
56.	Степанов И. Р. Динамические характеристики и принципиальная схема
автоматического регулирования парогазовых установок.—В кн.: Комбиниро-
ванные парогазовые энергоустановки. М.-—Л., Энергоиздат, 1962, с. 103—113.
57.	Сторожук Я. П., Антоновский В. И. Расчет температуры металла пла-
менной трубы. — «Труды ЦКТИ», 1967, № 75, с. 156—174.
58.	Сторожук Я. П., Антоновский В. И. Исследование эмиссионных свойств
пламени в однорегистровой камере сгорания ГТУ. — «Теплоэнергетика», 1964,
№ 2, с. 39—42.
59.	Сторожук Я. П., Антоновский В. И. Эмиссионные характеристики фа-
кела. — «Труды ЦКТИ», 1967, № 75, с. 148—155.
60.	Семенов Н. Н. Цепные реакции. Л., Госхимиздат, 1934. 555 с.
61.	Сторожук Я- П., Антоновский В. И. Определение полусферического
лучистого потока факела пламени радиометром с малым углом видения. —
ИФЖ, т. VII, № 7, 1964, с. 87—90.
62.	Сторожук Я. П., Кругов В. Б., Антоновский В. И. Исследования, про-
веденные в ЦКТИ в области камер сгорания ГТУ. — «Труды ЦКТИ», 1964,
№ 5, с. 53—65.
63.	Сторожук Я- П., Павлов В. А., Черкун Ю. П. Топочный процесс и тепло-
обмен в топках высоконапорного парогенератора. — «Труды ЦКТИ», 1969,
№ 93, с. 41—53.
64.	Сударев А. В., Маев В. А. Газотурбинные камеры сгорания с закручен-
ным движением воздушных потоков. — «Энергетическое машиностроение», 3—
68—11. М., НИИинформтяжмаш, 1968, с. 16—18.
65.	Сторожук Я. П., Шебалова 3. А. Гидравлический расчет камер сгора-
ния. — «Труды ЦКТИ», 1967, № 75, с. 181—200.
66.	Сторожук Я. П., Асосков В. И. Исследование процесса горения жидкого
топлива в камере сгорания ГТУ при переменном давлении. — «Теплоэнергетика»,
1966, № 3, с. 63—68.
67.	Сторожук Я. П., Кругов В. Б., Чернин X. Н. Наладка и исследование
камер сгорания ГТ-100-750-2 на Красноярской ТЭЦ. — «Энергомашиностроение»,
1974, № 8, с. 1—4.
68.	Сторожук Я- П., Павлов В. А., Черкун Ю. П. Исследование процесса
горения в топочных камерах ВПГ.—’«Энергомашиностроение», 1974, № 11,
с. 22—24.
69.	Сторожук Я- П., Асосков В. И., Шестаков Н. С. Метод расчета выгорания
тяжелого жидкого топлива.—«Труды ЦКТИ», 1975, № 128, с. 11—87.
70.	Сторожук Я. П., Асосков В. А. Выгорание топлива и огневое моделиро-
вание камер сгорания.—«Труды ЦКТИ», 1967. № 75, с. НО—137.
71.	Сторожук Я. П., Павлов В. А., Черкун Ю. П. Исследование и наладка
топочного режима ВПГ-450-140 прн сжигании газа и жидкого топлива. — «Труды
ЦКТИ», 1976, № 143, с. 53—59.
229
72.	Смирнов Е. Н. К вопросу о формировании закрученных струй, вытека-
ющих из кольцевых сопел. — ИФЖ, 1975, т. 28, № 4, с. 123—129.
73.	Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). М., «Энер-
гия», 1973. 296 с.
74.	Топливо для стационарных и судовых газовых турбин. М., «Химия»,
1970. 310 с. Авт.: Б. В. Лосинов, А. Д. Фатьянов, Ю. В. Микулин, Л. А. Алек-
сандрова.
75.	Тюльпанов Р. С. Сжигание мазутов в камере сгорания с турбулизиру-
ющей решеткой. — «Теплоэнергетика», 1964, № 8, с. 36—41.
76.	Тумановский А. Г., Пшениснов И. Ф., Габбасов В. Г. Применение пнев-
момеханической форсунки для упрощения процесса сжигания мазута в камере
сгорания ГТУ.—«Теплоэнергетика», 1975, № 10, с. 39—41.
77.	Таракановский А. А., Кругов В. Б. Исследование пульсационного горе-
ния при работе камер сгорания ГТ-100-750-2 на газообразном топливе. — «Тепло-
энергетика», 1975, № 6, с. 21—23.
78.	Тринг М. В. Наука о пламенах и печах. М., Металлургиздат, 1958.
482 с.
79.	Христич В. А. Вибрационное (пульсационное) горение в камерах ГТУ. —
«Труды ЦКТИ», 1967, № 75, с. 110—138.
80.	Христич В. А., Любчик Г. Н. К вопросу о камерах сгорания высоко-
температурных ГТУ. — «Теплоэнергетика», 1975, № 8, с. 29—31.
81.	Хитрив Л. Н. Физика горения и взрыва. М., МГУ, 1957. 442 с.
82.	Шаулов Ю. X., Лернер И. О. Горение в жидкостных реактивных дви-
гателях. М., Оборонгиз, 1961. 195 с.
83.	Шебалова 3. А., Асосков В. А., Христич В. А. Завихривающие и горе-
лочные устройства. — «Труды ЦКТИ», 1967, № 75, с. 68—90.
84.	Шебалова 3. А. Исследование аэродинамики однорегистровых камер
сгорания в изотермических условиях. — «Энергомашиностроение», 1965, № 11,
с. 17—20.
85.	Beer J. М. International Flame Research Foundation: Some results of the
first trials on pressure jet oil flames in the limuiden furnace. — «Jornal of the
Institute of Fuel», 1962, 35, N 252, p. 3—15.
86.	Masdin E. A., Thring M. W. Combustion of single droplets of liquid fuel. —
«Journal of the Institute of Fuel», 1962, v. 35, N 257, p. 251—260.
87.	Kunimoto T., Kodatna K- Radiation from luminous flame at high pres-
sures. — «Bull, of JSME», 1974, v. 17, N 113, p. 1486—1493.
88.	Stull V. R., Plass G. N. Emissivity of Dispersed carbon Particles, «Journa-
of the Opticel sosity of America», 1960, v. 50, p. 143—192.
89.	Thring M. W., Foster P. J., McGrath I. A. Prediction of the emissi-
vity of hydrocarbon flames. — «International Heat Transfer Conference», 1961,
p. 796—803 part IV.
90.	Foster P. J., McGrath I. A. Prediction of the emissivity of large hydro-
carbon flames from the Mie theory. — «Combustion and Flame», 1960, v. 4, N 2,
p. 191—192.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................................... 3
Глава I. Основные характеристики рабочего процесса и конструктив-
ные схемы камер сгорания	газотурбинных установок ...	5
1.	Основные характеристики .................................. —
2.	Требования к камерам сгорания и их основные характеристики	8
3.	Классификация камер сгорания и их компоновка в схеме ГТУ	10
4.	Выбор основных элементов камер сгорания................ 13
5.	Дефекты рабочего процесса в камерах сгорания и способы
их устранения ............................................. 48
Глава	II.	Особенности процесса горения в камерах сгорания ГТУ	...	56
1.	Приближенное огневое моделирование камер сгорания	ГТУ	—
2.	Результаты опытов по сжиганию жидкого топлива ....	65
3.	Результаты опытов по сжиганию газообразного топлива	...	77
4.	Расчет выгорания жидкого топлива.................... 79
Глава	III.	Аэродинамические характеристики камер сгорания..... 90
1.	Одногорелочные камеры сгорания....................... —
2.	Многогорелочные камеры сгорания ...................... 104
Глава	IV.	Гидравлический расчет камер сгорания............... 107
1.	Сопротивление элементов камер сгорания .................. —
2.	Методика гидравлического расчета................... 113
3.	Расчет основных соотношений камер сгорания со ступенчатым
подводом воздуха ......................................... 116
Глава V. Эмиссионные характеристики и структура пламени в условиях
работы камер сгорания ГТУ н, парогенераторов ПГУ ....	119
1.	Экспериментальные установки и методика исследования ...	121
2.	Излучение светящегося сажистого пламени жидкого топлива
в камерах сгорания ГТУ и ПГУ.............................. 132
3.	Методика расчета металла стенок пламенной трубы камер
сгорания ГТУ.............................................. 148
Глава VI- Особенности рабочего процесса в камерах сгорания высоко-
напорных парогенераторов ПГУ...................................... 159
1.	Принципы конструкторского оформления топочных устройств
высоконапорных парогенераторов............................ 162
2.	Особенности горения топлива в камерах сгорания высоко-
напорных парогенераторов ................................. 170
3.	Тепловые нагрузки экранных поверхностей	нагрева ....	181
4.	Методика расчета теплообмена в камерах сгорания высоко-
напорных парогенераторов ................................. 185
Глава VII. Топливо и основные требования к проектированию и эксплуа-
тации топливных систем............................................ 198
1. Основные характеристики и требования к топливу ....	—
2. Топливная система и требования к фильтрации топлива .	206
Приложение ....	. .	.....................	210
Список литературы ..........................................       227
231
ИБ № 665
Яков Прохорович Сторожук
Камеры сгорания стационарных
газотурбинных и паротурбинных установок
Редактор издательства Р. Н. Михеева
Переплет художника Н. И. Абрамова
Технический редактор И. В. Буздалева
Корректор Н. А. Бабичу к
Сдано в набор 29.08.77. Подписано в печать 15.03.78. М-23151.
Формат бОхЭО1/^. Печать высокая. Бумага типографская № 2.
Литературная гарнитура. Печ. л. 14,5. Уч.-изд. л. 15,18.
Тираж 2500 экз. Зак. 467. Цена 1 руб.
Ленинградское отделение издательства «МАШИНОСТРОЕНИЕ»
191065, Ленинград, Д-65, ул. Дзержинского, 10
Ленинградская типография № 6 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10