Аэрокосмическая техника высокие технологии и инновации – 2015

2.Архангельский Е.В., Дорофеев Е.А. Методика оптимизации внешней поверхности мотогондолы на крейсерском режиме

спомощью генетического алгоритма. Итоги диссертационных исследований. Т. 2 // Материалы VI Всерос. конкурса молодых ученых, посвященного 90-летию со дня рождения академика В.П. Макеева / РАН. – М., 2014. – С. 47–64.

3.Отчет о научно-исследовательской работе № 11/14 / А.А. Маслов, А.В. Бойко, Т.В. Поплавская, С.В. Кириловский; ФГБУН ИТПМ им. С.А. Христиановича СО РАН. – 2014. – 156 с.

4.Дорофеев Е.А., Свириденко Ю.Н. Введение в нейроин-

форматику // Труды ЦАГИ. – 2008. – Вып. 2678. C. 3–16.

5. Дорофеев Е.А., Свириденко Ю.Н. Применение искусственных нейронных сетей в задачах аэродинамического проектирования и определения характеристик летательных аппаратов //

Труды ЦАГИ. – 2002. – Вып. 2655. – С. 73–86.

21

УДК 621.438

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТРЕБОВАНИЙ К РАСЧЕТНЫМ МОДЕЛЯМ ДЛЯ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ АЭРОДИНАМИКИ ФРОНТОВЫХ УСТРОЙСТВ МАЛОЭМИССИОННЫХ КАМЕР СГОРАНИЯ ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

В.А. Назукин

Пермский национальный исследовательский политехнический университет,

ОАО «Авиадвигатель», Пермь, Россия e-mail: nazukin@avid.ru

Представленная работа направлена на разработку методики проведения расчетов аэродинамики фронтовых устройств малоэмиссионных камер сгорания наземных газотурбинных установок. Выполнен анализ влияния различных параметров расчетной модели на общую картину течения, осредненные во времени поля (профили) скорости, структуру прецессирующего вихревого ядра и частоту возмущений в потоке. Анализ результатов выполненных расчетов позволил сформулировать рекомендации для численного моделирования закрученных потоков в премиксерах.

Ключевые слова: газотурбинный двигатель, камера сгорания, премиксер, численное моделирование.

Сжигание предварительно перемешанной топливовоздушной смеси – основная технология, которая используется для снижения эмиссии вредных веществ газотурбинных установок. Несмотря на то, что конструкция жаровой трубы и премиксеров у различных фирм существенно отличается, большинство из них имеют общую особенность – перемешивание топлива с воздухом осуществляется в закрученном потоке.

Если в 80-х гг. прошлого века, когда во всем мире только начинали активно разрабатываться малоэмиссионные камеры сгорания, создание и отработка премиксеров осуществлялись

22

в основном экспериментально, то сейчас в связи с развитием вычислительной техники и программного обеспечения для численного моделирования газодинамических процессов появилась возможность разработать новую методологию проектирования камер сгорания, предполагающую активное использование верифицированных расчетных методик и отказ от натурного эксперимента до этапа испытаний опытного образца. Расчетные методики, используемые для аэродинамического проектирования премиксеров, должны с высокой точностью прогнозировать как поля скорости, чтобы была возможность исключить низкоскоростные или застойные регионы для снижения вероятности проскока пламени, так и процессы образования и распространения вихревых структур, поскольку необходимо точно знать, какие возмущения в потоке они вызывают и какое влияние оказывают на осредненную картину течения.

Цель представленной работы – сравнение различных подходов к моделированию течения в премиксере с точки зрения точности прогнозирования полей скорости и описания вихревых структур и разработка требований к расчетным моделям для их дальнейшего использования при проектировании фронтовых устройств.

Экспериментальное исследование модельного премиксера было проведено в университете Лоуборо (Великобритания), его результаты детально представлены в работах [1–3]. Также было выполнено сравнение результатов данного эксперимента с моделированием с помощью k–e-модели турбулентности и метода крупных вихрей (LES), которое показало, что подход, основанный на решении осредненных по Рейнольдсу уравнений НавьеСтокса (URANS), не позволяет корректно описать такое явление, как прецессирующее вихревое ядро (ПВЯ), в отличие от LES.

В данной работе определялось влияние различных параметров, таких как постановка задачи, тип расчета, модель турбулентности, размер расчетной сетки, начальные условия. Для этого были построены две модели: полная и усеченная (без за-

23

вихрителя). Для полной модели были сгенерированы три расчетные сетки: грубая, средняя и детальная (2,4, 7,2 и 16,7 млн элементов соответственно), для усеченной модели сетка была эквивалентна средней. Использовался пакет ANSYS CFX v.14.5. Были выполнены как стационарные, так и нестационарные расчеты с различными моделями турбулентности (k–e RNG, SST, SSG RSM, SAS, DES). Сравнению подлежали профили осевой и окружной скорости на выходе из канала предварительного перемешивания, профили осевой скорости в различных сечениях ниже по течению, структура ПВЯ и колебания скорости в точке, в которой они отслеживались в эксперименте.

Результаты показали, что как в стационарных, так и в нестационарных расчетах ни расчетная сетка, ни модель турбулентности не оказывает существенного влияния на профили скорости на выходе из премиксера. Однако при моделировании в стационарной постановке наблюдается значительное отличие от эксперимента из-за неправильного определения величины проникновения зоны обратных токов в канал предварительного перемешивания. Из-за высокой закрутки потока расчеты склонны к возникновению неустойчивости и существенным колебаниям параметров потока (особенно на детальных сетках), с этой точки зрения наиболее привлекательной для использования является SST-модель турбулентности, как наиболее устойчивая. При нестационарных расчетах на полной модели ПВЯ было корректно описано как с использованием вихреразрешающих моделей (DES, SAS), так и при URANS-подходе с SST-моделью турбулентности. Во всех случаях частота колебаний скорости была выше экспериментальной на 8–11 %. На более грубой сетке вихревые структуры были менее ярко выражены, однако это не оказывало влияния на частоту прецессии. При переходе к усеченной модели было обнаружено, что структура ПВЯ при URANS-моделировании зависит от начальных условий, существенного влияния на профили скорости выявлено не было. На рисунке показаны поля статического давления на выходе из

24

канала предварительного перемешивания, можно увидеть, что при наличии одного вихря в стационарном расчете он сохраняется и при URANS-моделировании, в то время как в DESрасчетах всегда формируется ПВЯ из двух вихрей, что наблюдалось в эксперименте. Недостатком усеченной модели является то, что вихревые структуры являются неустойчивыми, что затрудняет их анализ.

Рис. Поля статического давления на выходе из премиксера

На основании выполненных расчетов были сформулированы следующие требования к расчетным моделям:

1.Стационарные расчеты с SST-моделью турбулентности могут быть использованы для оценки структуры течения в расчетной области, определения формы и положения зон обратных токов и качественного определения полей скорости.

2.Для детального определения структуры течения необходимо выполнять нестационарные расчеты. URANS-моделирование

сSST-моделью турбулентности, так же как и DES, позволяет с высокой точностью прогнозировать осредненные во времени поля скорости даженагрубых сеткахиусеченныхмоделях.

3.При необходимости моделирования вихревых структур, генерируемых фронтовым устройством, должны быть использован DES-подход и модель фронтового устройства с минимальным количеством упрощений. Для определения частоты прецессии вихревого ядра может быть использована грубая сетка, чтобы сократить время выполнения расчета, но для определения частот более слабых вихрей требуется качественная.

25

Библиографический список

1.Midgley K., Spencer A., McGuirk J.J. Unsteady flow structures in radial swirler fed fuel injectors // Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. – 2004. – Vol. 127 (4). – Р. 755–764.

2.Spencer A., McGuirk J.J., Midgley K. Vortex breakdown in swirling fuel injector flows // Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. – 2008. – Vol. 130 (2).

3.Comparison of URANS and LES CFD methodologies for air

swirl fuel injectors / D. Dunham, A. Spencer, J.J. McGuirk, M. Dianat // Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. – 2008. – Vol. 131 (1).

26

УДК 629.7.05

МОДЕЛИРОВАНИЕ СИСТЕМЫ КОНТРОЛЯ СЕРИЙНЫХ ДАТЧИКОВ

В.Л. Волков, Р.Н. Каримов

Арзамасский политехнический институт НГТУ им. Р.Е. Алексеева, Арзамас, Россия

e-mail: vvl_arzamas@mail.ru

Представлены результаты исследования характеристик автоматизированной системы контроля (АСК) серийных датчиков (линейных ускорений – ДЛУ) на линейные и ударные перегрузки. Исследование АСК проведено путем компьютерного моделирования в программной среде Matlab Simulink. Полученные результаты подтверждают работоспособность АСК на всех режимах эксплуатации и показывают высокий уровень достоверности контроля.

Ключевые слова: ДЛУ, ДУС, АСК, моделирование, пе-

регрузка, Matlab Simulink.

Моделирование приборных систем целесообразно проводить на этапе их проектирования, так как в этом случае можно существенно сократить время испытания систем и расширить возможности их исследования в различных режимах эксплуатации, в том числе критических [1].

Рассматриваемая АСК предназначена для автоматизации испытаний ДЛУ на линейные и ударные перегрузки. Моделирование АСК проводится в программной среде Matlab Simulink, осуществляющей визуализацию функциональной схемы АСК и результатов испытаний. Основой для схемы моделирования является промышленная система контроля «Орион», связанная с центрифугой и компьютером. Центрифуга в системе «Орион» используется для задания линейных перегрузок, а компьютер – для обработки измерительных данных.

27

Вданном случае в схеме моделирования осуществляется имитация как центрифуги – для имитации входных воздействий (линейного ускорения, ударной перегрузки), так и основного измерителя АСК – датчика линейных ускорений. Компьютерная часть АСК осуществляет обработку сигналов датчиков и выполняет расчет контролируемых характеристик.

Следует заметить, что реальная центрифуга для ДЛУ задает только линейные ускорения, причем их изменение производится по линейному закону. Имитационное моделирование позволяет задавать линейные ускорения по синусоидальному закону, что позволяет контролировать нулевой сигнал акселерометра и наличие гистерезиса. Кроме этого, имитационное моделирование позволяет имитировать ударную перегрузку различного уровня.

Вданной работе при исследовании АСК входное воздействие имитировалось в виде: 1) линейного ускорения по синусои-

дальному закону с амплитудой 19 м/с2 и частотой 70 Гц; 2) ударной перегрузки (10g, 50g, 100g, 1000g, где g – ускорение свободного падения).

Выдача результатов контроля осуществляется как в визуальной, так и в численной форме. Новая схема моделирования АСК представлена на рис. 1.

Рис. 1. Функциональная схема моделирования АСК

Функциональная схема содержит: Input Data – блок имитации входных воздействий (линейного ускорения, ударной перегрузки); Manual Switch – переключатель, управляемый вручную; Accelerometer – ДЛУ, как основной измеритель АСК; Registration – регистратор выходных данных. Компьютерная часть АСК, обрабатывающаясигналы inp, out представленаввидеMatlab программы:

28

A=19;F=70;K=15;T=5e-5;period=1e-4;ti=1e- 0;amp=10; %начальные параметры;

MK=1; % состояние переключателя; % А-амплитуда, м/с^2; F-частота, Гц;

% К,T-коэфф. передачи и постоянная времени ДЛУ; tn-время наблюдения;

if MK==1 tn=1; K=1; else tn=2e-4; end;

e=ou-in; %ошибка ДЛУ (ou-массив реакции ДЛУ; in-массив вх. воздействия);

CKO=sum(e.*e)/length(e) %средний квадрат ошибки ДЛУ;

Epred=sqrt(CKO)/A*100 %предельная ошибка ДЛУ; dt=tn/length(e); %период дискретности; t=[0:dt:(length(e)-1)*dt]'; %массив меток вре-

мени;

plot(t,in,t,ou,'r','LineWidth',3),grid %совме-

стный график in(t) и ou(t).

Характеристики ДЛУ взяты для оптимальной схемы с компенсационной обратной связью МЭМС датчика из работы [2].

Рис. 2. Графики процессов системы АСК: а – при синусоидальном воздействии; б – при импульсном воздействии

В результате компьютерного эксперимента были получены следующие результаты:

1.Реакция ДЛУ на входное воздействие (см. рис. 2): а) при синусоидальном воздействии; б) при импульсном (ударном) воздействии.

2.Средний квадрат ошибки сигнала ДЛУ относительно задаваемого воздействия: а) при синусоидальном воздействии

29

(СКО = 0,0022; Epred = 0,25 %); б) при импульсном воздействии

(СКО = 5,6; Epred = 12,5 %).

Результаты показывают допустимый уровень погрешностей ДЛУ при динамическом входном воздействии по гармоническому закону и недопустимый уровень при ударном воздействии. Эти результаты в целом подтверждают назначение ДЛУ как датчика линейных ускорений, а не датчика ударных перегрузок. Реакция на ударные перегрузки, естественно, появляется в выходных данных, но в сглаженном виде.

Ошибка в показаниях ДЛУ при синусоидальном воздействии объясняется тем, что амплитудно-частотная характеристика ДЛУ имеет ограниченный характер и отклик на динамическое входное воздействие в силу инерционности датчика отображается на выходе с ошибкой, как по амплитуде, так и по фазе.

Амплитудно-фазочастотная характеристика (АФЧХ) датчика – W(jω) может быть определена в эксперименте по реакции на импульсное воздействие:

где k(t) – импульсная переходная функция; ω – круговая частота. Для вычисления АЧХ используется известное соотношение A(ω)=|W(jω)|. На основе (1) приближенное соотношение для рас-

чета АЧХ имеет вид [3]

n

A( k ) W ( j k ) ki (t)e j k ti t ,

i 0

где ti – интервал времени; ki – значение импульсной переходной функции на ti интервале времени; t – интервал дискретизации по времени.

Выводы. Обоснована необходимость проведения моделирования АСК еще на этапе ее проектирования. При этом имеется возможность проведения испытаний АСК не только при типовых воздействиях линейных перегрузок, но и при гармониче-

30