УКОВОДЯЩИЙ
ТЕХНИЧЕСКИЙ МАТЕРИАЛ
УСТАНОВКИ ГАЗОТУРБИННЫЕ И ПАРОГАЗОВЫЕ.
РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ КАМЕР СГОРАНИЯ
РТМ 108.022.11—83
Издание официальное
УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ указанием Министерства
энергетического машиностроения от 16.08.83 № ВВ-002/6276
ИСПОЛНИТЕЛИ:	В. А. АСОСКОВ,
В. И. АНТОНОВСКИЙ,
Н. М. БИТКИНА,
В. И. ЗАРУБИН,
Б. В. КРУГОВ.
В. А. ПАВЛОВ,
И. П. СИНИЦИНА,
В. А. АКУЛОВ,
А. В. СУДАРЕВ,
И. С. ЛАГУСКЕР
© Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энер-
гетического оборудования им. И. И. Ползунова (НПО ЦКТИ). 1984.
УДК 621.438.056.001.24 (083.74)
Группа Е02
РУКОВОДЯЩИЙ технический материал
УСТАНОВКИ ГАЗОТУРБИННЫЕ И ПАРОГАЗОВЫЕ.
РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ КАМЕР СГОРАНИЯ
РТМ 108.022.11-83
Взамен РТМ 24.022.11—74
Указанием Министерства энергетического машиностроения от 16.08.83 № ВВ-002/6276 срок введения
установлен
с 0107.84
Настоящий руководящий технический материал (РТМ) устанавливает порядок расчета и проек-
тирования камер сгорания для газотурбинных и парогазовых установок, а также правила разработки
элементов камер сгорания.
1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1.	Камера сгорания — устройство, входящее в состав газотурбинной (ГТУ) или парогазовой
установки (ПГУ) и предназначенное для преобразования химической энергии топлива в тепловую
энергию рабочего тела, имеющего параметры, соответствующие требованиям газовой турбины.
1.2.	Преобразование химической энергии топлива в тепловую осуществляется в процессе горения:
Для обеспечения заданного температурного уровня продуктов сгорания перед газовой турбиной рас-
ход воздуха, поступающего в камеру сгорания, превышает его количество, необходимое для полного
сгорания топлива.
1.3.	Процесс горения в камере сгорания обеспечивается следующим:
подачей воздуха (окислителя) и топлива в количестве, необходимом для создания смеси опреде-
ленного состава;
созданием необходимого температурного уровня;
наличием зоны, где скорость перемещения топливовоздушной смеси равна скорости распростра-
нения пламени. Эта зона называется зоной стабилизации фронта пламени.
1.4.	Образование топливовоздушной смеси обеспечивается:
дроблением топлива;
перемешиванием топлива и окислителя;
испарением жидкой фазы топлива.
Дробление топлива осуществляется форсунками для жидкого топлива и газовыми насадками
для газообразного топлива.
Перемешивание топлива и окислителя происходит за счет дополнительной турбулизации потока
с помощью фронтового устройства.
1.5.	Зажигание топливной смеси осуществляется с помощью системы зажигания, после чего про-
цесс горения стабилизируется.
1.6.	Создание необходимых условий стабилизации горения обеспечивается организацией зоны об-
ратных токов, в которой направление движения газов имеет одну из составляющих, противоположную
направлению движения основного потока.
здание официальное
Перепечатка воспрещена
Стр. 2 РТМ 108.022.11—83
1.7.	Для обеспечения необходимых условий выгорания топлива весь воздух, поступающий в ка-
меру сгорания, разделяется на первичный, обеспечивающий выгорание топлива, и вторичный, осуще-
ствляющий охлаждение металла, снижение температуры продуктов сгорания и формирование пдця
температур.
1.8.	Избыток первичного воздуха принимается из условия осуществления необходимого темпера-
турного уровня процесса горения (порядка 1800—2000 К). Вторичный воздух распределяется в си-
стему охлаждения и смешения в зависимости от необходимой температуры продуктов сгорания, про-
филя температурного поля и конструкции системы охлаждения.
1.9.	В стационарном газотурбостроении нашли широкое применение нефорсированные камеры
сгорания с подачей всего воздуха, необходимого для процесса горения, в объем пламенной трубы
через лопаточные завихрители. В высокофорсированных камерах сгорания целесообразно применять
ступенчатую подачу первичного воздуха. При этом часть первичного воздуха (а ==0,54-0,9) подается
через лопаточный завихритель, а остальной воздух — через систему отверстий, расположенных на стен-
ках пламенной трубы.
1.10.	Выгорание топлива должно заканчиваться до смесителя, так как введение вторичного воз-
духа снижает температуру газов, что приводит к прекращению активного процесса горения.
1.11..	Камера сгорания состоит из следующих основных элементов:
корпуса с подводящими и отводящими трубопроводами;
фронтового устройства, служащего для подвода топлива и окислителя, организации смесеобразо-
вания и стабилизации факела;
системы зажигания, предназначенной для первоначального воспламенения смеси;
пламенной трубы, непосредственно ограничивающей зону горения и включающей систему охлаж-
дения;
смесителя, предназначенного для перемешивания продуктов сгорания с вторичным воздухом и
формирования заданного профиля температур* перед турбиной.
1.12.	Фронтовое устройство включает в себя одно или несколько горелочных устройств, состоя-
щих из воздухонаправляющего аппарата и топливораздающего устройства.
1.13.	Воздухонаправляющий аппарат представляет собой регистр (лопаточный завихритель) или
плохообтекаемое тело.
1.14.	Топливораздаюшие устройства представляют собой газовые насадки и форсунки жидкого
топлива, которые подразделяются по способу распыла на механические, пневмомеханические или
пневматические.
2.	КЛАССИФИКАЦИЯ И ХАРАКТЕРИСТИКИ КАМЕР СГОРАНИЯ
2.1.	Тип камеры сгорания и ее конструкция зависят от назначения, компоновки, направления по-
токов сред, количества горелок и вида топлива.
Камеры сгорания подразделяются:
по назначению.—: на основные, промежуточного подогрева, дополнительные;
по компоновке в схеме установки — на выносную, расположенную в отдельном силовом корпусе и
имеющую трубопроводы для подвода воздуха и отвода газов, встроенную*, имеющую общин силовой
корпус с турбиной и компрессором;
по конструкции корпуса и пламенной трубы—на секционную, состоящую из отдельных пламенных
труб, расположенных каждая в своем корпусе, блочную, состоящую из отдельных пламенных труб,^рас-
положенных в общем корпусе, и кольцевую, имеющую одну пламенную трубу с единой кольцевой зо-
ной горения;
по направлению потоков воздуха и продуктов сгорания — на прямоточную, где потоки воздуха и,
продуктов сгорания движутся в одном направлении, и противоточную, где потоки воздуха и продуктов,
сгорания движутся в противоположных направлениях;
по количеству горелок в одной пламенной трубе — на одногорелочную, имеющую одно горелочное
устройство, и многогорелочную, имеющую несколько горелочных устройств;
по роду сжигаемого топлива—газообразное топливо, жидкое топливо, комбинированные.
2.2.	Работа камеры сгорания определяется следующими основными характеристиками (табл. 1):
полнотой сгорания;
относительной потерей полного напора;
средней относительной неравномерностью температурного поля;
величиной теплонапряжения по сечению и объему зоны горения;
диапазоном надежного зажигания и устойчивости горения;
уровнем и характером пульсаций давления при горении;
коррозионной агрессивностью и токсичностью продуктов сгорания,
уровнем температуры металла;
эксплуатационной надежностью и ресурсом.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 3
2.3.	Полнота сгорания топлива характеризуется отношением выделенной при горении тепловой
энергии к потенциальной тепловой энергии топлива:
100= 100 - - q„ — qc.	(2.1)
Величины полноты сгорания топлива при номинальной нагрузки должны составлять не менее при-
веденных в табл. 1 величин (в процентах):
Таблица 1
Теплонапряжение по сечению	Газообразное	топливо	Жидкое топливо	
			дистиллятное № 1, 2	остаточное № 3
Нефорсированные камеры (менее 120 Вт/(м2-Па))	99,5		99,0	98,0
Форсированные камеры (равно или более 120 Вт/(м2-Па))	99,0		98,0	97,0
2.4.	Теплснапряжение камеры сгорания по сечению представляет собой отношение количества вы-
деленной при сгорании тепловой энергии топлива к площади среднего поперечного сечения пламен-
ной трубы и абсолютному давлению среды в камере:-
_	(2.2)
UF— 100FMpB>
где UF — теплснапряжение, Вт/(м2-Па).
2.5.	Теплонапряжение камеры сгорания по объему представляет собой отношение количества вы-
деленной при сгорании тепловой энергии к объему зоны горения и абсолютному давлению среды
в камере:
QiA Ticr	(2.3)
uv — 1001^’
где Uv — теплонапряжение, Вт/(м3-Па).
В формулах (2.1) — (2.3) приняты следующие обозначения:
Qp — низшая теплота сгорания рабочего топлива, кДж/кг;
Вт— расход топлива на одну пламенную трубу, кг/ч;
рв— полное абсолютное давление воздуха во входном сечении пламенной трубы, Па (кгс/см2);
Verier — полнота сгорания топлива, %;
—	химический и механический недожоги, qc — потери тепла в окружающую среду, %;
—	средняя площадь поперечного сечения зоны горения, м2;
Ипл — объем зоны горения в пламенной трубе, м3.
2.6.	Относительная потеря полного напора в камере сгорания представляет собой отношение раз-
ности полных давлений воздуха за диффузором компрессора и продуктов сгорания за камерой сгора-
ния к полному давлению воздуха за компрессором:
Зкс = Р1,Х~Р1,ЫХ 100.	(2.4)
гвх
Величины относительных потерь напора не должны быть более 3% Для нефорсированных камер
и 5% Для форсированных камер.
2.7.	Средняя относительная неравномерность температурного поля (в %) представляет собой
отношение разности максимальной и средней температур газов перед сопловым аппаратом турбины
к разности средней температуры газов и температуры воздуха на входе:
е= T™*~Tcv 100.	(2.5)
'ср - * в
Величина средней относительной неравномерности для номинальной нагрузки не должна быть
более (при отсутствии заданного профиля температур) 12% для вынесенных камер сгорания ГТУ
с одной ступенью подвода тепла и 25% для встроенных камер сгорания.
Неравномерность температуры подразделяется на радиальную и окружную.
Радиальная неравномерность представляет собой разность максимальной и средней температур
газов, усредненных по окружностям на разной высоте профиля лопатки соплового аппарата.
Стр. 4 РТМ 108.022.11—83
Окружная неравномерность представляет собой максимальное значение абсолютного отклонения
заданной температуры от усредненных по окружности значений температур на данной высоте лопатки.
2.8.	Для осмотра внутренних элементов КС необходимо предусмотреть люки-лазы.
3.	ТРЕБОВАНИЯ К ТОПЛИВАМ И ТОПЛИВНЫМ СИСТЕМАМ
3.1.	Газотурбинные топлива
3.1.1.	Газообразное топливо по способу получения и составу подразделяется на три группы
(табл. 2):
Таблица 2
Классификация горючих газов
Наименование	Природный		Искусственный		Попутный	
	mln	max	min	max	mln	max
Метан (СН4), %	85	98	0,2	60	37	91
Этан (С2Нб), %	0,1	6,0	—	—	3.0	20
Пропан (С3Н8), %	0,1	1.0	—	11	2,0	18
Углеводороды (CmHn), %	0,1	2,0	0,1	7.0	1,0	10
Окись углерода (СО), %	0	0	1,0	40	0	0
Водород (Н2), %	0	0	1,0	50	0	0
Углекислый газ (СО2), %	0,1	1,0	5,0	17,0	0,1	4,0
Сероводород (H2S), %	Следы	0,1	0,1	1.0	0	0,1
Азот (N2), %	0,5	10	6.0	60	0,1	16
Плотность р, кг/м3	0,72	0,83	0,72	1,3	0,85	1,37
Теплота сгорания, МДж/м8	31.4	38,9	3,40	29,3	37,2	59,0
природный газ, получаемый непосредственно из газовых месторождений;
искусственный газ, являющийся продуктом переработки угля, сланца и других видов сырья в га-
зогенераторных установках;
попутный газ, получаемый в процессе добычи и переработки нефти.
Состав и основные характеристики газообразных топлив приведены в табл. 3..
Таблица 3
Характеристики газообразных топлив
Газ		Теплота сгорания Q", МДж/м3	Плотность Р, кг/м3	- еч Z о СП <	Сероводород H2S	Углекислый газ СО2	Водород Н2 ।				Окись углерода СО	Остальные углево- дороды метано- вого ряда СтН2	Пропан С3Н8	Этан С2Н6	Метан СН4
	Газлинский (Узбекская ССР)	38,0	0,806	0,6	0,1	1,1	—		0,7	1,0	3,1	93,0
»X	Березовский (Тюменская обл.)	37^	0,771	,1,3	—	0,1	—	—	0,7	_0,6	-1,1-	
2	Шебелинский (Харьковская обл.)	31,2	0,778	15,3	Следы	0,1	—	—	Следы	0,1	4.0	93,3
о о.	Североставропольский	35,8	0J28	1,0	—>	0,1	—		0,2	0,1	о.з	98,7
X	Дашавский (Львовская обл.)	36,2	0,730	0,6	—	0,1	—	—	0,3	0,3	0,3j	98.3
с	Вой-ВоЯсский (Коми АССР)	34,4	0,815	10,0	—	0.1	——	——	0,5	0,1	2,5	85,9
	Усть-Вилюйский (Якутская АССР)	—-	—	1.5	—	0,8	—		0,6	0,5	0,7	92,1
эх 3 w*	Водяной (из кокса)	10,3	0,715	5,5	0,5	6,5	50,0	37,0	——	—	—	0,5
X о	Подземной газификации	4,3	1,191	57,6	0,6	10,3	Н,1	18,4		—•	—	1,8
аз о	Полукоксов ый	10,4	11,11 	1,9	59,7	59,7	9,3	10,4	1,7	—	—	17,0
о	Доменный	. 3,9	1,296	5,85	о.з	10,5	2,7	28,0	—	———	—	0,3
X о X	Генераторный (подмосковный)	15,9	1,13	50,6	1,2	6,5	14,0	25,0	0,3	—	—	2,0
>х	Жирновский	40,7	0,918	1,5	0,1	4,0 1	I1  1»	——	3,3	3,0	6,5	81,6
3 X	Ромашкинский	59,9	1,378	10,0		0,1	11,11 	—	12,4	18,0	19,5	40,0
	Туймазинский	59,7	1,374	10,0	11,11 	0,1	—		11.9	18,5	20,0	39,5
о	Ключевский	49,2	1,020	0Л	—	0,2	—		8,4	6,5	6,0	78,5
	Небетдагский	40,9	0,835	0.1	—	0,5	—		2,1	2,3	3,0	91,0
РТМ 108.022.11—83 Стр. 5
3.1.2.	Минимальная величина и допустимые отклонения теплоты сгорания, давления и темпера-
туры топливного газа должны удовлетворять требованиям системы регулирования и камеры сгорания.
3.1.3.	Перед поступлением в ГТУ газообразное топливо должно быть очищено от частиц жидкой
или твердой фазы размером более 150 мкм, при этом доля частиц размером менее 50 мкм не дол-
жна превышать 4 мг/кг.
3.1.4.	В пределах изменения давления и температуры газа не должно образовываться жидких и
твердых отложений на участках трубопроводов, арматуры и элементов системы регулирования.
3.1.5.	Содержание влаги в газе не должно превышать величин, соответствующих состоянию насы-
щения для параметров газа в топливной системе. Во избежание обледенения топливных систем не до-
пускается снижение температуры газа ниже 0°С.
3.1.6.	Содержание в газе реагентов, вызывающих коррозию трубопроводов и металла проточной
части, не должно превышать величин, согласованных с изготовителем ГТУ и ПГУ. Содержание ще-
лочных металлов в газе допускается не более 1 мг/кг.
3.1.7.	Жидкие топлива в зависимости от фракционного состава подразделяются на три группы
(табл. 4):
Классификация жидких топлив
Таблица 4
Параметры	Группа 1		Группа 2		Группа 3			
	легкое дистил- лятное топливо		тяжелое дистил- лятное топливо		легкое остаточное топливо		тяжелое остаточ- ное топливо	
	min	max	min	max	min	max	min	max
Температура, К: вспышки	313	338	323	338	338	373	373	393
застывания	213	263	266	283	271	283	283	298
Зольность, %	0,0	0,02	0,01	0,02	0,04	0,10	0,10	0,30
Коксуемость, %	0,5	1.0	0,5	2,0	2,0	10,0	10,0	20,0
Содержание воды и механических при-	0	0,1	0	1,0	1,0	1,5	1,0	2,0
месей, % Содержание серы, %	0	1.0	0,5	3,0	1,5	3,5	1,5	3,5
Температура выкипания 50%, К	473	523	523	623	523	653		——•
Теплота сгорания, МДж/кг	41.1	42,3	39,8	41,1	38,6	41,1	37,0	41,1
Кинематическая вязкость, м2/с-106: при 293 К	2,0	6,0	2,0	12,0	20,0	100,0	60,0	120,0
при 323 К	—	——		—	—	—	60,0	120,0
Плотность, т/м3	0,83	0,91	0,91	0,95	0,95	0,98	0,98	1,02
Содержание, мг/кг: ванадия	0,0	1,0	1.0	5,0	5,0	20,0	20,0	500,0
натрия + калия	0,0	1.0	1.0	5,0	5,0	20,0	20,0	200,0
кальция	0.0	2,0	2,0	10,0	10,0	200,0	200,0	500,0
свинца	0.5	l.o	1,0	2,0	2,0	20,0	20,0	50,0
легкие дистиллятные топлива;
тяжелые дистиллятные топлива;
остаточные топлива.
Основные характеристики и номенклатура трех групп топлив приведены в табл. 5.
3.1.8.	Топлива первой группы пригодны для ГТУ и ПГУ без ограничений, однако используются
в основном в качестве пускового, резервного, а также при невозможности работы на топливах второй
и третьей групп.
Топлива второй группы пригодны для использования при минимальной обработке, содержат от-
носительно небольшое количество вредных примесей и предназначены для стационарных ГТУ и ПГУ.
Использование топлив третьей группы требует глубокой обработку при этом появляются трудности
в связи с их повышенной вязкостью, наличием асфальтосмолистых соединений, а также золы с боль-
шим содержанием натрия, калия, кальция и ванадия. Горение тяжелых дистиллятных и остаточных
топлив сопровождается образованием твердого коксового остатка, приводящего к отложению нагара
на поверхностях камеры сгорания и проточной части турбины.
3.1.9.	Наличие в топливе натрия, калия и ванадия, образующих соединения, которые имеют тем-
пературу размягчения ниже температуры газов перед турбиной, приводит к золовым отложениям на
лопатках турбин и их интенсивной коррозии.
Во избежание образования отложений и коррозии содержание в топливе натрия, калия и ванадия
не должно превышать 0,5 мг/кг каждого.
Стр, б РТМ 108.022.11—83
Характеристики
Наименование и обозначение	Легкое дистиллятное топливо № 1						
	ГОСТ 10227—62			ГОСТ 4749-73		ГОСТ 305 -73	
	Т-1	ТС-1	Т-2	дз	дл	3	л
Температура вспышки tB, °C	30	28	—	50	60	35	40
Температура застывания t3, °C	— 60	— 60	-60	— 45	— 10	-35	— 10
Зольность Др, %	0,005	0,005	0,005	0,02	0,02	0,01	0,01
Коксуемость X, %	—	— —	—	0,5	0,5	—	
Содержание воды	%	0	0	0	0	0	0	0
Содержание механических примесей	%	0	0	—		—	—	
Содержание серы Sp, %	0,10	0,25	0,25	0,20	0,20	0,60	1,0
Температура выкипания доли топлива /вык,°С(%)	225 (50)	195 (50)	195 (50)	275 (50)	290 (50)	250 (50)	270 (50)
Теплота сгорания (низшая) Q*J, МДж/кг	44	44	44	42,6	44	43,4	— 11
Кинематическая вязкость при температуре vT, сСт/°С	1,5 (20)	1,25 (20)	1,05 (20)	6,0 (20)	8,0 (20)	3,2 (20)	6,0 (20)
Плотность рт, т/м3	0,80	0,75	0,75	0,82	0,84		—
Содержание кальция, натрия и калия, мг/кг	——•	—	—	<—	—•	—	
Содержание ванадия V, мг/кг		—		—	—.	—	—
3.1.10.	’При использовании дистиллятных и остаточных топлив, содержащих более 0,5 мг/кг
натрия и калия, необходимо применять водную промывку топлива. При содержании ванадия более
0,5 мг/кг следует вводить антикоррозионную присадку на основе магния, цинка или других компо-
нентов.
Дозировка магниевой присадки определяется по формуле:
HP ” nvMgnp - Vnp °"
(3.1)
где	Впр — расход присадки, кг/с;
VT и Vnp — содержание ванадия в топливе и присадке, мг/кг;
MgT и Mgnp — содержание магния в топливе и присадке, мг/кг;
Вт — расход топлива, кг/с;
nv — отношение магния к ванадию (пу=3-?-3,5).
3.2.	Системы топливоснабжения
3.2.1.	Для обеспечения эффективной работы ГТУ или ПГУ топливо до поступления в зону горе-
ния должно пройти соответствующую подготовку в системе топливоснабжения, включающей склад
жидкого топлива, оборудование обработки, подачи, регулирования расхода и распыливания топлива.
Хранение жидкого топлива должно осуществляться в металлических наружных емкостях или
подземных бетонных, облицованных изнутри металлом. В емкостях должен быть обеспечен отстой
топлива, для чего они снабжаются подогревателями, устройствами, предотвращающими перемешива-
ние топлива при наполнении емкости, и плавающими заборниками топлива, позволяющими отбирать
наиболее чистый верхний слой топлива. В линии наполнения емкостей должны устанавливаться
фильтры грубой очистки (ячейка 100—200 мкм).
Слив топлива из железнодорожных цистерн должен осуществляться на специальных сливных
эстакадах с применением закрытых сливных приборов и паровых или электрических подогревателей,
исключающих обводнение топлива.
Хранение и слив топлив, отличающихся физико-химическими свойствами, должны производиться
отдельно с полным исключением возможности их смешивания в пределах склада.
3.2.2.	Система подготовки топлива предназначена для дополнительной обработки его с целью
доведения показателей топлива до требуемых по условиям надежности и срока службы ГТУ и ПГУ.
Для предотвращения загрязнения и износа элементов системы регулирования и форсунок должны
применяться фильтры тонкой очистки, а во избежание интенсивной коррозии и заноса проточной ча-
сти должны применяться водная промывка и ввод антикоррозионной присадки.
Фильтры тонкой очистки должны обеспечивать непрерывное удаление из топлива механических
частиц размером более 20 мкм для топлив первой группы, 40 мкм для топлив второй группы и 60 мкм
для топлив третьей группы.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 7
жидких топлив
Таблица 5
	Тяжелое дистиллятное топливо А® 2					Остаточное топливо № 3					
	ГОСТ 1681—68	ГОСТ 10433—75		МРТУ 38—101—75	Сланцевое масло	Легкое		Тяжелое			
						ГОСТ 1667—68		ГОСТ 10585—63			
	Соляровое масло	ТГ	тгвк			дт	ДМ	Ф5	Ф12	М40	Ml 00
	—20 0,02 0 0,3 350 (50) 42,3 9,0 (50) 0,89	61 5 0,01 0,5 0,5 0,03 2,5 290 (50) 39,8 21,0 (50) 0,935 4	65 5 0,01 0,5 0,2 0,03 1,0 290 (50) 39,8 21,0 (50) 0,935 5.0 2	65 —15 0,05 0,8 0,1 0,02 0,5 39,8 21,0 (50) 0,92 1,0 0,5	45 —15 0,02 2,4 0,5 0,03 1,0 255 (50) 40,2 9,4 (50) 0,92	65 — 5 0,04 3,0 1,0 0,1 1,5 225 (15) 41 36 (50) 0,93 30 2,5	85 -НО 0,15 Ю 1,5 0,2 3,0 225 (10) 40 550 (50) 0,97 30 2,5	80 — 5 0,10 8 1.0 0,1 2,0 322 (30) 41.3 37 (50) 0,90 15 1,5	90 -8 0,10 10 1,0 0,15 0,8 350 (30) 41,3 93 (50) 0,94 1^ 1,5	90 10 0,15 15 2,0 1.0 0,5 — 3,5 40,6 60 (80) 0,98 60 8	по 25 0,15 17 2,0 2.5 0.5 - 3,5 40,4 115 (80) 0,99 60 8
Система водной промывки применяется для удаления солей щелочных металлов из топлива и
состоит из подогревателей, устройств дозировки воды и деэмульгатора, смесителей топлива с водой и
деэмульгатором, устройства для удаления воды из топлива.
Для подогрева топлива применяются трубчатые паровые подогреватели.
Устройство для дозировки воды состоит из емкости для хранения промывочной воды и насосов-
дозаторов. Расход воды составляет 5—10% от расхода топлива при содержании щелочных металлов
в воде не более 0,5 мг/кг.
Устройство дозировки деэмульгатора состоит из бака с мешалкой и насоса-дозатора. В качестве
деэмульгаторов применяются водные 1—5%-ные растворы поверхностно-активных веществ. Расход ра-
створа деэмульгатора обычно не превышает 0,5% от топлива.
Смеситель представляет собой герметичную емкость с мешалкой, обеспечивающей мелкодисперс-
ное дробление топлива с водой и де'эмульгатором й растворение в воде солей щелочных металлов.
Последней наиболее сложной стадией является разделение топливоводяной эмульсии, которое мо-
жет производиться в центробежных сепараторах или электродегидраторах.
В сепараторах разделение эмульсии, а также удаление механических примесей происходит в ре-
зультате действия центробежной силы при вращении барабана, в который поступает разделяемая
смесь.
В электродегидраторах разделение эмульсии происходит в электростатическом поле, способст-
вующем укрупнению капель воды и выпадению их в осадок.
Система ввода присадок состоит из емкости с перемешивающим устройством и насоса дозатора.
Топливорастворимые присадки разбавляются топливом до 5—10%-ной концентрации и могут вво-
диться в линию подачи топлива на ГТУ или в линию очищенного топлива после водной промывки.
3.2.3.	Система подачи топлива состоит из насосов низкого давления, подогревателей топлива, ра-
бочих фильтров тонкой очистки (ячейка 20—60мкм в зависимости от группы топлива), снабженных
системой регенерации.
Подогретое топливо после фильтров тонкой очистки насосами высокого давления подается в топ-
ливную систему ГТУ или ПГУ. После фильтров тонкой очистки необходимо сохранить стабильность
и чистоту топлива во избежание быстрого загрязнения защитных фильтров в системе регулирования и
перед форсунками.
Ячейка сетки защитных фильтров не должна быть меньше ячейки рабочих фильтров.
3.2.4.	Трубопроводы и арматуру после фильтров тонкой очистки необходимо изготавливать из
коррозионно-стойких материалов.
Сечение трубопроводов и арматуры выбираются из условия обеспечения скорости топлива в пре-
делах 0,5—1,0 м/с.
Стр. 8 РТМ 108.022.11—83
4.	КОМПОНОВКИ, МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ КАМЕР СГОРАНИЯ
4.1.	Выносная камера сгорания имеет отдельный силовой корпус с одной или несколькими пла-
менными трубами, расположенными параллельно или перпендикулярно продольной оси машины. Та-
кая камера легче компонуется с турбиной, удобнее обслуживается и ремонтируется.
Наличие длинных газоходов между камерой и турбиной улучшает перемешивание продуктов сго-
рания с воздухом, однако увеличивает потери напора в трубопроводах, а также вес и о аз меры ГТУ.
Выносные камеры сгорания нашли широкое применение в отечественном и зарубежном газотур-
бостроении, особенно в ПГУ с высоконапорным парогенератором. Такие камеры применены в газо-
турбинных установках ГТН-9-750 и ГТ-25-700 (ПО ЛМЗ), ГТК-10 (ПО НЗЛ), ГТЭ-35-770 (ПО ХТЗ).
4.2.	Встроенные камеры сгорания имеют общий корпус с корпусом турбины или компрессора
с одной кольцевой или несколькими отдельными пламенными трубами, расположенными параллельно
или под углом к оси турбины. Газотурбинная установка с такой камерой получается более компакт-
ной и легкой. Встроенные камеры сгорания применяются в одновальных или многовальных ГТУ про-
стого цикла без регенератора.
Встроенные камеры сгорания подразделяются на секционные, блочные и кольцевые.
4.2.1.	Секционная камера сгорания состоит из нескольких одинаковых пламенных труб, располо-
женных частично или полностью в отдельном корпусе. При такой конструкции облегчается экспери-
ментальная отработка в натурных размерах отдельной камеры сгорания. Упрощается доступ к камере
для ремонта и осмотра.
Однако в секционных камерах удлиняются пламеперекидные патрубки, усложняется их конструк-
ция и снижается надежность пламепереброса.
Секционные камеры сгорания нашли применение в транспортном и стационарном газотурбо-
строении (ГТУ фирмы «Дженерал электрик», ГТЭ-150 ПО ЛМЗ).
4.2.2.	Блочные камеры сгорания состоят из нескольких пламенных труб, расположенных в общем
корпусе.
Пламенные трубы расположены вокруг вала машины между компрессором и турбиной в первой
ступени подогрева и между турбинами высокого и низкого давления во второй ступени подогрева. Из
компрессора или турбины высокого давления-воздух и продукты сгорания поступают в общий объем
силового корпуса блока и распределяются по трактам пламенных труб. Средняя скорость воздуха
в пространстве между корпусом и' пламенными трубами принимается не более 15 м/с, что не обеспе-
чивает эффективного наружного охлаждения металла пламенных труб и требует применения слож-
ных систем охлаждения.
Газотурбинные установки с блочными камерами сгорания достаточно компактны, не имеют
длинных наружных воздухо- и газопроводов, позволяют выполнить короткие пламеперекидные па-
трубки.
По такой схеме выполнены камеры сгорания блоков высокого и низкого давлений ГТ-100-750,
изготавливаемых ПО ЛМЗ, судовые ГТУ, а также ГТУ фирм «Дженерал электрик», «Вестингауз»,
«Фиат».
4.2.3.	Кольцевые камеры сгорания имеют одну общую кольцевую зону горения, расположенную
вокруг вала машины. Они обладают рядом преимуществ перед секционными и блочными камерами
сгорания: полнее используется располагаемое сечение для зоны горения, легче происходит пламепе-
реброс между горелками при отсутствии пламеперекидных патрубков, уменьшается вес и габариты,
упрощается и удешевляется изготовление. ГТУ, снижаются потери напора.
Такие камеры сгорания нашли широкое распространение в авиационном газотурбостроении.
В стационарном газотурбостроении впервые были применены в виде дисково-кольцевой камеры сго-
рания для установок ГТ-6-750 и ГТН-16 ПО УТ/ЧЗ.
Кольцевые, камеры сгорания с цилиндрическими стенками применены в газотурбинных установ-
ках ГТН-25 (ПО НЗЛ) и ГТЭ.45 (ПО ХТЗ).
Широкое применение кольцевых камер сгорания сдерживается сложностью стендовых исследо-
ваний и доводки, рядом конструктивных и технологических особенностей, затрудняющих обеспечение
равномерного распределения воздуха по трактам и ухудшающих поле температур перед турбиной.
4.2.4.	Требование блочной поставки ГТУ, необходимость уменьшения весовых и габаритных ха-
рактеристик приводит к необходимости сокращения площади сечения пламенных труб камеры сгора-
ния. Это вызывает возрастание форсировки процесса горения.
В нефорсированных камерах сгорания ([/^^120 Вт/(м2Па)) можно применять подвод всего пер-
вичного воздуха через регистр (завихритель) при умеренном уровне скоростей и потерь напора по
трактам камеры сгорания. Такие камеры используются в большинстве эксплуатируемых приводных
и энергетических ГТУ типа ГТК-10, ГТН-6-750, ГТ-100-750, ГТ-35-770.
В форсированных камерах сгорания ((/р>120 Вт/{м2-Па)) целесообразнее применять ступенча-
тый подвод первичного воздуха по длине зоны горения, использовать более тонкий распыл топлива и
более эффективные системы охлаждения металла пламенных труб.
Такие форсировки применены в камерах сгорания ГТН-25, ГТН-16, ГТ-150 и ГТ-45.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 9
Рекомендуемые значения параметров для нефорсированных и форсированных камер сгорания
приведены в табл. 6.
Таблица 6
Основные режимные и конструктивные параметры камер сгорания при номинальной нагрузке
Камера	Топливо	Полнота сгорания Пег» %» не менее	Форсировка Вт/(м2-Па)	Потеря полного напора оп, %, не более	Коэффи- циент избытка первичного воздуха ап	Неравно- мерность температур- ного поляД/, %, не более	Средняя скорость - воздуха шв, м/с	Отношение длины КС к диаметру горелки Гц л/^гор
1 (сфорси- рованная	Газообразное Жидкое № 1, 2 Жидкое ЛЪ 3	99,5 99,0 98,0	24—120	3,0	1,2-1,6	12,0—14,0	40—50	М СП СП 1 1 1 ОО м
1 Форсиро- ванная	Газообразное Жидкое № 1, 2 Жидкое № 3	99,0 98,0 97,0	120—600	5,0	1,1—1,5	14,0—25,0	50—60	6—8 7—9 8—10
4.2.5.	Для камер сгорания, сжигающих тяжелые дистиллятные и остаточные топлива, должны
быть выполнены следующие условия:
температура факела в конце зоны горения должна быть возможно более высокой (не ниже
1000°С);
для обеспечения тонкого распыла топлива необходимо применять пневмо-механические или пнев-
матические форсунки;,
температуры подогрева топлива и воздуха должны быть возможно более высокими;
необходимо создать условия для выгорания коксового остатка, увеличивая длину зоны горения,
и обеспечить достаточную температуру и концентрацию кислорода в конце зоны горения;
во избежание коррозии и образования отложений нагара на поверхностях необходимо организо-
вать интенсивный обдув воздухом элементов пламенной трубы, выбирать соответствующий угол рас-
пыла топлива и поддерживать температуру металла не ниже 500°С.
Основные характеристики КС эксплуатируемых и проектируемых ГТУ приведены в табл. 7.
Основные характеристики камер сгорания стационарных ГТУ
Таблица 7
Наименование	ГТ-100-750 ЛМЗ		ГТЭ-35. ХТЗ	ГТК-10 нзл	ГТН-25 НЗЛ	ГТН-6 утмз	ГТН-16 УТМЗ	ГТЭ-45 ХТЗ	ГТЭ-150 ЛМЗ
	КС ВД	КС НД							
Тип камеры Число пламенных труб п, шт.	Блоч 12	ная 12	Вын< 1	осная 1	1	Колы 1	хевая 1	1	Секцион- ная 14
Число горелок на одну пламен-	1	1	8	7	12	20	20	36	1
ную трубу т, шт. Вид топлива Давление воздуха перед каме-	Жи 2,24	дкое 0,75	Газооб- разное, жидкое 0,66	0,44	Природ! 1,23	9ый газ 0,59	1,10	Газооб- разное, жидкое 0,85	Газооб- разное, жидкое 1,32
рои сгорания р, МПа Температура воздуха перед ка-	240	535	250	414	372	240	355	270	372
мерой сгорания /в, °C Средняя температура газов за	750	750	770	780	890	750	920	900	1100
камерой сгорания /г, °C Расход воздуха на ГТУ б?в, кг/с	405	439	213	85,8	162,6	47,0	89	250	561
Расход топлива на ГТУ Вт, кг/с	5,64	2,67	3,02	0,91	2,10	0,63*	1,44	4,41	12,24
Общий избыток воздуха аГбщ	5,03	9,42	4,91	5,60	5,04	4,80	4,0	3,95	3,21
Теплонапряжение сечения	70,7	68,5	76,8	88,9	67,6	90,1	58,2	100,1	225,9
В Ог — 2? 106, Вт/(м2-Па) ЛР Относительная потеря полного	2,2	2.4	2,7	2,8	4,0	2,8	1.5	3,5	5,0
напора камер сгорания Ар/р>, % Средний диаметр пламенной Tnvfiw Г)_ _ м	0,400	0,483	1,800	1,180	«мм	0,257	0,182	0,350	0,398
2 Заказ 206
Стр. 10 РТМ 108.022.11—83
Продолжение табл. 7
Наименование	ГТ-100-750 Л М3		ГТЭ-35 ХТЗ	ГТК-10 НЗЛ	ГТН-25 НЗЛ	ГТН-6 УТМЗ	ГТН-16 УТМЗ	ГТЭ-45 ХТЗ	ГТЭ-150 Л М3
	КС вд	КС нд							
Диаметр регистра горелки Dp, м	0,186	0,254	0,294	0,310	—	0,110	0,110	0,120	0,202
Длина огневой части пламен- ной трубы, м	1,38	1.6	2,87	1,18	—	0,410	0,220	0,78	1,18
Втулочное отношение регистра ^вт,	0,473	0,346	0,323	0,430	—	0,310	0,310	0,375	0,470
Система охлаждения	Щелевая		Перфо-	Вихревая завеса		Наружная		Перфо-	Щелевая
			рирован-			конвекция		рирован-	
			ная	Вихревой	Без сме-			ная	
Смеситель	Комбинированный		Сопло-		сителя	Дырчатый		Сопло-	Дырча-
	(отверстия		вой			(отверстия)		вой	тый
	и сопла)								
Материал огневой части пла- менной трубы	ЭИ435	ЭИ435	ЭИ435	ЭИ417	ЭИ868	ЭИ868	ЭИ868	Э14435	ЭИ868
4.2.6.	Для изготовления термонапряженных элементов камер сгорания необходимо применять
материалы, удовлетворяющие следующим требованиям:
иметь высокие механические качества' при рабочей температуре;
обладать высокой коррозионной, стойкостью в потоке продуктов сгорания;
иметь достаточную пластичность, допускать изготовление гнутых и штампованных деталей, хо-
рошо свариваться;
противостоять действию вибрационных нагрузок и тепловых ударов.
Материалы для основных элементов камер сгорания должны выбираться по РТМ 108.022.101—77.
4.2.7.	Большая часть элементов камер сгорания изготавливается из листового материала путем
гибки, штамповки и последующей аргоно-дуговой или контактной сварки. Сварные соединения дол-
жны быть прочными, плотными и стойкими к тепловым и вибрационным нагрузкам. Качество свар-
ных швов должно контролироваться.
При изготовлении определяющих распределение воздуха ,и топлива элементов газовоздушного
тракта, необходимо использовать приспособления для калибровки проходных площадей, обеспечи-
вающих отклонения от проектного значения не более 3—4%.
5.	ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ВЫБОРА И ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ
КАМЕР СГОРАНИЯ
5.1.	Выбор типа и компоновки камеры сгорания
5.1.1.	[1о отношению к основным узлам ГТУ выбор типа и компоновки определяется многими
факторами. Важнейшими из них являются назначение и мощность ГТУ, принятая тепловая схема и
вид используемого топлива.
Если разрабатываемая ГТУ предназначается для эксплуатации в базовом режиме, то-такая уста-
новка может выполняться по сложной тепловой схеме. Камера сгорания такой установки проекти-
руется на минимальное гидравлическое сопротивление и должна обладать достаточной надежностью
при длительной эксплуатации.
Как показывает имеющийся опыт, лучше отвечает условиям работы базовых ГТУ выносные не-
форсированные камеры сгорания. Весь воздух, необходимый для горения в таких камерах, обычно
подается через фронтовое устройство с одним или несколькими лопаточными завихрителями (реги-
страм и).
Скорость воздуха на выходе из регистра в таких камерах сгорания принимается в пределах 40—
50 м/с. При этом в однорегистровой камере сгорания тепловое напряжение сечения пламенной трубы
(форсировка) может достигать l/F=70 Вт/(м2-Па). В многорегистровой камере сгорания за счет
лучшего использования сечения и большей турбулизации потока форсировка может быть повышена
до [/г=120 Вт/(м2-Па). При выборе типа и компоновки камеры сгорания для мощной ГТУ (более
50 МВт) необходимо иметь в виду, что применение выносной камеры сгорания связано с необходи-
мостью сжигать значительное количество топлива в одном объеме, что приводит к брльшим размерам
пламенной трубы и переходного патрубка. Это обстоятельство практически исключает стендовую от-
работку выносной камеры сгорания натурных размеров.
5.1.2.	При проектировании камеры сгорания для пиковой или полупиковой ГТУ необходимо учи-
тывать, что основными предпосылками должны быть высокая термоэластичность, хороший доступ для
осмотра и быстрой замены пламенных труб, быстрый и надежный запуск. Газотурбинные установки
для покрытия пиковых нагрузок могут выполняться по простому циклу для работы на газообразном
или сравнительно легком жидком топливе. В этом случае наиболее рационально компонуются блоч-
ные, секционные или кольцевые камеры сгорания.
РТМ 108.022.11—83 Стр. И
5.1.3.	В.случае необходимости сокращения размеров камеры сгорания, т. е. увеличения форсиров-
ки более 120 Вт/(м2-Па), применение регистровых горелок с подачей всего воздуха, необходимого
для горения, через фронтовое устройство не может обеспечить требуемых условий смешения и стаби-
лизации.
Ступенчатый ввод воздуха в зону горения через один или несколько рядов отверстий на пламен-
ной трубе позволяет достигнуть форсировки 300 Вт/(м2-Па) и более.
5.2.	Горелочные устройства
5.2.1.	По виду сжигаемого топлива горелочные устройства можно классифицировать на горелки
жидкого топлива, газообразного и комбинированные.
5.2.2.	По принципу смесеобразования их можно разделить на горелки предварительного смеше-
ния (кинетические), с раздельной подачей воздуха и топлива (диффузионные), с частичным смеше-
нием (диффузионно-кинетические).
5.2.3.	В качестве воздухонаправляющего устройства могут быть использованы лопаточные завих-
рители (регистры) или плохообтекаемые тела любой формы (втулка, конус, уголок).
5.2.4.	Наибольшее распространение получили комбинированные горелки диффузионного типа.
Они имеют регистр с пережимом и раздачей газа через отверстия в центре горелки и жидкого топли-
ва через форсунку по оси горелки. Эти горелки наиболее компактны, надежны, просты в изготовле-
нии (черт. 1).
Комбинированная горелка
1 — газ: 2 — воздух обдувочный; 3 — жидкое топливо
5.2.5.	В газотурбинной практике преимущественно применяются лопаточные завихрители (реги-
стры), в которых закрутка воздушного потока производится по закону рл = const, т. е. когда угол уста-
новки сохраняется постоянным по длине лопаток.
Применяются следующие виды регистров, классифицируемые по выходной поверхности кромок
лопаток (черт. 2):
плоские (₽к=180°);
конические (рк = 0-4-180°);
цилиндрические (рк = 0°).
Все перечисленные регистры выполняются как с прямыми лопатками,
ными.
так и с профилирован-
2*
Стр. 12 РТМ 108.022.tl—83
В последнем случае должны быть предусмотрены прямые участки со стороны входа и выхода
воздуха. Для конструктивной прочности регистра толщина лопаток выбирается в зависимости от его
диаметра в пределах от i до 4 мм.
Типы регистров
По А - А
по Б-Б
1 —- плоский; 2 — конический; 3 — цилиндрический
Черт. 2
5.2.6.	Угол выхода потока воздуха из регистра для плоских и цилиндрических регистров практи-
чески можно считать равным углу установки лопаток (vn=₽.i). В конических регистрах угол выхода
потока равняется полусумме углов установки прямых лопаток, измеренных в двух плоскостях: перпен-
дикулярной и параллельной оси регистра
vB=0,5(? +₽в).	(5.1)
Положительные результаты получены при эксплуатации регистров с консольными лопатками. Та-
кие регистры более технологичны, не боятся коробления лопаток, менее склонны к нагарообразова-
нию у втулки. При использовании газообразного топлива эти регистры можно применять с газовыми
РТМ 108.022.11—83 Стр. 13
насадками, выдающими топливо в межлопаточное пространство. На черт. 3 приведена горелка жид-
кого топлива, оснащенная подобным регистром.
Оптимальными углами выхода потока являются углы в интервале 30о^рл^50о. Наибольшее рас-
пространение получили регистры с рл=45°. Увеличение углов закрутки не дает существенного увели-
чения турбулентности.
Горелка жидкого топлива
1 — воздух на обдув; 2 — жидкое топливо
5.2.7.	В регистре должно быть предусмотрено перекрытие одной лопатки другой. Перекрытие
у обода определяется по формуле
—-1.	(5-2).
где	пл — ч исл о л оп а ток;
Н — высота обода, м;
Dp — диаметр регистра, м;
/< = 0,05-4-0,15.
^Рекомендуется применять конический пережим на выходе из регистра, создающий условия, спо-
собствующие лучшему, перемешиванию-тепл-ивовоз душной....смеси Обычно пережим устанавливается
под углом 45° йвысотой 10—20 мм.
Следует иметь в виду, что при окончательном расчете диаметр регистра не должен превышать со-
отношения -у—- < 0,5.
*-'пл
Стр. 14 РТМ 108.022.11—-83
5.3.	Форсунки
5.3.1.	Распиливание и распределение жидкого топлива в зоне горения осуществляется форсунка-
ми, которые подразделяются:
на механические одно- и двухступенчатые;
на пневмомеханические;
на пневматические и аэрационные.
5.3.2.	В механических форсунках дробление топлива осуществляется за счет потенциальной энер-
гии давления. Для удовлетворительного распыла минимальный перепад давления топлива не должен
быть ниже 0,5—1,0 /МПа, а максимальный — ограничивается конструктивными данными насосов и ус-
ловиями прочности топливного оборудования и обычно не превышает 4—5 МПа. Поэтому рабочий
диапазон (или кратность регулирования) расходов одноступенчатых механических форсунок не пре-
вышает 2,0—2,5. Для увеличения кратности регулирования применяются двухступенчатые форсунки.
Недостатком этих форсунок является ухудшение дисперсности распыла со снижением производи-
тельности.
Такие форсунки применены в камерах сгорания ГТ-100-750, ГТ-25-700, ГТ-35-770.
5.3.3.	Пневмомеханические форсунки для дробления топлива используют потенциальную энергию
топлива и распыливающего агента (воздуха или пара). Расход распыливающего агента обычно со-
ставляет от 5 до 50% от топлива, а давление его должно не менее чем в 1,8—2,0 раза превышать
давление воздуха в камере сгорания.
Пневмомеханические форсунки имеют кратность регулирования значительно большую, чем меха-
нические (достигает 6—8).
Дисперсность распыливания значительно меньше зависит от расхода топлива, однако эти фор-
сунки требуют дополнительных затрат на распиливающий агент.
Эти форсунки применены в высоконапорных парогенераторах и вынесенных камерах сгорания
ГТ-35-770 ПО ХТЗ.
5.3.4.	Пневматические форсунки для распыливания топлива используют только энергию распыли-
вающего агента, поэтому расход его составляет от 50 до 100% от топлива. Перепад давления топ-
лива используется для его транспортировки и составляет до 0,5 МПа. Дисперсность распыливания
топлива при увеличении его расхода ухудшается вследствие снижения доли распиливающего агента.
Давление распыливающего агента принимается такое же, как для пневмомеханических форсунок.
5.3.5.	Все форсунки должны снабжаться защитными фильтрами с ячейкой не более 0,1—0,2 раз-
мера минимального сечения топливных каналов форсунки (обычно применяются сетки с ячейкой
0,1—0,2 мм).
5.3.6.	Распыливающие элементы форсунок должны изготовляться из материалов износо- и корро-
зионно-стойких.
Класс точности изготовления распыливающих элементов выбирается из условия разброса расход-
ных характеристик форсунок не более 5% для вынесенных многогорелочных камер, не более 3% для
блочных и кольцевых (для двухступенчатых форсунок соответственно не более 4 и 2% на ступень).
Окружная неравномерность плотности орошения не должна превышать 10%, а разброс углов
раскрытия факела комплекта форсунок—не более 5%. Износ распылителей определяется по изме-
нению расходной характеристики более чем на 10%, увеличению неравномерности орошения более
чем на 15%, появлению видимых на глаз «усов» в факеле распыливания.
Ресурс работы распылителей должен быть не менее 1000 ч для стальных и 5000 ч для твердо-
сплавных.
5.4.	Запальные устройства
5.4.1.	В отечественном стационарном газотурбостроении наибольшее применение нашли факель-
ные запальники электроискрового типа. От электрической искры на свече воспламеняется факел
пускового топлива, поступающего из магистрали природного газа или из баллонов сжиженного. Фа-
кел запальника через лопатки завихрителя или отверстия в головной части пламенной трубы вво-
дится в зону воспламенения. Основное топливо (жидкое или газообразное) подается и воспламе-
няется после появления запального факела.
5.4.2.	На черт. 4 представлено запальное устройство, применяемое в камерах сгорания ГТУ, вы-
пускаемых ПО НЗЛ. В трубе, разделенной продольной перегородкой на две части, устанавливается
автомобильная свеча и газораспределительная трубка для подвода пускового газа. Воздух поступает
в трубу через систему отверстий за счет эжекции газовой струи. Запальник устанавливается перед
лопатками регистра и транспортирует факел от свечи до среза трубы и дальше через лопатки реги-
стра воспламеняет основной газ.
Аналогичная система зажигания применена в камерах сгорания ГТУ, выпускаемых УТМЗ. За-
пальник смонтирован в стволе горелки. Воздух и газ поступает в трубу через отверстия из газовой
и воздушной полостей.
Воспламенение запального газа производится свечой поверхностного разряда, после чего запаль-
ный факел проходит по центральной трубе и воспламеняет основной газ.
РТМ 108.022.П—83 Стр. 15
Запальник факельный ПО НЗЛ
1 — свеча; 2 — газ; 3 — воздух
Черт. 4
Стр. 16 РТМ 108.022.11—83
Запальник факельный ПО Л М3
5.4.3.	На черт. 5 представлен запальник, применяемый в камерах сгорания ПО J17V13. В этом за-
пальнике используется принцип транспортировки факела. В хвостовую часть запальника, где в торце
установлена автомобильная свеча, через калиброванное отверстие подается запальный газ. В эту же
зону тангенциально вводится воздух от постороннего источника или за счет естественного перепада
давления на горелочном устройстве из воздушного объема камеры сгорания.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 17
Внутри трубы такого запальника по всей длине с выходом за срез трубы возникает устойчивый,
стабилизированный закруткой факел, который и поджигает основное топливо.
5.4.4.	В настоящее время в авиации широко применяются системы зажигания высокой энергии
с электрическим разрядом на электродах свечи 2 Дж и более. Этой энергии вполне достаточно для
непосредственного зажигания искрой основного топлива.
Головка запальника ГТ-35
1 — газ; 2 — воздух; 3 — свеча
Черт. 6
Такие системы (ТКНМ-26-6 и ТКНЦ) вполне могут быть использованы в стационарном газотур-
бостроении.
5.4.5.	На черт. 6 приведен запальник факельного типа, установленный на ГТ-35-770 производства
ПО ХТЗ. Топливный газ подводится к головке запальника отдельной трубкой и вводится через два
отверстия, расположенных до запальной свечи и после нее. Воздух для горения поступает через
окна в конусе запальника и отверстия на переходном конусе. Запальник устанавливается перед ло-
патками регистра. После воспламенения газа, поступающего из первого отверстия малого диаметра,
факел увеличивается за счет подвода газа из второго отверстия и транспортируется к срезу регистра,
где он зажигает основное топливо.
5.5.	Методы охлаждения стенок пламенных труб
5.5.1.	Стенки пламенных труб камер сгорания ГТУ при сжигании топлива подвергаются значи-
тельным тепловым нагрузкам и относятся к наиболее напряженным элементам ГТУ,
3 Заказ 206
Стр. 183РТМ 108.022.11—83
Длительный срок службы и надежность пламенной трубы достигается рациональной конструк-
цией, обеспечивающей свободное тепловое расширение ее элементов, и- эффективным охлаждением
стенок до заданного температурного уровня.
Следует иметь в виду, что чрезмерно интенсивное охлаждение стенок пламенной трубы (до тем-
пературы ниже 500°С) приводит к возможности отложения кокса в этих зонах при работе на жидком
топливе.
Для охлаждения стенок пламенных труб могут применяться различные методы, использующие
теплоотвод с внутренней (заградительное) и с наружной стороны (конвективное), а также комбини-
рованный.
5.5.2.	При создании высокофорсированных камер сгорания ГТУ важное значение приобретает
вопрос о выборе оптимального типа охлаждения стенок пламенной трубы. При этом основные крите-
рии оценки систем охлаждения с точки зрения предъявляемых к ним требований можно сформулиро-
вать следующим образом:
уровень максимальной температуры металла;
степень неравномерности температуры металла;
сложность конструкции и технологичность изготовления;
свойства материала пламенной трубы.
Для современных и перспективных конструкций пламенных труб предлагается в основном исполь-
зовать два принципа охлаждения: заградительное и конвективное. Причем наибольший эффект до-
стигается при сочетании всех принципов.
5.5.3.	Наибольшее распространение в настоящее время получило заградительное охлаждение
в силу простоты и достаточной эффективности (черт. 7). Конвективный тепловой поток с внутренней
стороны пламенной трубы может быть направлен как от стенки пламенной трубы, так и к ней в за-
висимости от температуры среды в пограничном слое. Рациональной может быть признана конст-
рукция, в которой температура-пограничного слоя меньше температуры стенки. В этом случае стано-
вится возможным конвективный отвод тепла от стенки пламенной трубы. Для увеличения коэффи-
циента теплоотдачи с внутренней стороны струя охлаждающего воздуха должна вводиться со значи-
тельной скоростью вдоль стенки пламенной трубы.
В связи с тем, что струя охлаждающего воздуха постепенно размывается, температура газа на
границе пристенного пограничного слоя увеличивается и уменьшается коэффициент теплоотдачи. Этот
вид охлаждения, создающий мощную заградительную струю охлаждающего воздуха вдоль стенки,
может быть основным и обеспечить необходимый температурный уровень металла, как это выпол-
нено в камерах сгорания УТМЗ. Для увеличения охлаждающего эффекта струи воздуха может при-
меняться закрутка потока, как это выполнено в камерах сгорания НЗЛ.
5.5.4.	Охлаждение пламенной трубы конвекцией с наружной стороны может улучшаться за счет
увеличения наружной поверхности пламенной трубы и коэффициента теплоотдачи с наружной сто-
роны, что достигается повышением скорости охлаждающего воздуха или интенсификацией процесса
теплообмена путем применения ударного охлаждения, срыва и отсоса пограничного слоя.
5.6.	Конструкция пламенных труб
5.6.1.	В пламенных трубах, применяемых в камерах сгорания ГТ-100-750, состоящих из отдель-
ных обечаек, охлаждение осуществляется воздухом, вводимым через кольцевые щелевые зазоры ме-
жду двумя соседними обечайками. Одновременно этот же воздух ограждает стенку от горячих газов.
Обечайки пламенной трубы в этом случае выполняются либо цилиндрическими разного диаметра,
либо одинаковыми конусными с утлом конуса 4—5°. Из конструктивных соображений зазоры между
обечайками обычно составляют не менее 3,5—4,0 мм. Длина обечайки (обычно 15—20 калибров щели)
может быть получена расчетом с учетом условия обеспечения необходимого температурного уровня
стенки.
Организация кольцевых каналов может быть выполнена различными способами: если сочленен-
ные обечайки незначительно перекрывают друг друга, охлаждение осущёствляется за счет загради-
тельных струй; если смежные обечайки образуют кольцевой канал на значительной длине — основное
охлаждение осуществляется конвекцией в канале. Соединение обечаек между собой и выдерживание
одинакового зазора осуществляется гофрированными вставками из тонкостенной полосы. Последняя
увеличивает поверхность теплообмена и интенсифицирует теплопередачу.
_ 5.6.2. Во многих камерах сгорания нашли применение пламенные трубы, изготовленные из штам-
пованных обечаек, сочлененных между собой.
Две соседние штампованные обечайки пламенной трубы образуют кольцевую камеру. Охлаждаю-
щий воздух поступает через круглые отверстия, расположенные по окружности на наружной обечай-
ке. Слой заградительного воздуха выходит из кольцевой щели между внутренней и наружной обечай-
ками, образуя пленку относительно холодного воздуха на поверхности, подверженной непосредствен-
ному действию пламени. Длина охлаждающего участка должна составлять /Охл = (204-25)d0TB.. где
диаметр отверстий равен 3—6 мм. Рассматриваемая конструкция пламенной трубы обеспечивает точ-
ную дозировку охлаждающего воздуха. Для усиления конвективного теплообмена с наружной сто-
роны рекомендуется повышать скорость в кольцевых каналах до 30—50 м/с. Дальнейшее улучшение
предлагаемой конструкции пламенной трубы связано с технологией изготовления обечаек. Предпочти-
тельна конструкция щели, выполненная без применения сварки из одной заготовки.
Схема для расчета температуры стенки при заградительном охлаждении
Черт. ,
РТМ 108.022.11—83 Стр. 19
Стр. 20 РТМ 108.022.11—83
5.6.3.	Высокоэффективной является ударно-заградительная система охлаждения, представляющая
собой двухстенную перфорированную конструкцию, образованную большим, числом отверстий малого
диаметра на обеих стенках. Охлаждение осуществляется за счет конвективного теплообмена при ло-
бовом ударе струи, вытекающей из отверстия наружной стенки, и распространении воздуха к выходным
отверстиям внутренней стенки. Вытекающий из отверстий внутренней стенки воздух создает равно-
мерную заградительную пленку со стороны зоны горения и препятствует контакту продуктов сгора-
ния с металлом.
Эффективность данной системы охлаждения при постоянной скорости и расходе воздуха будет
увеличиваться при уменьшении шага отверстий и расстояния между стенками. Это в свою очередь
приводит к уменьшению диаметра отверстий, возрастанию их количества и усложнению конструкции,
поэтому обычно принимается оптимальное технологически оправданное соотношение между размера-
ми элементов. Такая система охлаждения применена в вынесенных камерах сгорания ГТ-25-700 ?t
ГТ-35-770 ПО ХТЗ и ряде других камер специального назначения.
5.6.4.	Интенсификация теплообмена с внутренней стороны может быть достигнута применением
способа охлаждения закрученным воздушным потоком. Основная особенность этого способа состоит
в том, что закрученный пристеночный поток воздуха сохраняет свою устойчивость на всем протяже-
нии пламенной трубы и изолирует ее от факела (черт. 8).
Закрутка охлаждающего воздуха осуществляется с помощью специального регистра, установлен-
ного за переходным конусом фронтового устройства. Угол закрутки потока регистром лежит в диа-
пазоне 45—80°. Внутренний диаметр этого регистра DBh2 == (0,64-0,7) £>пл. Направление закрутки бе-
рется противоположным по отношению к регистрам основных горелок. Угол рл регистра должен соот-
ветствовать углу раскрытия 2£к переходного конуса, необходимо, чтобы £л^рк. Втулочное отношение
этого регистра равно 1,15—1,20.
Конструкции пламенной трубы с интенсификацией теплообмена с наружной стороны показаны на
черт. 9.
В первом случае увеличение коэффициента теплоотдачи осуществляется срывом пограничного при-
стенного слоя поперечными ребрами. Ребра представляют собой концентрические валики различного
сечения (круглые, треугольной или четырехугольной формы). Шаг между ребрами составляет 50—
70 мм, высота от 1 до 5 мм. Для компенсации тепловых расширений ребер их необходимо подрезать.
Во втором случае увеличивается поверхность теплообмена при помощи продольных ребер.
5.7.	Смесители
•5.7.1	. Смеситель является составной частью камеры сгорания и предназначен для перемешивания
высокотемпературных газов и воздуха с целью снижения их температуры перед газовой турбиной до
заданной. В условиях работы ГТУ процесс перемешивания должен заканчиваться на коротком уча-
стке и обеспечить заданный профиль температуры газа при входе на лопатки турбины. При этом со-
противление смесителя должно быть минимальным.
В практике газотурбостроения наибольшее применение нашли смесители, в основу которых зало-
жен принцип струйного процесса смесеобразования. По этому принципу работают дырчатые, сопло-
вые и вихревые смесители.
5.7.2.	В дырчатых и сопловых смесителях воздух вводится через отверстия в стенках пламенной
трубы в количестве, соизмеримом с количеством газов в сносящем потоке, а кинетическая энергия
охлаждающего воздуха превышает энергию поперечного газового потока в несколько раз. Струи
охлаждающего воздуха размываются в поперечном потоке, ограниченном стенками смесителя, для ко-
торого отношение радиуса камеры к диаметру струи в устье не превышает R/d^.5. Поэтому для по-
токов многоструйных процессов смесеобразования в сильно ограниченных пространствах нельзя вос-
пользоваться существующими методами расчета струй, разработанными для распространения струи
в свободном поперечном потоке. Приходится использовать в основном экспериментальные данные
и производить доводку смесителей на машине, причем, как правило, доводка ведется с отработкой
процессов горения, так как опытами установлено, что работа смесителя в решающей степени зависит
от организации процесса горения топлива и аэродинамической структуры потоков в камере.
Практика показала, что для получения поля температур газов, приемлемого для безопасной ра-
боты газовой турбины, необходимо охлаждающий воздух подавать таким образом, чтобы он мог про-
никнуть в горячие газы до их центральной части. Струи воздуха должны близко подходить к оси сме-
сителя, но пересечение их нежелательно, так как при этом происходит вытеснение горячих продуктов
сгорания к стенкам, а в центре образуется переохлажденная зона, вследствие чего процесс смесеоб-
разования сильно затягивается, т. е.
4г- ~ 0,4 0,5.
^ПЛ
5.7.3.	Опыт доводки и эксплуатации камер сгорания показал, что для камер сгорания малых диа-
метров (£)пл^400 мм) можно применять дырчатые смесители. В этом случае кинетическая энергия
струй достаточна для хорошего смешения потоков на небольшом участке
Дырчатые смесители выполняются с круглыми отверстиями и устанавливаются в камерах малого
диаметра. Эти смесители могут выполняться двухрядными с параллельными или реже шахматным
РТМ 108.022.11—83 Стр. 21
Схема для расчета температуры стенки камеры сгорания с охлаждением
закрученным потоком воздуха
Черт. 8
Стр. 22 РТМ 108.022.11—83
Способы охлаждения пламенных труб

Черт. 9
РТМ 108.022.11 —83 Стр. 23
расположением отверстий. При параллельном расположении отверстий перемешивание потоков про-
исходит на более коротком участке и с меньшей затратой энергии, чем при шахматном. Смесители
с овальными отверстиями применяются в камерах несколько большего размера, так как овальные
струи воздуха более устойчивы к размыву, а следовательно, обладают большей пробивной способно-
стью. Отверстия выполняют с соотношением сторон 1/3—1/5.
5.7.4.	Сопловые смесители применяются в камере сгорания с диаметрами пламенных труб
Рпл>400 мм, так как энергии струи при обычных скоростях 40—60 м/с недостаточно для обеспечения
хорошего смешения. Для увеличения глубины проникновения струй в сносящий поток прибегают
к установке патрубков (сопел). Патрубки могут быть цилиндрическими или овальными различной
высоты. Во избежание обгорания переднюю кромку патрубков срезают под углом 30—45°.
Для эффективного перемешивания* газов с воздухом на коротком участке необходимо охлаждаю-
щий воздух вводить мощными струями, поэтому количество струй не должно быть больше 6—12. При
малых отверстиях пробивная способность струй падает, а длина пути перемешивания увеличивается.
5.7.5.	В камерах сгорания ПО НЗЛ нашли применение вихревые смесители.
Из кольцевого канала охлаждающий воздух двумя плоскими струями, вытекающими навстречу
одна другой, поступает в зону смешения. При соударении этих струй в поперечном сечении камеры
образуются четыре вихря, центральные зоны которых из-за пониженного давления заполняются про-
дуктами сгорания. Интенсивный массообмен внутри каждого вихря и между вихрями приводит к вы-
равниванию температуры газов за смесителем.
В настоящее время разработаны следующие конструктивные варианты вихревых смесителей:
с прямоугольными вырезами, с прямоугольными вырезами и лопаточным аппаратом в кольцевом
канале, с трапецеидальными вырезами и лопаточным аппаратом в кольцевом канале.
Вихревые смесители с лопаточным аппаратом применяются в камерах сгорания серийных газо-
турбинных установок НЗЛ, в которых воздух подводится в камеру через боковые патрубки, .располо-
женные в головной части камеры. Из кольцевого канала между пламенной трубой и прочным кор-
пусом первичный’воздух поступает в зону горения через малые и большой завихрители фронтового
устройства, а вторичный, двигаясь в направлении, близком к осевому через кольцевой канал, ограни-
ченный экраном и пламенной трубой, проходит к смесителю.
6.	ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КАМЕР СГОРАНИЯ
Расчет камеры сгорания начинается с определения характеристик топлива, продуктов сгорания
и общебалансных показателей. Тепловой расчет подразделяется на общий и позонный. В общем
расчете определяются характеристики продуктов сгорания за камерой, а в позонном— в сечениях по
длине зоны горения.
6.1.	Исходные данные для расчета камер сгорания
В состав основных исходных данных входят следующие параметры:
расход воздуха на камеру сгорания GB, кг/с;
давление воздуха перед камерой рв, МПа;
температура воздуха Тв, К;
средняя температура продуктов сгорания за камерой Г, К;
тип топлива, его элементарный состав, температура Тт, К;
коэффициент полноты сгорания топлива (принятый) т]Сг;
температура и относительный расход пара или воздуха на распыл топлива Тп, К, ррагп, кг/кг.
При позонном расчете задаются в первом приближении величинами полноты сгорания топлива
7?сг.п коэффициентов избытка воздуха аш- в сечениях по длине камеры сгорания.
Кроме того, могут быть заданы: потери давления в камере сгорания о; теплонапряженность сече-
ния или объема UF и Uv\ неравномерность температурного поля АТ; допустимый уровень темпера-
туры металла 7.
6.2.	Расчет характеристик топлив и продуктов сгорания
6.2.1.	Различные группы жидких и газообразных топлив отличаются физико-химическими свой-
ствами, однако состоят из одинаковых компонентов .или их соединений: углерода, водорода, серы, кис-
лорода и азота (Ср, Нр, Sp, Ор и Np).
Низшая теплота сгорания топлива (кДж/кг) может быть определена лабораторным путем или по
соотношениям:
для жидкого топлива
Qp = 339 Ср + 1030Нр + 109 (Sp — Ор)~ 25,1 №р;	(6.1)
для газообразного топлива,
Qp = 127 СО + 108Н2 + 359СН, + 598С2Н4 + 638С2Н6 + 91ЗС3Н8 + 232H2S;
6.2.2.	Теоретическое количество воздуха (кг/кг):
для жидкого топлива
£0 = 0,115 Ср + 0,342 Нр + 0,0431 (Sp - Ор);
(6.3)
Стр. 24 РТМ 108.022.11—83
для газообразного топлива
£0 = (0,5СО + 0,5Н, + 2СН, + S f /п +	СтНя + 1,5H,S - О.Л .	(6.4)
\	"	V ▼ /	/ Pro
При сжигании топлива в.окислителей отличающимся от воздуха содержанием кислорода теорети-
ческое количество окислителя пересчитывается по формуле
где О2г— содержание кислорода в окислителе (процент по весу).
6.2.3.	Количество трехатомных газов при ап и т]сг (кг/кг):
для жидкого топлива:
ZROa = 0,0371 (СР + 0,375 Sp) т1сг;	(6.6)
для газообразного топлива
£R0, = (СО + со2 + СН4 +	+ H2S) °-0196,icr .	(6.7)
2	PrQ
6.2.4.	Количество водяных паров (кг/кг):
для жидкого топлива:
ZH,0 =	+ 0,01 Wp) ъг + 0,016 ап£0 + £расп;	(6.8)
для газообразного топлива:
£н,0 = (Н2 + 2СН4 + S-£- СтНл+Н25 4-Н3о)-5^32-+ 0,0161 ап£0.	(6.9)
6.2.5.	Количество азота (кг/кг):
= 0,768 ап£0 + 0,01 N27jcr.	(6.10)
6.2.6.	Количество кислорода (кг/кг):
£Oj = 0,232£0(l ~ ^сг) + 0,232£0(ап —• 1) + 0,0Ю^сг.	(6.11)
6.2.7.	Количество топлива
Лт=1~>1сг.	(6.12)
В формулах (6.1) — (6.12) приняты следующие обозначения:
С₽, Нр, Sp, N2, Ор, .ITp — содержание углерода, водорода, серы, азота, кислорода и влаги на ра-
бочую массу в жидком топливе (процент по весу); .
СО, Н2, СН4, H2S, Н2О, N2, СО2 — содержание окиси углерода, водорода, метана, сероводорода,
воды, азота и углеродистого газа в«газообразном топливе (процент по объему);
?го = (0,09Н2 + 1,25СО + 0,716СН4 + 1,25С2Н4 + Е (0,536m + 0,045/г) СтНя +
+ 1,52H,S + 1,96СО2+ 1,43О2 + 1,25N2 + Q,804H20)0,01
— плотность газообразного топлива (кг/м3) при нормальных условиях.
6.2.8.	Массовые доли каждого компонента продуктов сгорания
г — Lro> • г — £н»° • г —	• г —	. г — —
КО» ~~ £г ’ Н3О £r ’ С\3 £г ’ ГО, ~ £г ’ Лт“ £г ’
где	L>r -г-	~j— 7^ •4“	''Ь 7T при дп — 1 и т;сг = I, T.Q* 0 и 0.
6.2.9.	Средняя массовая теплоемкость чистых продуктов сгорания при ап=1 и т]сг=1 (кДж/кг)
CPr = CPROj rRO, + СРИг0 ГН,0 + CPNt ГN,-	(6.15)
6.2.10.	Плотность чистых продуктов сгорания при ап=1 и Псг=1 (кг/м3) и нормальных условиях
Рго = 1,96rROj + 0,804rHiO + 1,25гку	(6.16)
6.2.11.	Плотность воздуха и чистых продуктов сгорания при температуре Тг и давлении рг (МПа)
(6.13)
(6.14)
где р0=0,0981 МПа.
РТМ 108.022.П—83 Стр. 25
6.2.12.	Средняя массовая удельная теплоемкость (кДж/кг) и плотность продуктов
(кг/м3) при ап>1
4> (ап 1) ^р.в 4	4- 1) срт
&Г а	аП^0 + 1	*
сгорания
(6.18)
273рг
7*г (ап^-о + 1) Ра
[1э293Л0(ап~1) + (£0+1)?го].
(6.19)
Значения теплоемкостей компонентов определяются по приложению 1.
6.3.	Балансовые характеристики
6.3.1.	Тепловой баланс камеры сгорания складывается из тепла, внесенного с воздухом, топливом
и распыливающим агентом, тепла, выделенного при горении, й тепла, вынесенного с продуктами сго-
рания:
OBiB 4- B?Q ^сг 4“ 5TZT 4- ^т^расп4 = GriT.	(6.20)
Здесь
G&~
Ог4 = B?Lq (an — 1) 4.г 4"	(^0 4" 1) 41,	(6.21)
где	4i = £prI(Л — 273); h.r = cp^^Tr — 273) при ап=1 и температуре Тт.
6.3.2.	Из уравнения (6.18) получим соотношение для определения избытка воздуха:
__ Qh Ticr 4* 4 4- ^₽»вт44' 4>4.г — (14 T.Q) 41
— w..,_ .....................-_.................
('в.г - i„)
Расход топлива (кг/с)
Св
впЛ>
(6.22)
(6.23)
6.3.3.	При позонном тепловом расчете для принятых длин in/ зон пламенной трубы задаются
в первом приближении долями расходов или площадей для прохода воздуха через стенки в зонах
G	F
m	—1L— или m: —	.	(6.24)
С^ОХЛ “Г Ч10Ж	*охл -Г-Г дож
Расходы воздуха в зонах определяются в первом приближении
или
Ощ=ор + Одож +2
1
i
Т’р.ВЫХ 4“ Лдож +W охл
Оп1 = О,---------ъ-—!---------
г обш
где ki = 0,14-1,0 (доля воздуха, участвующего в процессе горения в зонах);
/П£ = 0~1,0 (доля воздуха, поступающая через стенки в зонах);
i — текущий номер зоны.
6.3.4.	Избыток воздуха в зоне
(6.25)
(6.26)
(6.27)
а
6.3.5.	Коэффициент полноты выгорания в зонах в первом приближении принимаем по формуле:
i
/	(6.28)
т<сг = Ь—£	‘ Дг.
Где	Вт == «П-* ^4 = 1 П’РИ ®кр»
ап)
Вг ==-4т> kr == — при anf < аКр.
акр	акр
Критическое значение избытка первичного воздуха определяется условием	и харак-
теризует совершенство смесеобразования камеры. По опытным данным можно принять аКр= 1,14-1,3.
4 Заказ 206
Стр. 26 РТМ 108.022.11—83
Используя уравнение теплового баланса для отдельных зон, определяем температуру продуктов
сгорания
Qh ^сг 4“	4“ 4- ЯрасгНп
(14” Ло) ^рф 4* (ani О ф
(6.29)
где
cph и ср ъ
кф кв.ф
при температуре
— средние массовые удельные теплоемкости чистых продуктов сгорания
Тф.
II
воздуха
«г
Учитывая слабую зависимость теплоемкости от температуры, в первом приближении для ее оп-
ределения можно воспользоваться приближенной температурой
(6.30)
Во втором приближении теплоемкости определяются при температуре, определенной по формуле
(6.29).
I 7’ _/ ’ I
Если ——?—— >0,01, расчет необходимо повторить в третьем приближении (в зависимости от
^Ф
необходимой точности расчета).
Следует иметь в виду, что позонный тепловой расчет необходимо повторить после расчетов гид-
равлического и выгорания, если выдерживаются соотношения:
(6.31)
Схема и пример-теплового общего и позонного расчетов приведены в табл. 1, 2 и 5 приложе-
ния 3.
7.	КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТ
7.1.	Расчет выполняется с целью определения геометрических параметров камер сгор-ання и под-
разделяется на поверочный и конструкторский.
Поверочный расчет производится для известных или заранее принятых геометрических характе-
ристик камеры и определяет форсировку процесса горения UF, избыток первичного воздуха ап и сред-
нюю скорость воздуха по трактам £’в.
Для определения этих характеристик необходимо найти площади элементов камеры сгорания.
7.1.1.	Площадь пламенной трубы (м2):
для цилиндрической — Fni = 0,785 £)2л;
для кольцевой — Fni = 0,785 (Z)2 —).	^-1)
ПЛН	ПЛВН
7.1.2.	Площадь регистра на выходе (м2)
Fp.B„ = 0,785 (О' - <£) cos 3, -	.	(7.2)
7.1.3.	Площадь отверстий первичного воздуха (дожигания) (м2)
= 0,785 d* лДОж-	(7.3)
»	ДОЖ Дил	'	’
7.1.4.	Площадь системы охлаждения (м2):
для перфорированных систем —Foxa —0,785 d2xi лохл;
для щелевых — Гохл = 3,14
7.1.5.	Площадь смесителя (м2)
FCM== 0,785 d^n^.	(7.5)
7.1.6.	Площадь кольцевого канала (м2)
FK.K = 0,785 Р*-Гпл.	(7.6)
В формулах (7.1) — (7.6) приняты следующие обозначения:
^пл5 ^ллн; £>плвн: До Ор—диаметры соответственно цилиндрической пламенной трубы, наруж-
ный и внутренний кольцевой пламенной трубы, корпуса камеры
сгорания и внутреннего регистра, м;
^дожэ ^см — диаметры втулки регистра, отверстий первичного воздуха (дожига-
ния), отверстий охлаждения и смесителя, м;
РТМ 108.022.11—83 Стр. 27
И л, Ндож>
и /?щ — средний диаметр и высота щели, м;
6л и ₽л — толщина и угол наклона лопаток регистра;
Иохл, Ясм, Пщ — число лопаток регистра, отверстий дожигания-,
щелей, шт.
Форсировка процесса горения (Вт/(м2-Па))
j г _
охлаждения, смесителя и
7.1.8.
Значение избытка первичного воздуха в первом приближении
°п =
Средняя скорость воздуха по трактам (м/с)

ГДе	обш * р.вых “Г * дож i Т70хл
Средняя скорость и форсировка связаны соотношением (м/с):
__ __ U G - Т Т Т ____ П О'? 1/ Сп7*в
*кс
U' Г'р^'ОбШ7 в’
см*
(7.10)
Потеря полного напора (%)
°л — ^3^рЯ0бщ^КС ^в^р*
Здесь ₽р = /?пл//?общ — степень раскрытия пламенной трубы;
скс — коэффициент сопротивления камеры;.
Ц
kw = 0,278 • 103	м3 • Па (Дж • К) ;
/гз = 0,18Л2., кг-м3-Па/(Дж2-К).
Как видно из формул (7.10) и (7.11), для сохранения неизменной скорости воздуха по трактам
и сопротивления камеры при увеличении форсировки необходимо пропорционально уменьшать сте-
пень раскрытия пламенной трубы, что приводит к ухудшению рабочих характеристик камеры.
Поэтому в высокофорсированных камерах следует увеличивать среднюю скорость по трактам,
не допуская снижения степени раскрытия ниже 2—3.
Схема и пример расчета приведены в приложении 3.
7,2. Конструкторский расчет выполняется для определения основных геометрических размеров
камеры при заданных значениях теплонапряжения UF или Uy, средней скорости по трактам жъ, из-
бытка первичного воздуха ап и потери полного напора оп-
Значения этих величин принимаются по табл. 6.
7,2.1. Площадь Пламенной трубы (м2)
>	Фн^ТТ<СГ
пл--- Тт «
рук
Суммарная площадь трактов пламенной трубы (м2)
(7.12)
^кс
2 А Ркс
Степень раскрытия пламенной трубы должна удовлетворять соотношению
рв
(7.13)
Я __ пл
?р Л)бЩ
Площадь тракта первичного воздуха (м2)
(7-14)
*р
2Д/>ксР» *
(7.15)
В
S5X ------------ -ZZZ
пе₽ К’врв п
7.2.5.	Принимая доли расхода воздуха на регистр /пр = -д?— и на охлаждение /Похл = ^охл/^в,
находим площади этих трактов (м2)
р. ВЫХ =-- lllpl пер И * ОХЛ	общ*
(7.16)
4*
Стр. 28 РТМ 108.022.11—83
7.2.6.	Площадь отверстий первичного воздуха (м2)
Fдож = 7**nep Fр. вых •
7.2.7.	Площадь отверстий смесителя (м2)
Л:1 = ^*общ 7*пер	7*охл*
7.2.8.	Площадь кольцевого канала (м2)
<7К к
где 6к.к — расход воздуха в кольцевом канале, кг/с;
&’к.к — скорость воздуха в кольцевОхМ канале, м/с.
Для противоточной схемы принимаем в первом приближении
(7.17)
(7.18)
(7.19)
(7.20)
»
для прямоточной схемы
Скорость воздуха в кольцевом канале принимается от 10 до 40 м/с.
7.3. Расчет основных размеров камеры сгорания
7.3.1.	После определения площадей находим геометрические размеры основных элементов ка-
меры.
Диаметр пламенной трубы (м)
(7.21)
7.3.2.	Диаметр корпуса камеры (м)
= У да + + 28пл)3 + 28‘’
(7.22)
где бп.1 и бк — толщины стенок пламенной трубы и корпуса.
7.3.3.	Внутренний дПа метр регистра (м)
£>р = V -л7^7 рявых----+ ^т+А2-2б/атД + /Ь
Р у 0,780 cos Зд игор лкс 1 вт ।	вт. ।
(7.23)
где Fp. вых — площадь регистров на выходе, м2;
лгор — количество горелок на камере, шт.;
якс — количество камер сгорания, шт.;
^зт—диаметр втулки, м;
А =	' - параметр, м;
пл — число лопаток;
ол—толщина лопаток, м.
Диаметр регистра должен удовлетворять соотношению
27)р < апл.
Если 2£>р>£>пл, то принимается Dp = 0,5 £>Пл.
7.3.4.	Диаметр отверстий первичного (дожигающего) воздуха (м)
ОДои< = 0,2О„л-^-1/-^ (-+ 1).
дож » лл рпл Г рв \ Ргбдож /
7.3.5.	Диаметр отверстий смесителя (м)
(7.24)
(7.25)
(7.26)
где	Лсм — коэффициент смесителя;
Ог = (*лД) + 1)Вт — расход продуктов сгорания, кг/с;
= 0,40 — 0,45— для дырчатого смесителя;
РТМ 108.022.11—83 Стр. 29
kc = Лд
см см
— дЛЯ соплового смесителя;
ЛСОпл — высота сопла, м.
7.3.6.	Количество отверстий первичного воздуха и смесителя для одной пламенной трубы
____7 дож_
д 0,785икс
см
"" 0.785Dc2MnKC •
7.3.7.	Наибольшее распространение в практике газотурбостроения получили системы струйно-за
градительного (щелевое) и ударно-заградительного (двустенная перфорация) охлаждения.
7.3.8.	Показателем конструкции системы охлаждения является коэффициент живого сечения (от
ношение суммарной площади отверстий или щелей к площади стенки):
/ ст
принимается от 0,01 до 0,05 (чем величина меньше, тем на охлаждение расходуется меньше
воздуха при одинаковой температуре металла).
Диаметр отверстий наружной стенки при перфорированном охлаждении определяется из условия
глубины проникновения струи в зависимости от скорости воздуха и расстояния между стенками:
“отвя «ст Wb •
Величина йн принимается в пределах (0,01—0,03) £)пл в зависимости от размеров камеры, а так-
же от конструктивной возможности выдержать достаточно равномерный зазор канала по длине и
окружности Коэффициент £ст= 15—25.
Диаметр отверстий на внутренней обечайке (м)
Wbh _ А /7н
отв котв“отв,
где £Отв= 1,04-2,0 при условии Sh=SBh-
Средний шаг отверстий (м) находится из соотношения
0,885#ОТВ
Количество отверстий равно
^отв
Fст   ~ ^пл^-пл
S2 S2
Площадь отверстий охлаждения (м2)
0„ = 0,785^тв птл.
(7.30)
(7.31)
(7.32)
(7.33)
7.3.9.	При щелевом струйно-заградительном охлаждении количество щелей принимается из ус-
ловия:

(7.34)
где коэффициент Лщ=0,2—0,5.
Высота щели принимается в пределах йщ= (0,014-0,03)7)Пл.
Площадь щелей (м2)
7?охл = -^ш«щ(Опл4-28<;г-|-Лщ),	(7.35)
где 6СТ — толщина металла стенки, м;
Лщ—высота щели, м;
пщ—количество щелей, шт.;
Ain —диаметр пламенной трубы, м.
7.3.10.	Длину зоны горения (м) в первом приближении можно принять
7-пл 7р7)р,	(7.36)
где величина /р прийимается по приложению 1.
Схема и пример расчета приведены в табл. 3 приложения 3.
Стр. 30 РТМ 108.022.lt— 83
8. РАСЧЕТ ТОПЛИВОРАЗДАЮЩИХ УСТРОЙСТВ
8.1. Расчет газового насадка
8.1.1. Наибольшее распространение в газотурбострении нашли струйные насадки, обеспечиваю-
щие удовлетворительное перемешивание при проникновении струи газа на определенную глубину сно-
сящего потока воздуха на выходе из межлопаточного канала регистра.
Глубина проникновения* круглой струи в поперечный поток может быть определена по формуле
Г А Q A WV ( рг \0’5
sin З а —— —)
** м г W . \ оа I
р.вых \ « В /
*
(8.1)
Здесь
ks — опытный коэффициент, зависящий от расположения газовых отверстий и оп-
ределяемый по опытной зависимости
^ = 1,2($ЛР;
(8.2)
₽.м — угол между осями струи газа и потока воздуха;
S— шаг отверстий, м;
W и Wp.Bwx — скорости газа и воздуха, м/с;
рг и рв — плотности газа и воздуха, кг/м3.
Ширина сносящей струи воздуха на выходе из регистра
(8*>
где рк — угол наклоне кромки лопатки регистра к оси камеры,...°.
8.1.2. Из соотношений (8.1) и (8.2) в конструкторском расчете получаем формулу для определе-
ния размера отверстий
^вт) ^-п wp / ?Г \0,5	(g
г	2k s sin Эк sin 3M LA wc \ p8 /
На основании опытных данных оптимальные отношения
-^ = 1,54-2,5 и 4е- = 0,1 -?0,5.
“'р	*-л
Количество газовых отверстий
аотэ =--------,	(8.5)
0	0,785 rf;^r?T	4	7
где Вт — расход газообразного топлива, кг/с.
8.1.3. Давление газообразного топлива перед горелкой определяется давлением среды в камере
сгорания и разностью потерь напора на регистре и газовой горелке (Па)
Рг—Рв “F &Ргор ^Ррег*	(&6)
Потеря напора воздуха на регистре определяется в гидравлическом расчете (Па)
vO
АРрег^рее-ЛГ^-	(8-7)
Потеря
напора газа в горелочном устройстве состоит из суммы потерь в газовом насадке и кор
пусе горелки
ДРгор —	2
2	2
„ ^п?г	WnPr
См 2	‘ ?тр 2
Коэффициент сопротивления газового насадка с отверстиями можно определить по формуле
где
(8.9)
РТМ 108.022.11—83 Стр. 31
Потери в корпусе горелки складываются из потерь на трение и местных потерь.
Коэффициент сопротивления трения
<8Л°)
Коэффициенты местного сопротивления зависят от формы участка и принимаются по справоч-
ным данным в пределах от 0,5 до 1,5.
При поверочном расчете при данных размерах отверстий газового насадка определяется скорость
газа на выходе из насадка и потери напора в горелке. Схема и пример расчета приведены в табл. 6
приложения 3.
8.2.	Расчет форсунок механического распыла
8.2.1.	Основные параметры форсунок, определяющие их область применения, рабочие характери-
стики и эксплуатационные требования, подразделяются на рабочие, конструктивные и техноло-
гические.
8.2.2.	К рабочим параметрам форсунки относятся:
Дрт = Рт — Рв —перепад давления распыливаемой жидкости и воздуха в камере сгорания, МПа;
рт — плотность распыливаемой жидкости, кг/м3;
vT — вязкость распыливаемой жидкости, м2/с;
от — поверхностное натяжение распыливаемой жидкости, кг/с2;
Вт — производительность форсунки при номинальном давлении распыливаемой жидко-
сти, кг/с;
рф — угол конуса раскрытия факела, принимаемый как угол между касательными
к границам факела в устье форсунки,...0;
бшах — максимальный диаметр капли в факеле распыленной жидкости, мм.
8.2.3.	Основными конструктивными параметрами, определяющими ее гидравлические и дисперс-
ные характеристики, являются:
dc — диаметр сопла, мм;
D3 — диаметр камеры завихривания по окружности, к которой оси тангенциальных каналов явля-
ются касательными, мм;
Dn — полный диаметр камеры завихривания, мм;
/к — площадь поперечного сечения тангенциального канала, мм2;
пк — количество тангенциальных каналов, шт.;
hK — высота тангенциального канала, мм;
b — ширина тангенциального канала, мм;
/с — длина, сопла, мм;
/к— длина тангенциального канала принимается по длине участка, расположенного-между перпен-
дикулярами к внутренним кромкам канала, мм;
йк,3— высота камеры завихривания, мм.
8.2.4.	К основным технологическим параметрам относятся:
марка материала, из которого изготовляются детали распылителя;
шероховатость поверхностей распиливающих элементов;
размеры полей допусков, обеспечивающие получение расчетных рабочих параметров в процессе
изготовления;
посадки, обеспечивающие легкую сборку, надежную работу форсунки, а также возможность за-
мены деталей в процессе эксплуатации.
8.2.5.	Целью расчета форсунок является определение основных геометрических и технологических
параметров форсунки по заданным рабочим параметрам (конструкторский расчет) или определение
рабочих параметров по заданным геометрическим и технологическим параметрам (поверочный ра-
счет).
8.2.6.	Оптимальное преобразование потенциальной энергии жидкости в кинетическую энергию
струи и наиболее полное использование потенциальной энергии для дробления жидкости на капли
имеет место, когда удовлетворяются следующие соотношения геометрических размеров:
dc = (0,25-? 0,9) D3\ nKfK > O,1Z)2; пк > 2; /с = (0,1 ~ 0,4) dc; \ 3 = (1 ~ 5) Лк; lK>b. (8.11)
8.2.7.	При расчете форсунок принимается, что режим течения жидкости находится в автомодель-
ной области и расход форсунки (кг/с) определяется зависимостью:
Вт = ^:/д^;,	(8.12)
где коэффициент К определяется в зависимости от вязкости, и производительности форсунки по при-
ложению 2.
8.2.8.	Масштаб форсунки М определяется в зависимости от основных конструктивных параметров
форсунки:
(8.13)
Стр. 32 РТМ 108.022.11—83
8.2.9.	Геометрическая характеристика, определяющая соотношение осевой и тангенциальной ско-
ростей на выходе из сопла форсунки и угол раскрытия факела, вычисляется по зависимости
8.2.10.	Угол раскрытия факела форсунки определяется по формуле
8.2.11.	Для расчета максимального диаметра, отнесенного к пробе из 100 капель на максималь-
ном угле (радиусе) раскрытия при распыливанпп воды, используется формула
- 0.3	.
(S.16)
8.2.12.	Расчет максимального диаметра капли на радиусах меньше максимального осуществляет-
ся по зависимости:
^т&х—Г ^шах »
где бщах-г—максимальный диаметр капли на радиусе орошения;
бтах — максимальный диаметр капли на максимальном радиусе орошения.
8.2.13.	В соответствии с п. 8.2.11 максимальный диаметр капли при производительности форсунки
ниже номинальной может определяться по формуле
А — ?	1
°max &
(8.18)
8.2.14.	Пересчет дисперсности распыливания с воды на реальное топливо производится в зависи-
мости от рабочей вязкости
и поверхностного натяжения топлива по формуле
Smax-т = Sm3x( 0,1	+ if5 (с-^)0’5 ,
\ 'вод / \ствод /
(8.19)
где бщах-т — максимальный диаметр капли при распыливании топлива;
о — поверхностное натяжение (для дизельного топлива при /т = 20°С, от = 30-10“3 кг/с2, для
воды Овод=73-1О-3 кг/с2);
v — кинематическая вязкость (для дизельного топлива при /т = 20°С, vT = 20-10~6 м2/с, для
ВОДЫ Х’ВОд= 1 • 10~б м2/с).
8.2.15.	Исходными данными для конструкторского расчета форсунки являются:
производительность форсунки Вт, кг/с;
угол раскрытия факела рф;
перепад давления топлива перед форсункой Др;
плотность топлива рт, кг/м3; вязкость vT, м2/с;
поверхностное натяжение от, кг/с2;
диапазон регулирования, %;
размер капель максимального размера на характерных нагрузках и радиусах орошения бтах юо, мм.
8.2.16.	В соответствии с п. 8.2.7 определяется масштаб форсунки, необходимый для получения
заданного расхода
М =
Вт
К]/~&Рт?т ’
(8.20)
8.2.17.	Проверяется возможность удовлетворения требований качества распыливания по форму-
лам (8.16) —(8.18).
Если требования по качеству распыливания не удовлетворяются, то необходимо их согласовать
с условиями горения путем изменений давления топлива и масштаба форсунки, применения форсунок
других типов (двухступенчатых, пневмомеханических, пневматических) или изменения условий сжи-
гания с целью снижения требований к качеству распыливания топлива.
8.2.18.	После согласования масштаба форсунки, давления топлива и требований к дисперсности
производится расчет геометрических параметров форсунки. Вначале определяется геометрическая ха-,
рактеристика форсунки по заданному углу раскрытия факела в соответствии с формулой (8.15).
(8.21)
8.2.19.	В соответствии с формулами (8.13) и (8.14) определяется диаметр сопла распылителя (мм)
44 = /м/А2+ 1.5 .
(8.22)
РТМ 108.022.11—83 Стр. 33
На этом этапе расчета возможно округление расчетного диаметра сопла с целью применения
стандартных размеров сверл. Это округление диаметра сопла не отражается на .точности расчета рас-
ходной характеристики форсунки. Некоторые отклонения могут быть только в угле раскрытия фа-
кела. Эти отклонения можно проконтролировать по формулам (8.13), (8.14).
8.2.20.	По конструктивным соображениям в соответствии с формулой (8.11) выбирается соотно-
шение dJDz и рассчитывается диаметр камеры завихривания (мм)
D3 = (l,2-?4)dc.	(8.23)
8.2.21.	В соответствии с п. 8.2.9 вычисляется общая площадь тангенциальных каналов (мм2)
.^’2 £>0,8
(8.24)
Исходя из общей площади тангенциальных каналов по конструктивным и технологическим сооб
раженпям в соответствии с формулами (8.11) выбирается количество, ширина, высота и длина тан
генциальных каналов.
8.2.22.	Диаметр камеры завихривания (мм) определяется по формуле
£>„== (1,02^1,05) £>3 + *,
(8.25)
где b — ширина тангенциального канала.
8.2.23.	Расчет распыливающих элементов двухступенчатой механической форсунки осуществляет-
ся в соответствии с порядком расчета, Приведенным в пп. 8.2.15—8.2.22, и соблюдением всех указаний-
в п. 8.2.6 для каждой ступени отдельно. Разбивка общей производительности форсунки на ступени
производится исходя из. назначения и условий применения форсунки в камере сгорания. Производи-
тельность первой ступени, размещаемой в центральной части форсунки, обычно составляет от 10 до
50% общей производительности.
Углы раскрытия факела обеих ступеней при расчете принимаются равными. Наружный диаметр
сопла первой ступени должен быть выполнен так, чтобы как можно меньше загромождал сопло вто-
рой ступени. При отношении наружного диаметра сопла первой ступени к диаметру второй ступени
более 0,6 угол раскрытия факела и производительность второй ступени будут отличаться от расчет-
ного значения в меньшую сторону.
8.3.	Расчет пневмомеханической форсунки
8.3.1.	Расчет может выполняться как поверочный или конструкторский в зависимости от цели
расчета и имеющихся исходных данных. Поверочный расчет проводится при известных геометриче-
ских размерах распыливающих элементов форсунки и выполняется с целью определения производи-
тельности форсунки, расхода распыливающего агента и дисперсности распыла. При конструкторском
расчете определяются геометрические размеры каналов при известных параметрах сред и расходах
топлива и распыливающего агента.
В качестве исходных данных при поверочном расчете задаются размерами каналов распыливаю-
щих элементов, физическими константами и параметрами топлива и распыливающего агента. Схема
поверочного расчета и пример приведены в табл. 8 приложения 3.
8.3.2.	Расчет проводится в следующем порядке
Находится геометрическая характеристика топливных каналов и пневматической части форсунки:
д  Рз Fс   0,785D3rfc	/g 2g\
£?С	VL	ЛКЛК^К
где dc и D3 — диаметры сопла и камеры завихривания;
пк, и Ьк — число, высота и ширина тангенциальных каналов;
Fc и Fh —площади сопла и тангенциальных каналов.
8.3.3.	Оптимальные отношения размеров и площадей каналов для топливной части можно при-
нять в пределах: £>3.т/^с.т = 1,54-4,0 и Ркл/Гсл —1,04-2,0
Геометрическая характеристика с поправкой на трение в каналах может быть определена по
формуле
Аз = 1 + (D3/rfc - 1) •	(8‘27)
где лтр—коэффициент трения;
kA — опытный коэффициент (&д=5).
Коэффициент трения в каналах можно определить по формуле
(со	\п 95
Ле 4- 1000) *	(8.28)
Здесь Д — относительная шероховатость поверхности каналов.
Число Рейнольдса, отнесенное к соплу форсунки, равно

Заказ 206
(8.29)
Стр. 3+ РТМ 108.022.11—83
8.3.4.	Скорость истечения топлива (м/с) из сопла форсунки можно принять по формуле
т
Скорость истечения распиливающего агента равна:
wp ^р9п 9 рр •
(8.31)
г- « Рв Г 1	/ Рп 1
Здесь 7П —1—( —)	—приведенный расход распиливающего агента;
рх, Рв, Рр— давления топлива, воздуха и распиливающего агента, Па;
&р— коэффициент (для пара Ар= 1,99, для воздуха kp — 2,14);
__	273 Рр
Рр — ?ро —т"~~  -плотность распиливающего агента.
„	1 р ро
8.3.0.	Коэффициент расхода для топливных и пневматических каналов:
=  <8-32>
э.т
где и п — опытные коэффициенты (для топлива Ai='3,0 и п=0,45, для распиливающего агента
= и п=1).
8.3.6.	Расход топлива определяется по формуле
Вт — 2826 wT	(8.33)
Расход распиливающего агента определяется по формуле
Ор = 2826шрРрур^р.	(8.34)
8.3.7.	Угол раскрытия топливного факела можно определить по формуле
?ф — 2^э.ту
(8.35)
где ро = 604-70° — опытный коэффициент.
8.3.8.	Дисперсность распыла с учетом взаимного влияния сред можно определить по опытной за-
висимости
^5 ^с.т ,(хт
(8.36)
где Re3 = Рет + ^7рРер;
ks = 1 — коэффициент влияния сред;
Яр~о~ — относительный расход распиливающего агента;
k\ = 400 — опытный коэффициент для капли максимального размера.
9. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
9.	1. В процессе работы камеры сгорания неизбежно теряется часть полного напора воздуха при
движении рабочего тела, и подводе тепла в зоне горения. Кроме того, распределение потоков воздуха
по трактам элементов камеры происходит вследствие разницы статических напоров и коэффициентов
их сопротивлений.
Гидравлический расчет производится с целью определения разности полных напоров в сечениях
камеры и действительных расходов воздуха, проходящего через элементы трактов камеры при задан-
ных площадях (поверочный расчет), или проходных площадей элементов при заданных расходах
(конструкторский расчет).
Уравнения потерь напора по трактам
9.	L1. Разность полных напоров между люоыми точками тракта движения рабочего тела (Па)
равна сумме перепадов статических и динамических напоров
2	2
ДРкС = Я, -	---------ДРст + ДРдин.
(9.1)
9.1	.2. В зоне горения потеря статического напора складывается из гидравлических и тепловых
потерь (Па)
Д /?ст = Д Ргидр ^Рх*	2)
РТМ 108.022.11—83 Стр. 35
9.1	.3. Гидравлические потери в свою очередь разделяются на потери от трения и местные (на
элементах тракта) (Па)
& /?гидр	Ртр “Г" Р
9.L	4. Потеря напора на элементах камеры (Па)
^Рм ~~2 Рв,
(9.3)
(9.4)
где £п—коэффициент сопротивления, отнесенный к скорости wB. Коэффициенты местного сопротив-
ления определяются по опытным данным, а коэффициент сопротивления трения пропорционален
длине участка и равен
= Чро»	(9.5)
где лТро =f(Re).
Зависимость коэффициента трения £тр от числа Рейнольдса и относительной шероховатости мо-
жет быть определена по формуле
}тр0—+ Re + 1000
(9.6)
9.1.5.	Поступающий в камеру сгорания воздух разделяется на первичный (необходимый для сго-
рания топлива) и вторичный (идущий на охлаждение стенок и смешение с продуктами сгорания).
Первичный воздух может разделяться на доли, идущие на стабилизатор (регистр) и на отверстия рас-
пределенного подвода (дожигания).
Для составления системы уравнений потерь напоров следует определить схему движения рабочего
тела по параллельным трактам, имеющим общие начальное и конечное сечения. При общем расчете
такими сечениями являются входное и выходное сечения патрубков, а при позонном — принятые сече-
ния в зонах по длине камеры.
Для определения искомых параметров составляются уравнения потерь статических напоров по
трактам в виде суммы потерь (Па)
Lm У>т
т₽ Dm 2 ?т'
(9-7)
Такие уравнения составляются для каждого тракта, и система уравнений решается методом по-
следовательных приближений.
9.1.6.	В качестве исходных данных для расчета используются результаты теплового общего, теп-
лового позонного и конструктивного расчетов.
При расчете необходимо задать расход воздуха GB, расход топлива /5Т, теоретический расход воз-
духа £0, плотности воздуха рв и продуктов* сгорания рг. Из конструктивного расчета берутся длина
£пл и диаметр пламенной трубы РПл, втулочное отношение регистра пвт, угол наклона лопаток рл,
площади входного патрубка Fn, регистра на выходе Гр.вых, смесителя FCVh кольцевого канала
пламенной трубы £ПЛ, суммарной площади отверстий охлаждения и дожигания Принимается ве-
личина коэффициента смесителя Асм-
Из теплового позонного расчета берем число и длину зон пламенной трубы Li, площади для про-
хода воздуха в зонах Fgi и плотности продуктов сгорания рф1- в первом приближении.
9.1.7.	Распределение воздуха по длине пламенной трубы определяется в зависимости от проход-
ных площадей зон.
При поверочном расчете после разбивки длины пламенной трубы на зоны определяются доли
проходных площадей стенок в зонах:
По известным значениям проходных площадей находятся расходы воздуха, проходящего через
стенки в зонах в первом приближении:
(9.9)
При конструкторском расчете задаются долями расходов воздуха, проходящего через стенки
в зонах
(7дож 4“ ^охл
(9.10)
.5*
Стр. 36 РТМ 108.022.11— 83
Проходные площади стенок в зонах & первом приближении находят по формуле (9.8) при задан-
ном значении гт. Величина nti должна быть всегда больше 0, а сумма их по зонам равна 1.
9.1.8.	Расчет начинается с определения средней скорости воздуха по трактам
(9Л1)
Определяем расходы воздуха в первом приближении на регистр G'p, смеситель G'cu и в сечениях
пламенной трубы Q'nl (кг/с):
(9-12)
см	.
rt
G-nt = Q'v + ^Qgi.
Приближение более точно для нефорсированных камер сгорания.
Определяем расход воздуха в кольцевом канале в первом приближении (кг/с):
i
G'K к = Ор +	—для противоточных камер, кг/с;
(9-13)
G'K,к = С?см~Ь llfigi — для прямоточных камер, кг/с.
1
9.2.	Коэффициенты сопротивления
9.2.1.	Основу расчета составляет определение коэффициентов местного сопротивления элементов
камеры.
Коэффициент сопротивления регистра на выходе определяется по эмпирической зависимости, по-
лученной на основании опытных данных
г₽.вЫх = (9.4 + 8/гвт)ода?-ч
(9.14)
9.2.2.	Коэффициент сопротивления отверстий на перфорированной стенке
(9.15)
Входящие в соотношение (9.15) коэффициенты и отношения площадей можно принять?
f Sr п \0’9
а' = 0,0251-^4 -
\ «отв /
F
_ ота_=0 785 отв
f	S2 *
1 с.т	*^с.р
9.2.3.	Коэффициент сопротивления щелей охлаждения по опытным данным
(9.16)
Коэффициент сопротивления отверстий подвода воздуха на горение определяется по формуле
(9.15) для перфорированной стенки.
9.2.4.	Коэффициент сопротивления отверстий смесителя по воздушной стороне на основании
опытных данных
(9.17)
где Ас — 6,0—для отверстия без насадка;.
Дс == 6,6 — для отверстия с насадком.
9.2.5.	Потеря напора на смесителе по газовой стороне
Д Ам =	— РгЛи ~	k* + Д
Г * i * I * ПЛ
(9.18)
РТМ 108.022,11—83 Стр. 37
Скорости газов на выходе в смеситель, выходе из смесителя, в кольцевом канале и отверстиях
смесителя можно принять:
(9.19)
Тангенс угла «наклона вектора скорости потока к оси отверстия смесителя:
tg?a, = 0,6^.
1 к.к
(9.20)
Согласно приведенным выше зависимостям без учета потерь на трение получим коэффициент со-
противления смесителя по газовой стороне
9.2.6.	Коэффициент сопротивления кольцевого канала определяется по формуле, полученной для
щелевого охлаждения.
Коэффициент теплового сопротивления равен:
(9.22)
где k = 2,2 — опытный коэффициент, определяющий п-ю долю теплового сопротивления до сече-
ния i.
9.3.	Порядок расчета
9.3.1.	Потеря статических напоров в параллельных трактах камеры сгорания складывается из
местных потерь в кольцевом канале, горелке, системе охлаждения, отверстиях дополнительного воз-
духа, смесителе и пламенной трубе (Па),
Д Ат =	+ *Pf + Д Ахл + Д А + ДАм + Д Ал-	(9.23)
Потеря полного напора (Па) равна
ДА = ДАт + Д А.
Потери статических напоров на указанных выше элементах (Па)
Потеря статического напора от трения в пламенной трубе (Па)
д ______________________________________ ^тр^л / G$ Вг 4- Gg \2
Изменение динамических напоров по зонам (Па) равно
(9.24)
(9.25)
(9.26)
(9.27)
9.3.2.	Соотношения (9.23) — (9.27) суммарных потерь напора пр трактам в п-х зонах образуют си-
стему уравнений, неизвестными в которых являются потерн напора Дрп и расходы воздуха на ре-
гистр бр, смеситель GCM « тракты до и-го сечения (G^; Gg2...Ggn) при поверочном расчете или про-
ходные площади регистра Рр.Вых, смесителя FCM и трактов до n-то сечения (Fgi; Fgz...Fsn) при кон-
структорском расчете:
Замыкающим уравнением является соотношение
или
i
(9.28)
I
Система уравнений решается методом последовательных приближений на ЭВМ.
Стр. 38 РТМ 108.022.11—83
Расчет считается законченным, если выдерживается соотношение (в процентах) для поверочного
расчета
100 < 14-2.
(9.29)
Приближения корректируются по формуле
9.3.3.	Расчет заканчивается определением избытка воздуха в сечениях, потерь статического и пол-
ного напоров в сечениях камеры и коэффициента сопротивления камеры по формулам:
an = ^₽+^L; Ост = 4^100%; ап.= -^М00%; 5к.с = Д^.	(9 30)
Рв	Рв	W 0в	'	'
В приложении 3 приведены схема и пример поверочного гидравлического расчета камеры сго-
рания.
10.	РАСЧЕТ ВЫГОРАНИЯ ТОПЛИВА
10.1.	Исходные данные
10.1.1.	Обеспечение достаточно высокого значения полноты выгорания топлива при заданных ре-
жимных параметрах и жестких ограничениях в размерах камеры является сложной задачей. Теоре-
тическое описание всей совокупности уравнений физико-химических процессов в камере сгорания, не-
обходимое для разработки метода расчета горения, выполнить практически невозможно, поэтому
в инженерную методику расчета выгорания топлива вносится ряд упрощающих допущений:
процесс развивается в осевом направлении без учета радиальной неравномерности параметров
(одномерная задача);
выгорание определяется лимитирующей наиболее медленной стадией суммарного процесса го-
рения;
влияние теплообмена капли с ограничивающими поверхностями камеры не учитывается;
распределение элементарных объемов раздробленного топлива принимается по статистическому
закону распределения (формула Розин — Рамлера);
принимается неизменность физико-химических констант топлива в процессе горения;
изменение фракционного состава жидкого топлива определяется по линейной экстраполяции кри-
вых разгонки трех групп топлива;
величина коксового остатка жидкого топлива принимается по усредненным данным лаборатор-
ных анализов групп топлива;
при комбинированном использовании газообразного и ряда видов жидкого топлива в расчет* вво-
дится наиболее тяжелое жидкое топливо;.
"расчет выгорания газообразного топлива производится по стадиям смесеобразования или кине-*
тики, а жидкого или твердого топлива по выгоранию элементарной частицы;
расчет выгорания должен производиться по зонам (сечениям по длине камеры) после выполнения
теплового, конструктивного и гидравлического расчетов методом последовательных приближений.
10.1.2.	Расчет выгорания в зависимости от конечного результата может быть поверочным или
конструкторским. В первом случае определяется кривая выгорания т]сг=f(Lni) при заданной общей
длине, а во втором—длина камеры £пл при заданной конечной полноте выгорания т]Сг-
В качестве исходных данных при расчете задаются:
длины участков (зон) пламенной трубы Lni и общая длина £пл при поверочном расчете или ко-
нечная величина выгорания т]Сг при конструкторском;
площадь поперечных сечений пламенной трубы в зонах Гп(м2) при поверочном расчете или Uf
(Вт/(м2-Па)) при конструкторском*;
расход топлива Вт(кг/с) и теоретический расход воздуха Lq из общего теплового расчета;
температура топлива Гт, К;
плотность топлива рт, кг/м3;
температурный интервал разгонки /ро (К),параметр группы топлива М.т и коксуемость пк (прини-
маются по опытным данным в зависимости от группы топлива по табл. 8);
Таблица 3
Параметры выгорания для трех групп топлива
Номер группы	К	Мт	Пк, %	рт, кг/м3	^нач, °C
1	150—200	960	0,5—1,0	800—850	150—160
2	200—290	1650	1,0—3,0	850—950	160—220
3	290—720	3400	3,0—20,0	950—1050	220—250
РТМ 108.022.11—83 Стр. 39
средняя температура продуктов сгорания Т$п (К), их плотность рФл (кг/м3) и избытки воздуха сп
в зонах, которые берутся из первого приближения позонного теплового и гидравлического расчетов;
характерный начальный размер капли 6Н0 или объема топлива и относительная начальная ско-
рость истечения т>но принимаются из расчета горелки (форсунки или газового насадка).
10.2.	Расчет выгорания капель
10.2.1.	Расчет выгорания производится по зонам с использованием расчетных параметров преды-
дущих зон в последующих.
Определяется число Нуссельта для капли топлива при его относительном движении:
Nu„ = 2 + 0,6Re0.5,
(W.1)
где Ren =—-— ----------текущее значение числа Рейнольдса.
Ил
По заданным значениям параметров продуктов сгорания и геометрическим размерам находятся
средние скорости газов в зонах:
гл
(3пД) 4~ 1) &Т
Л1рфл
(Ю.2)
Затем определяется время пребывания продуктов сгорания в зонах:

Текущее значение скорости частицы в зонах находится по формуле
nt
'Я’Чр V®-5
п п ПРл П-,
?1,5 ,
^(ЗЛ-1)
гпе А _ 43Хп(7ф-7т)
где zij —
Ил
Находим параметр испарения топлива Еп по формуле
р ___ 0’8Nu-”‘tl,P«//’d
. >2 Д).5
Относительный размер
частицы в конце зоны находим по формуле
г — 1 _L In /1 _ КГф- 273) Е„]0,9 У
Л4Т
Текущий размер капли
равен:
Текущее относительное
п п л+1*
выгорание частиц топлива в зонах находим по формуле
0,25
fa = \ 1 — е л / яг
(10.3)
(10.4)
(10.5)
(10.6)
(Ю.7)
(10.8)
где опытная константа Вг=34-6, &г=1 при ап>акр.	при ап<«Кр.
акр
10.2.2.	Абсолютная величина коэффициента полноты выгорания топлива в зонах находится с уче-
том относительного выгорания по длине камеры:

(10.9)
где г—номер зоны.
Для первой зоны (/=1) полнота выгорания топлива в предыдущей нулевой зоне равна нулю
hcro=0), что отражает действительную картину развития процесса.
Расчет выгорания ведется для каждой зоны по значениям относительной скорости vn и размеру
частицы 6ЭТ, полученным для предыдущей зоны.
При поверочном расчете вычисления полноты выгорания по зонам заканчиваются величиной ?iCTrn
соответствующей последней зоне при условии
п
=	(Ю.Ю)
1
Стр. 40 РТМ 108.022.11—83
10.2.3.	В конструкторском расчете вычисления по зонам заканчиваются при достижении неравен-
ства
^сграсЧ **1сгзад»
а длина пламенной трубы определяется из соотношения
п
7<ПЛ ---	7»,
1
(10.11)
где Д£— дополнительная длина пламенной трубы, соответствующая выгоранию от величины Псгзад до
^сграсч (nP^ их равенстве Д£ = 0).
Для нахождения полной длины пламенной трубы определяется относительное выгорание на уча-
стке ДА:
^сграсч ^сгзад
= —т—:--------
1 ^зад
(10.12)
Затем находится относительный размер частицы в этой зоне из уравнения (10.9)
Размер частицы в начале зоны равен
§	_ °прася
"зад х.
Находим параметр испарения из формулы (10.6)
[ (I - /'-') м]1,1
Г ф	273
(10.13)
(10.14)
(10.15)
Принимая значение Нуссельта для последней зоны, находим время пребывания на участке Д£:
.	»-25Ея?т8^Х-5
п₽я 4Nu"
(10.16)
Длина участка вычисляется по скорости в последней зоне
np/twrrt
(10.17)
10.3. Расчет выгорания коксовой частицы
10.3.1. При наличии в топливе коксового остатка проверяется неооходимость расчета его выго-
рания.
Находим размер коксовой частицы (м) по формуле
”кРт У7* й
100 ?к ) Ч»
(10.18)
где рт, рк — плотность топлива и кокса.
Сравниваем размер частицы топлива в последней зоне с размером коксовой частицы.
При условии бк^бн расчет не производится.
При условии бк>бн производится расчет выгорания коксовой частицы.
Расчет начинается в зоне, где выполняется неравенство:
Путем линейной экстраполяции по размерам частиц находится зона начала выгорания коксовой ча-
стицы (м)
г _ т	+ \
(10.19)
Таким образом, зона начала выгорания коксовой частицы делится на два участка: Lnl—Lk-^-rq
образования коксовой частицы и LK — после образования.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 41
Линейной экстраполяцией находим в зоне коксового остатка температуру газов, плотность и из-
быток воздуха
(T*t г*<+1) 4 + если гф;>гф/+1’
Рк - (Pi+1 - Pi)	+ Р,-. если .р(+1 > р(;
aK = (a, + i— я,) £i 7-11  + ai, если a/ + i>az.
(10.20)
(10.21)
(10.22)
10.3.2.	По полученным значениям параметров определяется скорость газов шГ/1, время пребыва-.
ния тПр, числа Рейнольдса ReK и Нуссельта NuK для коксовой частицы, относительная скорость vnK
ро приведенным выше формулам (10.1) — (10.4).
Затем определяется константа скорости химической реакции:
(10.23)
где Ек и Ко, R — энергия активации, константа химической реакции и газовая постоянная.
Коэффициент диффузорного обмена находим по формуле
. Nu  о ч Nu Та
--- X	0*1 п, х
®к	Pd ®к
(10.24)
где DK—коэффициент молекулярной диффузии.
10.3.3.	Суммарная константа скорости горения коксовой частицы записывается
(10.25)
При условии Хх^>ад можно считать Ks^Uz—горение протекает в диффузионной области.
При условии	справедливо — горение протекает в кинетической области.
После определения области горения вычисляем параметр
. __ 'v.STip
К “I
Находим относительный размер коксовой частицы по формуле
(10.26)
(10.27)
= 1 + In (1 —
<ь	•	\
№
Л4К
Здесь коэффициенты для разных областей горения равны:
Кинетическая область
Диффузионная область
nt	ni	Мк
1,3	0,8	47
1,3	1,1	72
Дальше по формуле (10.8) определяется относительное выгорание частицы в зоне (т]н). По фор-
муле (1р.9) находится величина коэффициента полноты выгорания (т]Сг) в данном сечении.
10.3.4.	Позонный расчет ведется от первой до последней зоны при проверочном или до получения
полноты сгорания равной заданному значению при конструкторском (л]к—Лсгзад)» после чего нахо-
дится длина пламенной трубы приведенным выше способом.
Результаты расчета выгорания используются для второго приближения позонного теплового и
гидравлического расчетов, после чего расчет выгорания повторяется с новыми исходными данными.
Схема и пример расчета приведены в табл. 10 приложения 3.
10.4.	Расчет выгорания газообразного топлива
В основу расчета заложена предпосылка о дроблении струй газообразного топлива в объеме ка-
меры на отдельные элементарные объемы (моли), которые образуют очаги горения подобно твердым
или жидким частицам. Выгорание моЛей происходит с поверхности и определяется диффузией и ки-
нетикой химических реакций.
Ю.4.1. Исходя из изложенного, процесс выгорания для коксовой частицы можно считать по соот-
ношениям, приведенным выше, вводя соответствующие величины энергии активации, константы хими-
ческой реакции и коэффициента диффузии.
Б Заказ 206
Стр. 42 РТМ 108.022.11—83
Константа скорости горения газового элементарного объема
К. = «ттЬ
где Кх = К^е к/ ф — константа скорости химическом реакции;
ад =	---коэффициент диффузионного обмена.
Затем определяется кинетическая или диффузионная область горения и вычисляется параметр
£к = Л±₽.,	(10.29)
°г
где тПр — время пребывания газов в зоне, с;
бг — размер моля (бг~0,1 -бГ0ТВ.г), м.
10.4.2.	Относительный размер газовой частицы находится по формуле в зависимости от области
горения
(10.30)
Относительная полнота выгорания определяется по формуле
1
(10.31)
Абсолютная величина коэффициента полноты выгорания в зонах равна
(10.32)
11.	РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА ПЛАМЕННОЙ ТРУБЫ
11.1.	Расчет производится с целью определения уровня и распределения температуры пламенной
трубы. Исходными данными являются параметры работы газотурбинной установки. Определение тем.-
пературы пламенной трубы выполняется после завершения расчетов теплового, гидравлического и вы-
горания топлива.
11.2.	Локальное значение температуры пламенной трубы ГПл определяется путем решения урав-
нения теплового баланса, составленного для элемента пламенной трубы в установившемся режиме
работы в предположении осевой симметрии рабочего процесса:
3 ,Ф МГФ. Эф - Гпл) +	- тв.} =	= ( Тм - Г2) + Зг„р (Гп\ - Т^).	(11.1)
Если между пламенной трубой и прочным корпусом расположен экран, то используется урав-
нение
33с.эф 3Ф (П-Эф ^л) 4" а*к (^5 ^пл) (Явн.э 4“ Хнэ) (^э	?2 ) + а2пр 7^,).	01 -2)
11.3. Лучистый тепловой поток факела, воспринятый стенкой
Ч\л “ 02с.эф Зф( ^ф.эф 7L),	U 1 *3)
где 0=5,729-10~8 Вт/(м2-К4)—постоянная Стефана — Больцмана. Остальные величины, содержа-
щиеся в формуле (11.3) соответствуют рассматриваемому сечению камеры сгорания.
11.3. Г. Определяется средняя в поперечном сечении потока температура в зоне горения и актив-
ного перемешивания 7ф согласно уравнению теплового баланса камеры сгорания.
Коэффициент избытка воздуха в зоне горения и активного перемешивания для пламенных труб,
имеющих фронтовое устройство в виде регистра и дожигающие отверстия
„ ___Ср 4" {7дож 4" 0,ЮОХл
ф
(U.4)
где Сдож, — соответственно расход воздуха в дожигающих отверстиях и в системе охлаждения
(щели, перфорированные отверстия и т. п.) на участке от регистра до рассматриваемого сечения.
Для многорегистровых трубчатых камер сгорания, содержащих п регистров,
\	4-0,04ZGp
(11.5)
РТМ 108.022.11—83 Стр. 43
где (7Р —расход воздуха через наружный регистр, кг/с;
/ = -р--относительная длина выгорания топлива, м;
L — расстояние от форсунки (горелки) до рассматриваемого сечения, м;
Z* — длина (м) от форсунки до сечения, в котором полнота сгорания достигает величины
<г = 0,99.
Величину L* можно принять равной расстоянию от форсунки до смесителя.
В расчетах температурного режима пламенной трубы величина т|сг в пределах относительной
длины выгорания I принимается по формуле
0,04 —
^г=^;г/ Оф>
(Н.6)
где р рв/ра, причем рв— давление воздуха в камере, МПа;
ра—атмосферное давление, МПа.
11.3.2.	Эффективная степень черноты внутренней поверхности пламенной трубы определяется по
формуле
Ес. эф---
(11.7)
где еСт — степень черноты внутренней поверхности пламенной трубы, определяется по черт. 10.
11.3.3.	Степень черноты факела
Коэффициент ослабления лучей трехатомными газами:
(И.8)
(11.9)
= —р---эффективная длина пути луча, м;
V — объем пламенной трубы, м3;
S — поверх-ность, ограждающая ооъем V, м2;
Усо.^——объемные доли Н2О и СО2 в продуктах горения.
6*
Стр. 44 РТМ 108.022.11—83
Коэффициенты bint b2n, kn выбираются согласно табл. 9 и 10.
Таблица 9
Жидкое топливо
п	£n. М-1	6jn, м	62п, К'1
1	0	0,410	0,0000743
2	0,91	0,284	0,0000258
3	9,4	0,211	—0,0000654
4	130,0	0,0958	—0,0000357
Таблица 10
Природный газ
п	kn, м-1	М	Ь2п, К~1
1	0	0,364	0,0000473
2	0,69	0,266	0,0000719
3	7,4	0,252	—0,0000741
4	80	0,118	—0,0000452
Коэффициент ослабления лучей сажистыми частицами:
(НЛО)
Здесь —отношение содержащихся в топливе углерода и водорода.
11.3.4. Эффективная температура излучения факела в рассматриваемом сечении Гф.эф учитывает
уровень температуры, макро- и микронеравномерность температуры в излучающем объеме пламени.
Расчет Тф.Эф производится по формулам:
Г*. эф =	(11.11)
где
(И.12)
1_
« = 1+0,25(1 _-ъг)-Л—_
(ИЛЗ)
По формуле (11.12) определяется фактор макронеравномерности температуры. Здесь х—(^г+^с)5Эф.—
оптическая плотность излучающей среды.
По формуле- (11.13) определяется фактор микронеравномерности температуры. Здесь Г*”1—тем-
пература продуктов сгорания, подсчитанная при коэффициенте избытка воздуха, равном единице.
11.4. Конвективный тепловой поток с внутренней стороны пламенной трубы
<71К —а1к(7з Т'пл).
(11.14)
11.4.1. В камерах сгорания со струйным заградительным охлаждением в каждом из рассматри-
ваемых поперечных сечений определяют параметры газа в пристенном пограничном слое (шр— ско-
рость и Тб — температура), на основании которых вычисляется коэффициент теплоотдачи aiK. Через
кольцевую щель высотой йщ выходит охлаждающий воздух со скоростью и температурой Тщ
(см. черт. 7):
=	(1115)
Рш/ш
В конструкциях пламенных труб со значительной перекрышей обечаек (£пер/йщ>10) учитывает-
ся подогрев воздуха перед поступлением его в выходное сечение щели
д2к (7*ял — Тк.т
(Н.16)
PTM 108.022.11—83 Стр. 45
где ««к__средний на поверхности нагрева кольцевой щели коэффициент теплоотдачи (см. подраз-
дел 11.5).
От входной кромки обечайки с внутренней стороны начинается пристенный пограничный слой
толщиной б. За кромкой предыдущей (по потоку) обечайки начинается область смешения воздуха
£ продуктами горения. Эта область состоит из начального участка длиной хв и основного участка
х>хи. Величина хв зависит от отношения температур 0=-~Ц отношения скоростей т = турбулент-
ности потоков, толщины выходной кромки пламенной трубы и других факторов. Расчет величины хв
выполняется по уравнениям (11.17), (11.18), (11.19).
Сначала определяется длина начального участка х'и без учета толщины выходной кромки пла-
менной трубы
2	г
Лл'н + Вхп — С = О,
(И.17)
где
А = 0,22 -
(1-4-вт)2
(М2 Г 2(1+)<8) I2.
К 2 / [ (1 + ™)	’
$7 — соответственно толщина турбулентного перемешивания пограничных слоев для воздуха и
продуктов горения, причем
гГ = 0,1бЛ_1; §7=0,1 В;	(11.18)
8 = 0,37 (л) Re®-2; Rex=^k	(Ц.19)
Толщина струйного пограничного слоя b на участке 0<х<£Об
б = 0,3(х-}-Д).	(11.20)
Окончательное значение хн определяется выражением
хн-хнД"с,	(11.21)
где д=0,24, если Д = 2~5 мм;
с=1,50, если Д=1-М,5 мм.
В пределах 0<х^:хв
^г==адщ; /г=/щ.
Скорость потока газов в первом сечении пламенной трубы
Wi = Ор + g^±Bt_	(1* 22}
Температура Гф, соответствующая скорости wt, может быть найдена из уравнения теплового баланса
камеры с учетом формулы (11.5).
Требующаяся для дальнейших вычислений толщина внутреннего пограничного слоя б на участке
*>хн рассчитывается по формуле
(11.24)
б = и, 37 (Х+ £пер) Re^«;	(11.23)
Re ___ц>щ ^пер1
*	Ъц
Толщина струйного пограничного слоя b на участке х>хв
б = 0,3(х + Д).
Срез^емпеРатУРа газа на внешней границе внутреннего пограничного слоя на расстоянии х>хн от
(11.25)
1,1(1 -С)
Стр. 46 РТМ 108.022.11—83
Здесь величина ф, характеризующая градиент температуры потока на внешней границе внутреннего
пограничного слоя, подсчитывается в зависимости от температуры продуктов горения в начале (Г”)
и в конце (Гр обечайки длиной £0о:
ГК Т'Н
ф — 1 ф
U[M U-а) + 1]
1,1 (1-а)-
0,082
0,3684-0,7788/*
(11.26)
Скорость на границе внутреннего пограничного слоя
Г Лн \а
™ ( — 1 .
где а — коэффициент, который подсчитывается по формуле
_ 0,361 + 8/*
а ~ 0,722 + 8/* •
(11.27)
(11.28)
Коэффициент теплоотдачи конвекцией аик определяется на основании критериального уравнения
где с=0,0255, если х^хн;
с=0,0380, если х>хн;
Отсюда
Nux = cRe0,8,
(11.29)
(11.30)
(11.31)
Физические константы воздуха: теплопроводность и кинематическая вязкость vfi принимаются
при температуре Г5 и давлении рв. Определение величин Г5 и <ziK целесообразно выполнить в сече
ниях, соответствующих началу (х<хн), середине и концу обечайки.
С азанное в п. 11.4.1 по поводу расчета величин Тд и ociK относится к первой обечайке—бли-
жайшей к форсунке. Для последующей обечайки температура основного потока в начале обечайки
2“ принимается на основании температуры Г*. вычисленной для конца предыдущей обечайки» и
температуры Т£
(11.32)
где G* — расход продуктов горения, проходящих через поперечное сечение первой обечайки в сече-
нии к
Методика и порядок определения величин и»щ, Гщ, wit Г5 и определение ociK в сечениях, соот-
ветствующих началу, середине и концу второй обечайки, аналогичны изложенным для первой обечай-
ки. Расчет aiK и Г5 для третьей обечайки аналогичен расчету aiK и Г8 для второй обечайки.
11.4.2	. Камеры сгорания с многорегистровым фронтовым устройство?* конструкции ПО НЗЛ.
Схема течения и условные обозначения представлены на черт. 8. Коэффициент теплоотдачи а1к
при охлаждении закрученным воздушным потоком определяется в соответствии с критериальной за-
висимостью (11.29) при следующих значениях входящих в нее величин:


(11.33)
с = 0,026 (1 4- tg?₽r-n exp (0,42^) Ф,
где х — расстояние вдоль образующей пламенной трубы (с учетом ее конических участ-
ков) от выхода из регистра до рассматриваемого сечения, м;
/ Z) V
?р,	—начальный угол закрутки потока на выходе из регистра и относительная пло-
щадь его втулки,....°;
РТМ 108.022.11—83 Стр. 47
ф_ функция, учитывающая изменение определяющей скорости w” при течении закрученной
струи вдоль охлаждаемой поверхности. Величина Ф в зависимости от величин ₽р, <рр, х/60 находится
по табл. 11.
Таблица 11
	Ъ	л/50					Зр	'Рр					
		4	10	30	60	100			4	10	30	60	100
	0	0,938	0,861	0,779	0,730	0,696		0	1,110	0.810	0,555	0,439	0,368
	0,2	0,799	0,752	0,700	0,668	0,646	0,6	0,2	0,755	0,662	0,565	0,511	0,475
0,4	0,5	0,804	0,804	0,804	0,804	0,804		0,5	0,685	0,685	0,685	0,685	0,685
	0,9	1,313	1,191	1,060	0,983	0,930		0,9	1,932	1,565	1,210	1,028	0,904
	0	0,977	0,773	0,584	0,489	0,430		0	1,310	0,897	0,570	0,428	0,347
0,5	0,2	0,785	0,711	0,631	0,583	0,555	0,7	0,2	0,730	0,623	0,515	0,456	0,417
	0,5	0,750	0,750	0,750	0,750	0,750		0,5	0,604	0,604	0,604	0,604	0,604
	0.9	1,573	1,341	1.1Г0	0,980	0,886		0,9	2,420	1,865	1,370	1,129	0,975
Скорость воздуха на выходе из. регистра определяется выражение
(1L34)
г г* р.ВЫХ
где О" — расход воздуха, проходящего через наружный регистр, кг/с.
Физические константы воздуха в уравнении (11.33) определяются при температуре Т6 и давле-
нии в камере сгорания рв.
Локальные значения температуры на внешней границе внутреннего теплового пограничного слоя
в закрученной струе Ть подсчитываются по формуле
+	(11.35)
ще —коэффициент, учитывающий влияние параметра рр на температуру, при рр<0,5	=1,0, при
рр>0,7	= 0,98.
11.5	. Конвективный тепловой поток с наружной стороны пламенной трубы
Я2к —	( Л1л	^2 ) •
(11.36)
Конвективный тепловой поток q2K отнесен к внутренней поверхности пламенной трубы. Коэффи-
циент <р отражает и учитывает возможное различие в величинах внутренней и наружной поверхности
пламенной трубы.
Определение коэффициента теплоотдачи а2к производится на основе критериального соотноше-
ния Nu—f(Re). Расчетная формула имеет вид
а2к = с
wS \m
v J
(11.37)
Значения константы с и показателя степени m зависят от устройства пламенной трубы и место-
расположения рассматриваемого сечения. Выбор характеристик <р, с, m, S производится согласно
табл. 12. Там же приведены пояснения относительно скорости охлаждающего воздуха и учета конст-
руктивных особенностей пламенной трубы.
В пламенной трубе, образованной двумя перфорированными стенками, коэффициент теплоотдачи,
подсчитанный по формуле (11.36), учитывает охлаждение за счёт воздушной завесы с внутренней сто-
роны стенки. При расчете Тпл в этих конструкциях в уравнении (11.1) исключается член ц1к (Г*’— Гпл).
За определяющую Температуру воздуха Т2 в формуле (11.36) принимается температура его в рас-
сматриваемом сечении. При проектировании камеры бывает известна температура воздуха только на
входе в камеру Подогрев воздуха в кольцевом канале невелик и составляет 10—30°С. Сообразно
конкретным условиям (прямоточная или противоточная камера сгорания, омывает или не омывает
воздух переходный патрубок между камерой сгорания и турбиной) следует оценить я учесть подо-
грев воздуха по формуле (11.16).
Стр. 48 РТМ 108.022.11 —83
Таблица 12
Параметры конвективного теплообмена для разных систем охлаждения
Конструкция пламенной трубы	С	т	S	W2	Ф
Кольцевой канал, образованный глад- кими обечайками, ширина канала менее 30 мм	с=с'	/п=0,80	S=da	В кольцевом канале рас- сматриваемого сечения	•е
Кольцевой канал, образованный глад- кими обечайками, ширина канала равна 30 мм или более	с—0,035	/п=0,80	S—x	То же	<р=1
Переходный конус в прямоточной ка- мере сгорания; поток воздуха набегает на поверхность под углом 30—45° Канал, образованный двумя обечайками, одна из которых с продольными ребрами	с=0,84	/п=0,65 т=0,80	S—da S = d3 — V	> >	<р=1 If = 1 + 4-0,18	— • в
Канал, образованный двумя обечайками с гофрированной вставкой между ними	c—d	т=0,80	<}_rt 4/	»	<р = 1 + +0,,37JO
Пламенная труба с поперечными про- резями шириной 1,5—2 мм, шаг 100—150 мм	с=0,04	т=0,80	S=da	В кольцевом канале до рас- положения	Ф=1
				прорезей	
Пламенная труба с поперечными реб- рами на обечайке; высота ребра 2—3 мм, шаг 40—60 мм	С=1,6(/	т = 0,80	S=d9	В кольцевом канале рас? сматриваемого сечения	Ф = 1
Двухстенная перфорированная пламен- ная труба с отверстиями 4—5 мм нар Л Л	. vр —.0,4 вн	с=0,052	/п=0,80	Наибольшее расстояние между обечайками	Б отверстиях наружной обечайки	Ф=1
Примечания:
d3 — удвоенная ширина кольцевого канала в рассматриваемом сечении;
х — расстояние от начала обечайки до рассматриваемого сечения;
/ — проходная площадь канала;
v — смоченный периметр канала;
FH — наружная поверхность охлаждения;
FB — внутренняя поверхность обечайки;
L — развернутая длина гофры в рассматриваемом поперечном сечении;
D — диаметр обечайки;
с' — принимается согласно черт. 11;
— суммарная площадь отверстий наружной обечайки;
П<* ь/
— суммарная проходная площадь отверстий внутренней обечайки.
Средний коэффициент теплоотдачи а2к в каналах шириной менее 30 мм определяется
муле
 ___— Л ( w<id3 \0-8
г*- c~d.
по фор-
(11.38)
v
Константа с выбирается согласно черт. 11.
В каналах, ширина которых равна 30 мм или более,
?,K=0,042 4- (
«3 \
Х°3
V /
(11.39)
Здесь определяющий геометрический размер S равен длине обечайки.
Особенности расчета коэффициента теплоотдачи а2к в кольцевом канале прямоточной и противо-
точной камеры сгорания поясняются на черт. 7. Для произвольного сечения 1—1 определяющий гео-
метрический размер равен % — расстоянию от кромки обечаек или места соединения их (где часть
охлаждающего воздуха ответвляется в кольцевую камеру струйного заградительного охлаждения) до
рассматриваемого сечения 1—1. Такой выбор S—x обусловлен тем обстоятельством, что в месте от-
ветвления воздуха разрушается пограничный слой воздуха. Толщина пограничного слоя воздуха на-
чинает нарастать от места ответвления воздуха по ходу движения его в кольцевом канале.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 49
11.6	. Лучистый тепловой поток от пламенной трубы к корпусу,
Я 2л — оепр (	^кр)-
(11.40)
Приведенная степень черноты поверхностей пламенной трубы и корпуса рассчитывается по
формуле
1
£пр J	J
—+ —-1
епл	£кр
(11.41)
Значения коэффициентов с' и с по длине кольцевого канала
Температура корпуса 7Vp определяется по зависимости
1+0,04 (p2W2)0’8
(11.42)
Подставив в уравнения (11.1) или {11.2) выбранные указанным образом входящие в него вели-
чины и решая его относительно ТПл, определяем температуру пламенной трубы в данном сечении.
Повторяя эти операции в разных сечениях, найдем изменение по всей длине пламенной трубы.
12.	НЕУСТОЙЧИВОСТЬ ГОРЕНИЯ
12.1.	При проектировании камер сгорания следует обеспечить предотвращение возникновения не-
устойчивости горения. Пульсация давления в камерах сгорания ГТУ классифицируется по характеру
спектра частот на широкополосную (шумовое горение), узкополосную и гармоническую (неустойчи-
вость горения).
Неустойчивость горения — автоколебательный процесс, источником энергии которого является
тепловыделение, а положительная обратная связь осуществляется при совпадении собственных ча-
стот процесса горения и одного из периодических явлений, сопровождающих работу камеры сгора-
ния. При переходе процесса горения в режим неустойчивости, проявляющийся как периодические ко-
лебания давления и температуры со значительной амплитудой, надежность работы оборудования
снижается из-за появления дополнительных динамических и тепловых нагрузок.
Наиболее часто встречаемое развитие неустойчивости горения при работе на газообразном топли-
ве происходит по механизму переменного поступления топлива в зону горения вследствие нестацио-
нарности распространения струи топлива в набегающем потоке окислителя. В теории неустойчивости
Заказ 206
Стр. 50 РТМ 108.022.11—83
горения принята собственная (характерная) полоса частот процесса горения, , определяемая как
полоса частот неустойчивости горения, наиболее вероятной для данной конструкции горелки.
12.2.	В основу классификации неустойчивости горения положены периодические процессы, кото-
рые сопровождают работу камеры сгорания и могут образовать с горением автоколебательное звено.
Классификация причин неустойчивости горения в камерах сгорания стационарных ГТУ и ВПГ
приведена в табл. 13.
Таблица 13
Вид неустойчи-
вости горения
Регулировочная
Общекамерная
Акустическая
Компрессорная
Вихревая
Ориентировочный
диапазон частот, Гц
0,1—1,0
1,0—10
Выше 10
20—100
Выше 200
12.3.	В подавляющем большинстве случаев неустойчивость горения является акустической. В этом
случае акустически резонирующий тракт является генератором и аккумуляторохм колебательной энер-
гии, а положительная обратная связь осуществляется при соответствии собственной частоту процес-
са горения одной из собственных акустических частот камеры сгорания /акуст-
^соб f
гор J акуст*
(12.1)
Собственная частота процесса горения равна
(12.2)
з.г
где гз.г — время запаздывания горения, с.
Акустическую неустойчивость горения можно уточнить путем нахождения акустически резони-
рующего тракта.
12.4.	Для ГТУ с выносными камерами сгорания характерен акустический резонанс следующих
трактов:
выход компрессора — вход турбины;
выход компрессора — камера сгорания;
фронтовое устройство — вход турбины;
тракт подачи топлива от кольцевого газораздающего коллектора до газовых насадков.
Для ГТУ с кольцевыми камерами сгорания характерны тороидальные, радиальные и продольные
колебания различных сложных полостей.
При простой форме кахгеры сгорания ее собственные акустические частоты определяются расчет-
ным путем, а при сложной—экспериментально.
Собственная частота продольных колебаний трубы с одним закрытым концом (пламенная тру-
ба, тракты подачи топлива, тракт от компрессора до камеры, тракт от фронтового устройства до тур-
бины)
а
4ZT’
(12.3)
где т — 1, 3, 5.......;
£ —длина трубы, м;
а — скорость звука, м/с; для воздуха и продуктов сгорания при температуре Т 0=20,2^7, для
природного газа а = 4304-0,62(7 — 273).
Собственная частота продольных колебаний трубы с обоими открытыми или закрытыми концами:
fпрод Ш
а
(12.4)
2L ’
где т = 1, 2, 3....
Акустический характер конца трубы (открытый или закрытый) зависит от соотношения площади
отверстий F0TB, выполненных; в торце трубы, к площади поперечного сечения трубы 7тр.
При уменьшении отношения Готв/Т'тр до 0,15 исчезают резонансы трубы с открытым концом и
появляются резонансы трубы с закрытым концом.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 51
В большинстве случаев отмечается первый тон собственных акустических колебаний (/7? = 1).
Частота первого тона радиальных колебаний
(12.5)
где Рил-Диаметр пламенной трубы, м.
Частота первого тона тангенциальных колебаний
Утанг = 0,586
а
(12.6)
12.5. Предупреждение акустической неустойчивости горения на стадии проектирования может
быть обеспечено рассогласованием собственной частоты процесса горения и ближайшей собственной
акустической частоты камеры сгорания способами, указанными -в табл. 14.
Таблица 14
Способ
Мероприятия
Изменение собственной частоты процесса горения7
Изменение собственной частоты генерирующего
тракта
Снижение добротности акустического резонанса
тракта
Увеличение потерь акустической энергии на ча-
стоте неустойчивости горения
Подбор диаметра и угла наклона газораздающих отверстий: сня-
тие или установка пережима
Изменение геометрических размеров тракта, определяющего его
собственную акустическую частоту; изменение скорости звука
Установка перегородок по резонирующему тракту перпендику-
лярно направлению распространения волны давления
Использование имеющихся конструктивных полостей как резона-
торов Гельмгольца или трубок в 1/4 длины волны
12.6. Приближенную оценку собственной частоты процесса горения для регистровых камер сгора-
ния при сжигании природного газа можно провести по следующей зависимости
/“р"’«г,	(12.7)
где рг, рв—плотности топливного газа и воздуха, кг/м3;.
wr, — скорости топливного газа в раздающих отверстиях и воздуха в регистре соответствен-
но, м/с;
dr — диаметр газораздающего отверстия, мм;
kj—опытный коэффициент (для горелок с пережимом kj = 12, без пережима Л/=26д);
аг — угол между осью газораздающего отверстия и осью горелки (30°<а<90°).
Для устранения акустической неустойчивости горения необходимо выполнить условие
усоб
•'гор
/акуст
(12.8)
где faKycT — определяется для КС простой формы по формулам (12.3), (12.4), (12.5), (12.6), для
сложной формы — экспериментально.
13.	ОЦЕНКА ВРЕДНЫХ ВЫБРОСОВ
13.1.	При разработке и эксплуатации камер сгорания необходимо стремиться к минимальным вы-
бросам вредных веществ в атмосферу.
При сжигании жидких и газообразных топлив в камерах сгорания наибольшие трудности возни-
кают с ограничением выбросов твердых частиц, окислов серы и окислов азота.
13.2.	Выбросы твердых частиц, которые непосредственно связаны с зольностью топлива и нали-
чием механического недожога за камерой сгорания, ограничиваются при проектировании и в процессе
эксплуатации камеры сгорания путем выбора оптимальных значений избытка воздуха, дисперсности
распыливания топлива, интенсивности перемешивания топлива с воздухом и ряда других факторов.
Выбросы твердых частиц оцениваются по формуле
GT = 0,015T(Ap + ^),
(13.1)
где GT—выброс твердых частиц, кг/с;
В? расход топлива на установку, кг/с;
Ар — зольность топлива на рабочую массу, %;
— потери от механического недожога, %.
Стр. 52 РТМ 108.022.11—83
13.3.	Выбросы окислов серы зависят от содержания серы в топливе. При больших избытках воз-
духа и высоких температурах, которые имеют место в камерах сгорания газовых турбин, большая
часть серы топлива окисляется до SO3.
Выбросы окислов серы оцениваются по формуле
Oso = 0,02STS₽,
UVj	*	*
(13.2)
где Gsoa — выброс окислов серы, кг/с;
Вт — расход топлива, на установку, кг/с;
S₽ — содержание серы в топливе на рабочую массу, % .
13.4.	Выбросы окислов азота образуются при окислении в высокотемпературных зонах камеры
сгорания азота воздуха и азота* присутствующего в топливе. Концентрация окислов азота в газах за-
висит от многих факторов: температурного уровня в зоне горения, времени пребывания газов в высо-
котемпературной зоне (Гг> 1500 К), содержания азота в топливе, общего избытка воздуха, избытка
первичного воздуха, давления в камере сгорания, а также других более слабо влияющих факторов.
Выбросы окислов азота в пересчете на NO2 можно оценить по формуле
^no	0,001CNK
л
(13.3)
где C?nox —выброс окислов азота, кг/с;
no,— концентрация окислов азота в продуктах сгорания, мг/кг;
Ск — поправочный коэффициент;
Ог — расход выбрасываемых газов кг/с.
На основании опытных данных можно принять Ano, =*100 мг/кг при следующих условиях:
оэффициент избытка первичного воздуха cci ~ 1,64-1,7;
тепловая мощность единичной горелки ~10 МВт;
авление в камере р — 0,4 МПа*
теплота сгорания топлива Qp—404-45 МДж/кг;
одержание азота в топливе не более 0 5%.
В случае отклонения параметров измеряемой среды от какого-нибудь из перечисленных условий
водится поправка Cn к коэффициенту Kno2 в соответствии с табл. 15.
Таблица 15
Характер отклонения
Приближенные
значения поправки
величение или уменьшение избытка первичного воздуха
не более чем в два раза
Увеличение или уменьшение мощности единичной горелки
/V
1 (N — мощность горелки, МВт)
Увеличение давления	— давление в камере, МПа)
Сжигание топлива с содержанием азота более 0,5%
Сжигание топлива е содержанием азота более 1%
Топливо с низкой теплотой сгорания Qp менее 30 МДж/к.
Впрыск в зону горения воды или пара (до 10% от рас-
хода воздуха)
14-0,12(^ — 1,65)
1,4-1,2
1,3—1,1
0,7
0,5—0,6
14.	РАСЧЕТ КАМЕР СГОРАНИЯ НА ЭВМ
14.1.	Описание программ расчета
14.1.1.	Полный поверочный расчет камеры сгорания (КС) производится шестью самостоятель-
ными программами, выполненными на языке ФОРТРАН-IV для ЭВМ ЕС 1052.
14.1.2.	Программы расчета приведены в приложении 4.
Программа теплового расчета (ТР) производит общий и позонный тепловой и конструктивный
расчеты КС.
Программа расчета горелки (ГОР) осуществляет расчет газовой горелки.
Программа расчета форсунки (РФ) выполняет расчет механической и пневмомеханической фор-
сунок.
Программа гидравлического расчета (ГР) производит позонный гидравлический расчет КС.
РТМ 108.022.11—83 Стр. 53
Программа расчета выгорания (РВ) служит для позонного расчета полноты выгорания топлива
по длине КС.
Программа расчета температуры стенки (ТС) выполняет позонный расчет температуры металла
пламенной трубы.
14.1.3.	Время расчета по каждой из названных программ зависит от количества вариантов, зон,
более или менее близкого выбора величин, уточняющихся в процессе расчета, и занимает от двух до
двадцати секунд.
14.1.4.	Каждая из программ ТР, ГОР, РФ, ГР, РВ, ТС закрепляет за программным модулем не-
обходимые внешние устройства (карточный ввод, печатающее устройство), вводит исходные данные,
производит расчет и печать результатов.
Схема последовательности проведения расчета камеры сгорания
Черт. 12
14.1.5.	Полный расчет КС производится методом последовательных приближений. В процессе
расчета уточняются следующие величины: полнота выгорания топливд по длине КС т]Сг, расход воз-
духа на регистр 6Р, на охлаждение Gg, на смеситель (?См, температуры газов в зоне горения 7ф, избы-
ток первичного воздуха ап, средняя скорость воздуха по трактам wB.
14.1.6.	Схема полного расчета КС сводится к последовательному применению программ ТР, ГОР,
РФ, ГР, РВ, ТР, РВ, ТС.
Схемча применения программ расчета КС показана на черт. 12.
14.2.	Выбор исходных данных
14.2.1.	Исходные данные для расчета КС подразделяются на общие для всей камеры, позонные
и логические.
14.2.2.	Общие позонные исходные данные задаются в виде вещественных чисел.
14.2.3.	Логические исходные данные задаются в виде целых чисел (1 или 2). К логическим дан-
ным относятся
характер направления потоков газа и воздуха в камере (прямоточной или противоточной);
способ охлаждения (щелевые или перфорированные);
тип форсунки (механическая или пневмомеханическая).
Стр. 54 PTМ 108.022.11 —83
14.2.4.	Количество вариантов и зон также задается в виде целого числа.
14.2.5.	Общее количество зон принимается, исходя из условий деления камеры на зоны, но не дол-
жно быть болеё 12.
14.2.6.	Основные исходные данные для расчета КС берутся из технического задания, составлен-
ного после выполнения теплового расчета ГТУ. В состав основных исходных данных, входят:
расход воздуха на КС GB, кг/с;
температура воздуха на входе в КС Гв, К;
давление воздуха перед камерой рв, МПа;
температура продуктов сгорания за камерой Гг, К;
температура топлива и пара на распыл Гт, К;
элементарный состав топлива по простым компонентам Ср, Нр, S₽, Ор, Np, Wp, %.
14.2.7.	Величина полноты сгорания топлива по длине КС т]Сг задается в первом приближении и
является исходной- величиной в программе ТР и уточняется в программе РВ.
14.2.8.	Часть расчетных величин програМлМ ТР, ГОР, РФ и ГР используется в последующих расче-
тах как исходные данные.
14.2.9.	В качестве исходных данных для программы ГР используются следующие расчетные ве-
личины программы ТР:
площадь регистров на выходе Гр.вых,
площадь смесителя FCM;
площадь кольцевого канала FK.K;
площадь пламенной трубы Гпл;
втулочное отношение регистра пвт;
теоретический расход воздуха Lq\
расход топлива Вт;
низшая теплота сгорания топлива Q”;
плотность воздуха на входе в КС рв;
плотность продуктов сгорания за камерой рг;
площадь прохода через стенку в зоне гяг,
плотность продуктов сгорания в зоне горения pgf.
14.2.10.	В качестве исходных данных для программы ГОР используются:
плотность воздуха на входе в КС рв и диаметр регистра Dp, рассчитанные по программе ТР;
скорость воздуха на выходе из регистра ьур.вых и коэффициент сопротивления регистра £р.ВЫх, рас-
считанные по программе ГР.
14.2.11.	В качестве исходных данных в программе РВ используются следующие расчетные вели-
чины программы ТР:
площадь пламенной трубы Fn^
расход топлива Вт;
теоретический расход воздуха Ао;
температура факела в зоне 7$;
плотность газов в зоне горения по зонам pgt-.
Исходными величинами для программы РВ являются также следующие расчетные величины про-
граммы РФ:
начальная скорость капли ино;
начальный размер капли (частицы) 6н0-
Из расчетных величин программы ГР исходной величиной для программы РВ является избыток
первичного воздуха по зонам ani.
14.2.12.	Исходными данными для программы ТС, полученными из расчета по программе ТР, яв-
ляются:
расход топлива Вт;
плотность воздуха на входе в КС рв;
площадь пламенной трубы Гпл;
температура факела в зонах ТфГ,
плотность газов в зоне горения в зонах pgl-;
весовая доля трехатомных газов в зонах rROs/;
то же, водяных паров гног
Исходными данными для программы ТС, полученными из расчета по программе ГР, являются:
расход воздуха на регистр Ср;
расход охлаждающего воздуха по зонам Ggi\
избыток первичного воздуха по зонам ап*-
14.3.	Указания по использованию программ
14.3.1.	Порядок заполнения исходных данных на бланке для каждой из программ приведен
в табл. 1—6 приложения 4.
РТМ 108.022. П— -83 Стр. 55
14.3.2.	Порядок перфорации полностью соответствует порядку записи на бланке. Каждая строка
бланка заносится на отдельную перфокарту.
14.3.3.	На каждую группу исходных данных (см. пп. 14.2.3 и 14.2.4) отводится на бланке по три
позиции. Цифровые значения данных следует записывать без десятичной точки, оставляя свободные
позиции, если они остаются, слева, так как каждая оставленная позиция справа увеличивает число
в десять раз.
Пример: число 1 запишется так:.,, ,, I
14.3.4.	На каждую группу исходных данных (см. п. 14.2.2) отводится по десять позиций. Эти чис-
ла записываются с десятичной точкой с 1, 11, 22, 33, 44, 55, 66 позиции.
Пример: число 3,060 следует записать: 3.06 ,. ,, t_________, ,, ,, ,.
14.3.5.	Порядок записи исходных данных по строкам для каждой из программ расчета КС приво-
дится ниже в обозначениях, указанных в табл. 1—6.
14.3.6.	Порядок записи исходных данных по строкам для программы ТР:
количество вариантов расчета;
количество зон для первого варианта, характер направления потока газа и воздуха КС (число 1
или 2);
Ов, ^В» Гг» Pbi ^Зсгэ Оп,
Тл, Ср, Нр, Sp, Np, Ор, 1ГР;
^ЛЛ» ^к» ^лл» Ас, ^р»
^вт» ^р» ^л» ^гор» ^аож» ^дож»
^охл» ^охл» ^см» ^см» ^к»
количество строк, равное количеству зон, с двумя величинами пц.
14.3.7.	Порядок записи исходных данных по строкам для программы ГОР:
количество вариантов расчета;
гор* РтО» pBt Рв, ^р» ^р»
^вт» ?к» Рл»	£р. ВЫХ?
4» ^отв» £м> ^ЛОДВ» А, \р*
14.3.8.	Порядок записи исходных данных по строкам для программы РФ:
количество групп (под группой понимается п вариантов расчета форсунки определенного вида);
вид форсунки (число 1 или 2);
количество вариантов в первой группе;
^с.т, Пзлг, Fк.т, ч?т, A,
Рв, Ръ pTj ро> £]> ^8*
Только для пневмомеханической форсунки:
^ср, 7)3.р, 7*кр, рро , Vp, Рр, Тр\ kp, ks,
14.3.9.	Порядок записи исходных данных по строкам для программы ТР:
количество вариантов;
характер направления потока газа и воздуха (число 1 или 2), способ охлаждения (число 1
или 2), количество зон;
я—1
Ал» ВПОД В» 7*р.ВЫХ» /**см» ВК,к» Fпл»	Fpb
f-1	*
^вт» Апл» ^см» ^р» А» А, ^в»
А. Рв. Рг» ^охлА^л»
количество строк с тремя величинами, равное количеству зон.
14.3.10.	Порядок записи исходных данных по строкам для программы РВ:
количество вариантов;
количество зон для первого варианта;
Гдл, В?, Tt, Pt, Жт, Z,q,
Bf,
Tp, 5o;
количество строк с четырьмя величинами, равное количеству зон: Апл *; Тф г» РфГ, апр
Стр. 56 РТМ 108.022.11—83
14.3.11.	Порядок записи исходных данных по строкам для программы ТС:
количество вариантов расчета;
количество зон;
^ПЛ»	^ОХЛ.Н, ^ОХЛ.В, ^охл» ^к> ^н»
^в»	Рв* Гв, ^р» ^т>
®с.т» &г» ®з» Рв». ^0*
количество строк с одиннадцатью величинами, равное количеству зон:	Lni\ T^3i; T^ai\ rC0J;
@gb ап/» Рфь ^плЬ ricri-
14.4.	Порядок составления пакета данных для проведения расчета
14.4.1.	Пакет данных составляется в следующей последовательности:
1)	// <имя задания> ..JOB,________, (<табельный номер>), <фамилия>, CLASS= <класс
задания>;
2)	I/ QL ,____ ,__, ЕХЕС ,__, BSLKED 00, I = <номер библиотеки несобранных загрузочных
модулей>, М= <имя загрузочного модуля>;
) ENTRY,__________.MAIN;
4)	___.INCLUDE,_____Q (<имя модуля в библиотеке загрузочных модулей>);
5)	.NAME,, <имя загрузочного модуля>;
)	II OOt SYSIN______ DD __
)	для программы ТР—таблица средних теплоемкостей газов и воздуха, представленная в виде
одномерного массива
Для программы РВ и ТС — таблица коэффициентов теплопроводности и кинематической вяз-
кости;
8)	исходные данные в виде набора перфокарт, соответствующих одной из таблиц;
9)	последней’должна быть перфокарта // означающая конец задания.
PTM 108.022.11—83 Стр. 57
Основные и производные единицы системы СИ
Наименование
Обозначение
Размерность
Длина		м
Масса	м	кг
Время	т	с
Термодинамическая температура	т	К
Количество вещества	N	ИОЛ]
Плоский угол		рад
Площадь	£2	м2
Объем	Z.3	м8
Скорость		м/с
Ускорение	£г~2	м/с?
Плотность	ML~Z	кг/м8
Молярная концентрация	NL~3	моль/м8
Сила, вес	LM*~2	Н=кгм/с2
Давление	Z-’jWt-2	Па=кг/мс2
Энергия, работа, количество теплоты	ДШт"2	Дж=кгм2/с2
Мощность, поток энергии	£2 Aft-3	Вт=кгм2/с8
Удельная энергия, теплосодержание, энтальпия	£3т“2	Дж/кг=м2/с2
Удельная теплоемкость	£2х-2г-1	Дж/(кг • К) == м2/(с2-К)
Коэффициент теплопроводности	1Мг~3Т~'	Вт/(м-К}=кг-м/(с8-К)
Молярная внутренняя энергия	имгЧ-'	Д ж/моль=кгм2/ (с2 • моль)
Динамическая вязкость		Па-с=кг/(м-с)
Коэффициент теплоотдачи	Aft-3?-1	Вт/(м’-К)=кг/(с’-К)
Теплонапряжение по сечению (форсировка ка- меры)		Вт/(м2-Па)=м/с
Кинематическая вязкость		м2/с
Теплонапряжение по объему	I-'	Вт/(м’-Па) = 1/с
8 Заказ 206
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Таблица 1
Примечание
1 кгс=9,81 Н
1 кгс/м2=9,8] Пй1
1 кгс/м2=0,0981 МПа
1 ккал=4,187 Дж;^Г^К
Вт=Дж/с
ккал _____
М2-Ч-КГС/СМ2
= 11,86-10~6 Вт/(м2-Па)
1 .кгс/м2=9,81 Па-с
1_^£_ =1,163 В£
м2-град м2-К
1 ккал _________
1 м2-ч-кгс/см2 ~
= 11,86-10“® Вт/(м2-Па)
1сСт«10“в м2/с
IqowtMn
Стр. 58 РТМ 108.022.11—83
Таблица 2
Наименование и обозначение физических параметров
Наименование
Обозна-
чение
Наименование
Обозна-
чение
Длина, м
Площадь, м2
Объем, м3
Масса, кг
Время, с
Температура, К, °C
Силз, Н
Скорость, м/с
Ускорение, м/с2
Плотность, кг/м3
Давление, Па
Кинематическая вязкость, м2/с
Динамическая вязкость, Па-с
Работа, энергия, количество теплоты, Дж
Удельная энергия (теплосодержание), Дж/кг
Удельная теплоемкость, Дж/(кг-К)
Мощность, поток энергии, Вт
Коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К)
Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)
Теоретическое количество воздуха
Содержание компонентов топлива (на массу):
углерода, %
водорода, %
серы, %
L	кислорода, % азота, %,	ОР NP
V	влаги, %	U7P
ЛГ	золы, мг/кг	ЛР
я»	натрия, мг/кг	Na
Ttt	калия, мг/кг	К
р	кальция, мг/кг	Са
W	ванадия, мг/кг	V
а	Массовая доля компонента, кг/кг	Гт
Р	Коэффициент избытка воздуха	а
Р	Недожог, %	Я
V	Коэффициент полноты сгорания, %	^сг
	Коэффициент местного сопротивления	&
Q	Коэффициент сопротивления трения	
i	Теплота сгорания топлива низшая, Дж/кг	
ср пу	Форсировка камеры сгорания, Вт/(м2-Па)	и?
W X	Перепад величин	А
Л	Расход топлива, кг/с	вт
	Расход воздуха, кг/с	
*-и	Степень черноты	t
ср	Коэффициент ослабления лучей или любой	k
HP	опытный показатель	
SP	Толщина стенки или слоя, м	а
Принятые сокращения и обозначения
Таблица <
Обозначение	Наименование	Обозначение	Наименование
ГТУ	Газотурбинная установка	Р	Регистр
ПГУ	Парогазовая установка	пер	Пережим, первичный
КС	Камера сгорания	ог	Огневая зона
ккс	Кольцевая камера сгорания	к.к	Кольцевой канал
дкс	Дополнительная камера сгорания	Щ	Щель
ксвд	Камера сгорания высокого давления	под	Подвод
кснд	Камера сгорания низкого давления	стр	Струя
Индексы		сопл	Сопло
в	Воздух	пл	Пламенная труба
г	Газы	гор	Горелка
ф	Факел	л	Лопатка регистра
п	Пар	тр	Трение
т	Топливо	тепд	Тепловой
хим вх вых	Химический Вход Выход	м экв из	Местный Эквивалентный Изотер м ичес ки й
вн н внеш	Внутренний Наружный Внешний	снос расп дож	Стоящий поток Распыл Дожигание
сг ср кон	Сгорание Средний Конвективный	пр ст э	Приведенный Стенка Эффективный
луч см	Лучистый Смеситель	к а	Корпус Диабатический
отв	Отверстие	т	Теоретический
ВТ	Втулка	п	Пограничный
РТМ 108.022.11—83 Стр. 59
Таблица 4
Удельная теплоемкость газов и продуктов сгорания ср при атмосферном давлении, кДж/(кг-К)(м2/(с2-К))
т, к Т— то	Воздух	Н2О	О2	со2	n2	СН4	н2	СО	Топливо		
									№ 1	Ns 2	№ 3
0	1,004	1,860	0,915	0,815	1,039	2,166	14,195	1,040	1,062	1,047	1.040
100	1,006	1,873	0.923	0,866	1,041	2,295	14,354	1,042	1,076	1,058	1,047
200	1,012	1,894	0,935	0,910	1.043	2,458	14,422	1,046	1,089	1,069	1,059
300	1.019	1,919	0,950	0,949	1,049	2,635	14,-447	1,054	1,102	1,085	1,072
400	1,028	1,948	0,965	0,983	1,057	2,817	14,478	1,054	1,117	1,101	1,091
500	1,039	1,978	0,979	1,013	1,066	2,991	14,509	1,075	1,132	1,119	1,110
600	1,050	2,009	0,993	1,040	1,076	3,159	14,542	1,086	1,148	1,135	1,122
700	1,061	2,042	1,005	1,064	1,087	3.321	14,588	1,098	1,163	1,150	1,137
800	1,071	2,075	1,016	1,685	1,097	3.485	14,642	1,109	1,177	1,164	1,151
900	1,082	2,110	1.026	1,105	1,108	3,636	14,706	1,120	1,192	1,175	1,166
1000	1,091	2,144	1,035	1.123	1,118	3,772	14,777	1,131	1,205	1,187	1.183
1100	1,100	2.177	1,043	1,138	1,127	3,894	14,854	1,140	1,218	1,204	1,193
1200	1,108	2,211	1,051	1,153	1,136	4,001	14,935	1,149	1,230	1,216	1,206
1300	1,117	2,243	1,058	1,166	1,145	—	15,024	1,158	1,242	1,227	1,218
1400	1,124	2,274	1,065	1,178	1,153	—	15,113	1,166	1,253	1,236	1,227
1500	1,131	2,305	1,072	1,190	1,160	—	15,203	1,173	1,263	1,248	1,235
1600	1,138	2,335	1,077	1,200	1,167	—	15,294	1,180	1,273	1,258	1,248
1700	1,144	2,363	1,083	1,207	1.174	———	15,384	1.187	1,282	1,267	1,258
1800	1,150	2,391	1,089	1,218	1,180	—	15,473	1,193	1,290	1.275	1,267
1900	1,156	2,417	1,094	1,226	1,186			15.562	1,198		1,281	1,275
2000	1,161	2,442	1,099	1,234	1,191	1	—	15,649	1,203	—'—	1,290	1,279
Таблица 5
Коэффициент теплопроводности Z _[Вт/(м-К)] [кг-м/(с3-К)] 102 и плотность при нормальных условиях р0 (кг/м3) воздуха
и газов при атмосферном давлении
7, К 7—То	Воздух (сухой)	n2	О2	н,	сн4	СО	СОг	Н2О
0	2,44	2,43	2,47	17,21	3,07	2,33	1.47	
100	3,21	3,15	3,29	21,98	4,65	2,91	2.28	2,37
-200	3,93	3,85	4,07	26,40	6,37	3,65	3,09	3,35
300	4,61	4,49	4,80	30,70	8,23	4,26	3,91	4,42
400	5,21	5,07	5,50	34,77	10,20	4,85	4,72	5,59
500	5,75	5,58	6,15	38,73	12,21	5,41	5,49	6,84
600	6,23	6,04	6,75	42,68	14,42	5,97	6,21	8,18
700	6.71	6,42	7,28	46,29		6,50	6,88	9,56
800	7,18	6,75	7,77	50,01	——	7,01	7,51	11,03
900	7,63	7,01	8,20	53,61	—	7,55	8,09	12,44
1000	8,07	7,23	8,58	57,10	1	8,06	8,63	14,67
₽о	1,293	1,250	1,430	0,090	0,717	1,250	1,960	0,804
Стр. 60 РТМ 108.022.11—;83
Таблица 6
Динамическая вязкость воздуха и газов при атмосферном давлении р, Пас[кг/(мс)] 10е
Г, к 7 — То	Воздух (сухой)	n2	о2	н,	СН4	со	СО2	Н2О
0	17,16	16,67	19,42	8,34	10,40	16,57	Г4,02	——
100	21,87	20,69	24,12	10,30	13,24	20,69	18,24	11,96
200	25,99	24,22	28,54	12,06	15,89	24,42	22,36	15,89
300	29,71	27,65	32,46	13,83	18,34	27,95	26,38	20,01
400	33,05	30,89	36,28	15,40	20,69	31,19	30,20	24,32
500	36,19	33,93	40,01	16,87	22,95	34,42	33,93	28,64
600	39,13	36,87	43,54	18,34	25,20	37,36	37,66	ЗЗД5
700	41,78	39,62	46,97	19,71	—-	40,40	41,09	37,85
800	44,33	42,27	50,21	k 21,08	 	43,25	44,62	42,56
900	46,68	45,01	53,45	22,36		45,99	48,15	47,46
1000	49,03	47,46	56,49	23,73		48,74	51,48	52,37
РТМ 106.022.11—83 Стр. 61
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
ГРАФИЧЕСКИЕ ЗАВИСИМОСТИ ПАРАМЕТРОВ И ФИЗИЧЕСКИХ ВЕЛИЧИН
/— топливо Ns 1 (реактивное Т-1); 2 — топливо № 1 (дизельное);
3 — топливо № 2 (сланцевое); 4 — топливо Ns 2 (газотурбинное);
5— топливо № 3 (моторное ДТ); 6 — топливо № 3 (мазут Ф12);
7 — топливо № 3 (мазут М100)
Черт. 1
Стр. 62 РТМ 108.022.11—83
Зависимость кинематической вязкости жидких топлив от температуры
М06,м2/с
1 дизельное — ГОСТ 4749—73; 2 — соляровое масло — ГОСТ 1661—68; 3 — газотурбинное —
МРТУ 38—101—75; 4 — газотурбинное — ГОСТ 10433—75; 5 - моторное ДТ - ГОСТ 1667-68-
мазут Ф5 — ГОСТ 10585—75; 6 —мазут Ф12 —ГОСТ 10585—75; 7 - моторное ДМ —
ГОСТ 1667-68; 8 — мазут М40 —ГОСТ 10585—75; 9 — мазут М100 — ГОСТ 10585-75
Черт. 2
РТМ 108,022.11— 83 Стр. 63
Зависимость коэффициента сопротивления регистров от угла
выхода потока
1-1	, л-0,8;	, л-0,1;	, л-0,8; 4-1	,
РВХ	РВХ	РВЫХ	₽вых
л-0,1—опытные данные; 5 — £	, л-0,8; б — £	, л-0,1 —по
рвых	рвых
формуле Б	«= (9,4 + 8л) 0,006?
рвых
Черт. 3
Черт. 4
Стр. 61 РТМ 108.022.11
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Таблица I
Исходные данные для позонного расчета камеры сгорания ГТ-35
Наименование	Обозначение	Способ определения	Машинное обозначение	Результат	1 S
Расход воздуха на камеры сгорания, кг/с	Ge	Задано	А (1)	213	
Температура воздуха, К	7’ц	»	А (2)	523	
Температура продуктов сгорания за камерой, К	Тг	»	А (3)	1043	
Давление воздуха, МПа	р»	>	Л (4)	0,657	
Коэффициент полноты сгорания топлива	^сг	Принимается в пределах 0,95—0,99	А (5)	0,99	
Температура пара, К	Гц	Задано	А (6)	473	
Количество пара в зону горения, кг/кг	G,,	»	А (7)	0,10	
Температура топлива, К Весовое содержание в топливе, %:	гт	>	А (8)	353	
углерода	СР	>	А (9)	85,46	
водорода	пр	»	А (10)	13,08	
серы	SP	»	А (11)	0,95	
азота	NP	»	А (12)	0,25	
кислорода	ОР	»	А (13)	0,26	
воды	WP	»	А (14)	0,20	
Расход топлива в камере предварительного сжигания, кг/с	Втп	»	А (15)	0	
Количество зон	п	»	лк	5	
Расчет тепловой общий
Таблица 2
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	Результат
Содержание кислорода в окислителе, %	о2в	Q (1)	Втп 23,2 — (2.67СР + 8НР 4- SP — ОР)	23,2— (2,67• 85,46+8 • 13,084-0,95 -0,26) JL =23,2
Теплоемкость топлива, кДж/(кг*К)		Q (16)	1,84-)-0,0039 (Tf-273)	1,84 + 0,0039 (353—273) =2,147
Теоретический расход воздуха, кг/кг		Q (2)	2.67СР + 8НР 4- SP—OP Oja	2,67.85,46+8.13,084-0,95—0,26 	ад		14,375
Теплота сгорания топлива низ-	QS	Q (3)	(O.34CP 4- 1.03HP-0,11 (OP —SP)-0,025lFP] 1(P	[0,34.85,46+1,03.13,08—0,11 (0,26—0,95)—
шая, кДж/кг				—0,025-0,20] 103=42 600
Продолжение табл. 2
9 Заказ 206
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Результат
Теоретическое весовое количе- ство, кг/кг:	
трехатомных газов	^RO,
водяных паров	^н,о
азота	£n,
кислорода	7 о,
пйрбв топлива	L.T
Суммарное количество газов при а ==1 Теплоемкость^ кДж/ (кг • К):	/-г
углекислого газа	CpRO,
водяных паров	СРН,0
азота	с*ч
кислорода	сро.
воздуха при Ti	ср
воздуха при	
пара	Срп
Средняя весовая теплоемкость газов при а=1, кДж/(кг«К)	ерг
Расход топлива на ГТУ, кг/с	Вт
Коэффициент избытка воздуха за ка- мерой	®обт
Расход топлива на одну камеру его-, рання, кг/с	Sri
Нормальная плотность чистых про- дуктов сгорания (а= 1), кг/м8	Рог
Плотность продуктов сгорания за ка- мерой, кг/м8	Рг
Q	(4)	0,0371 (О + 0.375SP) т,сг	0,0371 (85,46 4- 0,375 • 0,95) 0,99=3,152
Q	(5)	(0.09НР + 0,01 Wt) ъг + 0,016Z-0 + Qn	(0,09-13,084-0,01 -0,20)0,994-0,016‘ 14,3754-
			+0,10=1,497
Q	(6)	0.768Л + 0,0 lNpi]cr	0,768-14,375+ 0,01 -0,25-0,99= 11,043
Q	(17)	0,232/,0 (1 — *Псг)	0,232 • 14,375 (1 —0,99) = 0,033
Q	(18)	1 71сг	1—0,99=0,01
Q	(7)	^RO, + ^Н,0	Н"	3,152+1,497+11,043 + 0,033 + 0,010= 15,735
R	(1)	Принимается по табл. 4 приложения	1,080
R	(2)	»	2J)64
R	(3)	»	1,093
R	(4)	>	1,013
R	(6)	»	1,069
к	(5)	»	1,013
R	(7)	»	1,043
Q	(8)		1,08 - 3,152 + 2/064 -1,497 + 1,093 • 11,043 + + 0,360-0,033 + 2,02-0,010	,
		'К.	
		*-»г	15,735	“ 1’185
Q (Ю)
Q О)
Q (26)
Q (12)
<5 (13)
О.|Ср11г(7,г-273)-
QPlcr—(1 + ₽о)('Р(, (Л —273) 4- 4>Срв г х	*
-Срв(7-,-273)]
*" X (Тг-273)+Срт (Л-273) + G£pn (Т„- 273)
Ge
71т Л
Вт
Пк
1.97 £rq, +0,8044н,о + 1,25£n< + 1,43Z.O] + 0,82£т
Л-
(aotaZ+’l) Tr [(’“«w-1) Z»1>293 + (ArH) Por]
213(1,069(1043—273) —
42600.0,99 —(1 + 14,375)1,185(1043 -273) +
_________— 1,013(523-273)]_________
+14,375-1,069(1043-273) +2,147(353—
—273)+0,l -1,043 (473-273)
____212—_ =4 907
3,020-14,375	’
3,020
-H— =3,020
1,97 -3,152+0,804 • 1,497+1,25 -11,043+
+1,43-0,033 + 0,82-0,01
= 1,353
15,735
(4,907-14,375+1)1043 ^4'907 1)14,375-1,293 +
+ (14,375+1)1,353] ==2,289
PTM 108.022.11—83 Стр. 65
Продолжение табл. 2
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	Результат
Плотность воздуха на входе в каме-	Рв	Q (15)	3600р„ 7’	_.да
ру сгорания, кг/м3			* »	
Суммарное количество газов при		Q (19)	4	1,0164 (сс()бщ 1)	15,735 4-1,01614,375 (4,907— 1) 72,796
аи, кг/кг Весовая доля трехатомных газов		Q (20)	^RO,	72,796 ~0,043
				
	rROa		Г| < 4	
Весовая доля водяных паров	гН,0	Q (21)	^н»о 14	оо21 72,796 и’
Стр. 66 РТМ t08.022.lt— 83
Таблица 3
Расчет конструктивный (поверочный)
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	Результат
Длина пламенной трубы, м	4л	А (16)	Задано	2,87
Количество камер сгорания на ГТУ	Лк.с	л (17)	»	1
Диаметр пламенной трубы, м	^пл	А (18)	»	1,80
Диаметр корпуса камеры, м	Рк	А (19)	>	2,381
Толщина стенки пламенной труб#, м	&ПЛ	А (20)	»	0,005
Внутренний диаметр регистра, м	Рр	А (21)	»	0,294
Диаметр втулки регистра, м	4т	А (22)	»	0,095
Угол наклона лопаток регистра	?р	А (23)	»	45
Количество лопаток одного регистра	Лл	А (24)	»	18
Толщина лопатки регистра, м	йл	А (25)		0,0015
Количество горелок на камере	Лгор	А (26)	»	8
Диаметр отверстий дожигания, м	^дож	А (27)	»	0
Количество отверстий дожигания	Лдож	А (28)	>	0
Эквивалентный диаметр отверстий охлаждения, м	<А)ХЛЭ	А (29)		0,004
Толщина корпуса камеры, м		А (33)	»	0,020
Количество отверстий охлаждения	Лохл	А (30)	»	19 8?5
Эквивалентный ди д метр отверстий смесителя, м	^см	А (31)	»	0,175
Толщина стенки корпуса, м		А (33)	>	0»02
Количество отверстий смесителя	Лем	А (32)	>	14
Площадь пламенной трубы, м	F пл	(31)	0.785РХ,; (3,14DBPcp) - для кольцевых камер сгорания	0,785(1,8)2=2,543
Продолжение табл. 3
CD
*
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Результат
Относительная длина пламенной
трубы
Площадь регистров на выходе для
одной камеры, м2
Площадь отверстий дожигания для
одной камеры, м2
«
Площадь тракта первичного воздуха
для одной камеры, м2
Площадь одного пояса охлаждения
для одной камеры, м2
Площадь кольцевого канала для од-
ной камеры, м2
Площадь смесителя для одной ка-
меры, м2
Общая проходная площадь по трак-
там одной камеры, м2
Форсировка камеры сгорания,
Вт/(м2-Па)
Средняя скорость воздуха по трак-
там, м/с
Расход первичного воздуха на все
камеры, кг/с
Расход воздуха на регистры на все
камеры, кт/с
Расход воздуха на дожигание на все
камеры, кг/с
Расход воздуха на охлаждение на все
камеры, кг/с
Расход воздуха на смешение на все
камеры, кг/с
Расход воздуха в кольцевом кана-
ле, кг/с
Скорость воздуха в кольцевом ка-
нале, м/с
Расход газа в зоне горения, кг/с
Избыток первичного воздуха
/отн
р. вых
пл
&НЛ
0,785 (д’ - d’T) cosjip------лл г-л
Я гор
F ЛОЖ
F пер
7* охл.
7\.к
F см
F ОбП1
^пср
Gp
^ДОЖ
^ОХЛ
^см
^к.к
WK. к
67 г
«п
(34)
(35)
(36)
(38)
(37)
(39)
(40)
(41)
(42)
(43)
(43)
(45)
(46)
(47)
(48)
(49)
(50)
0,785rf^o)K пд(1Ж
ЛОЖ 4“ ^р.ных
0,785	л0ХЛ
0,7851( DK - 25к)2 - (£>пл +25пл)2]
0,785	лсм
Т7пер -I- Т7охл 4“ /"см
^7 в
7* ОбшРп^К
Т'пСр
^В ~р
• общ
^р. пых
----------
• общ
^пср — 6р
G	-
~Т-
• общ
О'в 67пср --- Сохл
^пср 1 О,500хл
IV • к
^к.кРвлк
^пер 4*
<7 лер
7*0 5Т
-^—==1 594
1,80	’
0,785 (0,2912 — 0,095г) cos 45° —
_ O’2?h7-°J??.'2 18.0,001518=0,322
о
0+0,322=0,322
0,785 (0,004)2.19825---0,249
0,785 [ (2,381 —2 • 0,020)2 — (1,8+ 2  0,005)2J — 1,73
0,785(0,175)2-14 = 0,337
0,322+0,249+0,337=0,908
42600.3,020.0,99 ln_3 „ n
0,657.2,543-1	'	’
0,908.4,522-1 "51)88
213 4® - 75)535
213 0' 322 - 75 535
2 3 0,908	,53&
75,535—75,535 = 0
0 249
213S^5M1°
213—75,535—0=137,465
75,535+0,5-58,410=104,740
_J04JL— „„13 39
1,73-4,522-1	’
75,535 + 3,020 = 78,555
75,535
14,375-3,020 ‘ *
РТМ 108,022.11—83 Стр. 67

Таблица 4
Расчет конструктивный (конструкторский)
Наименование	(	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	Результат	
Относительная длина пламенной тру- бы, м	Л1Л	Q (32)	(£Пл/^гор) принимается по табл. 6	9,0	
Форсировка	камеры	сгорания, Вт/(м2-Па)		Q (40)	Принимается по табл. 6	76,8	
Средняя скорость воздуха по трак- там^ м/с	wb	Q (42)	>	52,0	
Скорость воздуха в кольцевом ка- нале, м/с	w К. К	Q (49)	Принимается в пределах 5—20 м/с	13,4	
Доля воздуха на регистры	Wp	АТ (1)	Принимается в пределах 0—1	1	
Доля воздуха на охлаждение	Л1охл	АТ (2)	Принимается в пределах 0—0,5	0,27	
Избыток первичного воздуха	anep	Q (51)	Принимается по табл. 6	1,6	
Количество цамер сгорания		А (17)	Задано	1	
Толщина стенки пламенной трубы, м	й|1Л	А (18)	»	0,025	
Диаметр втулки регистра, м		А (22)	>	0,095	
Угол наклона лопаток регистра, ...°	Рр	А (23)	Принимается в пределах 30—60°	45	
Количество лопаток одного регистра	Лл	А (24)	Принимается в пределах 12—36	18	
Толщина лопаток регистра, м	®л	А (25)	Задано	0,0015	
Количество горелок на камере	Лгор	А (26)	Принимается в пределах 1—100	8	
Диаметр отверстий охлаждения, м	^охл	А (24)	Принимается в пределах 2—10 мм	0,004	
Толщина стенки корпуса, м		А (33)	Задано	0,020	
Площадь пламенной трубы, м2	Р пл	Q (31)	|	Qn ^ТТ|СГ	п 77	 IO"3 |	U	42600-3,020-0,99	-4Q 76,8-0,657-1	1	’°	
Расход первичного воздуха, кг/с	Gnep	Q (42)	апер^-о^т	1,6-14,375-3,020=69,46	
Расход воздуха на регистры, кг/с	Gp	Q (43)	WpGnep	1-69,46=69,46	
Общая проходная площадь по трак- там, м2	Д общ	1Q (39)	GB		'Ll?	—о 906 52,0-4,532-1 “ ’	
			а>врвЛк		
Расход воздуха на дожигание, кг/с	Сдож	Q (44)	Gnep Gp	69,46—69,46=0	
Расход воздуха на охлаждение, кг/с	Gqx4	Q (45)	I	Л2охлОв	0,27-213 = 57,51	
Расход воздуха на смешение, кг/с	Gcm	Q (46)	1	GB — СОхл Gnep	213—57,51—69,46=86,03	
Площадь тракта первичного возду- ха, м2	Р пер	Q (35)	Gj|ep	1	69,46	__л 295 52,0-4,522-1 -	
			WupunK		
Площадь регистров на выходе, м2	^р. вых	Q (33)	Л/р/7fiep	1-0,295=0,295	
Площадь отверстий дожигания, м2	Р дож	Q (34)	1	^пер ^р. вых	0,295—0,295=0	
Площадь тракта охлаждения, м2	Р охл	Q (36)	1	СОхл	57,51	, 52,0-4,522-1' ~0’245	
			I	WupnHK		
Площадь тракта смешения, м2	Р см	Q (37)	/*"обш	Р охл ~ Рпер	0,906—0,245—0,295=0,366	
Стр. 68 РТМ 108,022.11—83
Продолжение табл. 4
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Результат
Расход воздуха в кольцевом кана-
ле, кг/с
Площадь кольцевого канала, м2
Диаметр пламенной трубы, м
Диаметр корпуса камеры, м
Внутренний диаметр регистра, м
Длина Пламенной трубй, м
Диаметр отверстий дожигания, м
Расход продуктов сгорания, кг/с
Диаметр отверстий смесителя, м
Количество отверстий дожигания
Количество отверстий охлаждения
Количество отверстий смесителя
^лож
Ог
Псм
Лдож
яохл
лсм
Q (49)
Q (38)
А (18)
А (19)
А (21)
А (16)
А (27)
Q (50)
А (31)
А (28)
А (30)
А (32)
0,785 cos рлгор
Опер + 0,5Оохл — противоточный
Осм + 0,5СОХЛ — прямоточный
69,46+0,5-57,51=98,22
К. К
^к.кРвЛк
1 пл
0,785
98,22
13,4-4,522-1
2,549
0,785
к.к
q 785 4" (^пл4“2^пл)2 4*2Ьк
V 7ГЖ- + (1,8+2-0,025)2 + 2-0,020 = 2,769
г U,гоО
р. пых
п^л У
,14cosp /
__rt j ^Л^Л | пл^л
вт3,14 cos р 3,14 cos р
р^р
0 2D	(—У’5 ( —
и,2х>пл 7= I ) I "7у“
• цл \ Рв /	\ *7Д
СМ / рг
пл \ Рв /
^"лож
0.785 О2Д0Ж
• ОДЛ
0.785 DL
1 см
0,785 О2М
т
см
-НО,0952-1-
/ 18-0.0015 у
\3,14.0,707/ ~~
9 п П05 180,0015	18.0.0015
~2‘о’о95ттго7б7'+ т;и.оТ7бг4271
9,0-0,271 =2,439
(4,907 • 14.375 +1) 3,020=216,1
0,366 ( 2,289у,5/ 216,1
2,549 \4,522/ \ 86,03
9*245	_ IQ глр
0,785-0.0042	1У50Ь
0.366 1С
0,785(0,175)2
1) =0,175
РТМ 108.022.11—S3 Стр. 69
Стр. 70 РТМ 108.022.11—83
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Расчет тепловой
Номер зоны
Длина зон пламенной трубы, м
Дедл-площад^ одной зоны
Площадь прохода воздуха в
зоне, м2
Избыток первичного воздуха в
зоне (средний)
Избыток воздуха (эффектив-
ный)
Коэффициент полноты сгорания
в зоне
Количество трехатомных газов
при а = 1, кг /кг
То же, водяных паров, кг/кг
То же, азота, кг/кг
То же, кислорода, кг/кг
То же, паров топлива, кг/кг
Суммарное количество газов в
зоне, кг/кг
Температура факела в первом
приближении, К
Удельная теплоемкость при
осп/, кДж/(кг-К):
углекислого газа
водяных паров
азота
кислорода
паров топлива
воздуха
газов
Температура факела во втором
приближении, К
Температура факела в первом
приближении при аПэ» К
ТЧ	M	Принимается в пределах 1—10
Lni	AT (1)	Принимается в пределах 0 — Ьал
mj	AT (2)	Принимается в пределах 0— 1
Fgi	Q (51)	охл ^дож)
	Q (22)	_ / л« \ Ё Fgt у
		Общ
ч	Q (59)	GAf^ VOAlFti)
		LqB-jPобщ
	Q (23)	"i Lnl — 6 s -M. «	1 ^пл 1 — e
£ROaz	(4)	0,037 (CP + 0,375 SP) Tier,-
^H,OZ	(5)	(0.09HP - 0,01 Й7Р) >icri + O,O16£o + Gn
	Q (6)	O,768£o + 0,01NP Hat
	Q (17)	O,232£o (I -
Lit	Q (18)	I — ^crZ
L'	Q (7)	^RO,/	+ ^NaZ + ^Оа/ +	(япэ — О Д)
r	T (I)	0,81QPto «n,A>
Cpco,	R (1)
CpH,0	R (2)
CpN,	R (3)
CpOt	R (4)
Cf^.^	R (7)
CPa.$	R (6)
Cpr	Q (8)
	т (2)
Т'ф,	T (2)
Принимается по табл. 4 приложения 1
»
»
»
1,84 Ч- 0,0039 (ТфХ. — 273)
Принимается по табл. 4 приложения I
+ СрН,0 £н,о + CpN,LN, + %/р,
£rO2 + ^Н2О "Г ^О, "Ь Ъ
РТМ 108.022.11—83 Стр. 71
позонный
Таблица 5
	Результат				
	0,25	0,40	0,75	0,85	0,62
	одно	0,20	0,374	0,425	0
	0,01 (0,2494-0) =0,002	0,20(0,249 + 0) =0,050	0,374 (0,349 + 0) =0,092	0,425 (0,24 9 + 0) =0,105	0,337
	213(0,322 + 0,002) __	213 (0,322 + 0,052) __	213(0,322 + 0,145) __	213 (0,322-г 0,251)	_	213 (0,322 +0,588)
	14,375-3,020.0,908	74,375-3,020-0,908 —	14,375-3,020-0,908	~	14,375-3,020-0,908	~	14,375-3,020-0,908 —
	= 1,755	== 2,024	= 2,528	= 3,100	= 4,917
	213 (0,322 + 0,1*0,002) __	213(0,322 + 0,1-0,052) _	213 (0,322 — 0.1-0,145) _	213 (0,322 + 0.1-0,251)_	213(0,322-1-0,1 X
	14,375-3,020-0,908	~	14,375-3,020-0,908 —	14,375-3,020-0,908 ~	14,375-3,020-0,908 —	14,375-3,020 X
	«= 1,741	= 1,768	= 1,818	= 1,876	X 0,588) X 0,908’ = 2'058
	Я* 0,25	g 0,65 —- 0 ' 1	с 1,40	= 2’25	-6^
	9R7	2,87	2,87	2,87	2,87
	1 — е 1 2’87 = 0,407	1—е	=0,743	1—е	= 0,946	1-е	= 0,991	1 - е	= 0,998
	0,037(85,46+ +0,375 • 0,95) 0;407 = 1,296	2,366	3,013	3,155	3,176
	(0,09 • 13,08+0.01-0,20) X ХО,407+0,016-14,375+ +0,10=0,810	1,206	1,446	1,499	1,506
	0,768-14,375+ + 0,01-0^5-0,407=11,041	11,042	11,043	11,043	11,043’
	0,232-14,375Х Х(1—0,407) = 1,978	0,857	0,179	0,030	0,008
	1—0,407 = 0,593	0,257	0,054	0,009	0,002
	1,296 + 0,810+11,041 + +1,978+0,593+1.016Х Х(1,741—1)14,375 = =26,74	30,68	38,05	46,41	72,94
	0,81-42 600-0,407 , 1,755-14,375 т 4-523=1080	0,81-42 600-0,743 . 2,024-14,375 + 523 = 1401	1421	1290	1010
	1,085	1,142	1,145	1,123	1,079
	2,075	2,189	2,194	2,144	2,070
	1,097	1,130	1,132	1,118	1,054
	1,016	1,045	1,047	1,035	1,014
	4,982	5,246	6,312	5,801	4,709
	1,071	1,101	1,104	1,091	1,069
	1,283	1,292	1,248	1,219	1,185
	1036	1360	1417	1312	1046
	0,81-42 600-0,407 t 1,741-14,375	+ + 523 = 1084	1531	1838	1791	1687
Стр. 72 РТМ 108.022.11—83
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	
Удельная теплоемкость при ап.э, кДж/(кг К): углекислого газа водяных паров азота кислорода паров топлива воздуха Удельная теплоемкость газов в зоне при аПэ» кДж/(кг-К) Температура факела во втором приближении при аПэ, К Температура факела в первом приближении при ап = 1, К Удельная теплоемкость при ап = 1, кДж/(кг-К): углекислого газа водяных паров азота кислорода паров топлива воздуха газов Температура факела во втором прйближении при ап~1, К	С₽со. 'Э С₽Н,ОЭ Ср">, Ср^ Ср рт.э Ср А ^в.ф э СРг э ж ч г' Фа <Чо, •'а СРн,о а а CpN, а Ср°’в Срт а Срв-Ф, СРГ а Фа	R (1) R (2) R (3) R (4) R (7) R (б) Q (8) Т (2) Т (1) R (1) R (2) R (3) R (4) R (8) R (7) R (8) т (2)	Принимается по табл. 4 приложения. 1 > » » 1,84 + 0,0039 (Гф э — 273) Принимается по табл. 4 приложения 1 Срсо, Lro, + СРн,о £н,о CpN, Ln, + Сро, £о,/г Х-»	9	1	9	1	9	1	9-1 L +L +L + ’	ro2/^ н3<у + Срт 	э ‘ 4-Z. 4-Т.т Qp Лсгё 4~ ап	(Т'а 273) 4“ Ср^ (Тх 273) 4* £Фэ	(1 4" Т-о) Ср^ т (2пэ 1) X + С£р(Т«- 273) <	хсГ~Ц	+273 гв. ф э O.SM^Icri , _ ,	 Т * В ЬО Принимается по табл. 4 приложения 1 » > > 1,84 4-0,0039 (г! —273) va Принимается по табл. 4 приложения 1 Чо. £RO + CpHfi £Н,О,+ CpN, £N,+ а	»	а	»	а £Ro+£N.o + £N,+ + Сро, Lo,JCpi Lt1 a i	a +£О+£т t Op Icrt + L<PpB ( 7b - 273) + LUCP' (7r - 273) + + GnCp (Гп —273) 8 T’ =	2!	1-273 ГФа	(H-Zo)Cp rr a	
РТМ 108.022.11—83 Стр. 73
Продолжение табл. 5
	Результат				
	1,087	1,170	1 1 1 1,197	1,192	1,180
	2,079	2,227	2,326	2,311	2,278
	1,098	1,141	1,165	1,162	1,154
	1,017	1,055	1,075	1,073	1,066
	4,998	6,741	7,938	7,755	7,349
	1,072	1,114	1,136	1,132	1,125
	1,285	1,316	1,300	1,281	1,268
	1038	1449	1685	1723	1704
	0,81 *42 600-0,407 14,375	+ 4-523=1500	2307	2914	2902	2919
	1,155	1,237	1,293	1,292	1,294
	2,233	2,448	2,682	2,680	2,683
	1,139	1,193	1,223	1,222	1,225
	1,054	1,101	1,131	1,130	1,132
	6,620	9,767	12,135	12,088	12,154
	1,111	1,163	1,195	1,193	1,197
	1,390	1,440	1,410	1,380	1,370
	1262	1878	2307	2172	2197
10 Заказ 206
Стр. 74 РТМ 108.022.11—83
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение
Способ определения
Нормальная плотность газов при ап = 1, кг/м3	?го	Q	(12)
Плотность продуктов сгорания при аП1-, кг/м3		Q	(50)
Плотность продуктов сгорания при аПэ , кг/м3	?пэ		
Весовая доля трехатомных га- зов при аПэ	ГКО.	Q	(29)
Весовая доля водяных паров при аПэ	гн;о	Q	(30)
!.98W + 0»80иНзо/4-	4- lt43LOif + 0,82£тг
^rcu "т- ^H,Ot +	4- Lq i 4- Lrt
(ani^o 4" 1)
2784pB
Ф-»
[l,293£0(ani - 1) -4 (£04-1) ?rOl
[l,29340(an>
RO;i
г
Н,(Я
РТМ 108.022.11—83 Стр. 75
Продолжение табл. 5
Результат
1,98-1,296-4-0,804-0,814- 3,152+ 1,497 + 4-1,25-11,041 + 1,43х	I	1,328	1,349	1,354
+ 11,043 + 0,033 + X 1,978 + 0,82-0,593 = -j- 0,01 = 1,300			
2784-0,657	1,775	1,720	1,855
1036(1,755-14,375+ 1) '' X 11,293-14,375 X X (1,755-1) + + (14,375+1)-1,3] = = 2,279			
2784-0,657	1,665	1,438	1,373
1038(1,741-14,375+ I)'4 X [1,293-14,375 X X (1,741-1) + + (14,375+1)-1,3] = 2,296 1,296 ПГ1О 26,74 = °’049	0,088	0,110	0,111
_ Q Q31 26,74 “ ’	0,045	0,053	0,053
1,355
2,247
1,417
0,103
0,049
Таблица 6
Расчет газовой горелки (поверочный)
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	Результат
Расход топлива па горелку, кг/с	Вт	A (1)	Из табл. 2 приложения 3	0,371
Нормальная плотность топлива, кг/м3	Рот	A (2)	Из табл. 2—5 приложения 3	0,75
Плотность воздуха, кг/м3	рв	A (5)	Из табл. 2 приложения 3	4,52
Скорость воздуха на выходе из реги- стра, м/с	Wp	A (6)	Из табл. 3 приложения 3	52
Внутренний диаметр обода регистра, м	^в.т	A (8)	Задано	0,095
Угол наклона кромок лопаток реги-		A (9)		30
стра к направлению потока воздуха но осн камеры,... ° Угол наклона оси отверстия для газа к направлению потока воздуха, ...°		A (10)	>	50
Относительный шаг отверстия	S/rfr	A (11)	>	2,4
Коэффициент сопротивления регистра	с *р. вых	A (12)	Из табл. 9 приложения 3	|	1,95
Диаметр отверстий для выхода газа, м		A (13)	Задано	0,005
Количество отверстий	яотв	A (14)	>	36
Коэффициент местного сопротивления подводящих трубопроводов		A (15)	Принимается в пределах 1—3	1
Длина подводящего патрубка, м	Дподв	A (16)	Задано	0,6
Эквивалентный диаметр подводящих трубопроводов, м	Л»	A (17)	>	0,055
Количество местных сопротивлений	«м	A (18)	>	3
Коэффициент трения	^тр	A (19)	>	0,04
Плотность газа, кг/м3	Рг	A (20)	Рот-^- —; />«-= 0,0981 м-Па * т Ра	273 0,657 °’75 293 0,0981 ~4,682
Скорость газа на выходе из насад- ка, м/с			Вт			в»37*	112 2
	Wp	A (21)	0,785(/^ лотпрг	0,785(0,005)2 36.4,682
Опытный коэффициент		A (22)	1,2 (Sldji6	1,2(2,4)|,6= 1,389
Относительная глубина проникнове-			2ksdrwr sin &м sin Вк	2-1,389-0,005-1.12,2- sln30°- sin60° 52/j-jg (0.294 0,095)
		A (23)		
	ncr		i /Т”	
ния струи			Wp у (Z)p tZBT)	
Скорость газа в подводящих трубо- проводах, м/с		A (24)		I			=33’4 0,785 (0,055)2 4,682	’
	wn		— 0,785Z)’Pr	
Коэффициент сопротивления подвода		A (25)	1 ^ПОДЦ 1 „ с Лтр "		 ~г	О’М 0 055 43‘1-3’436
Потеря напора на подводящих трубо- проводах, Па	bpn	A (26)	пгт й Л 3 -ТО •о	3,436	4,52=8662,72 1 ** 1	S92
Потеря напора на регистрах, Па	Дррег	A (27)	е	wp ?р-вых —тр- Рв	1,95-^—4,52=11916,58 1
Стр. 76 РТМ 108.022.11—83
Продолжение табл. 6
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Результат
Коэффициент сопротивления газового
насадка
Потеря напора на газовом насадке, Па
Давление газа перед горелкой, кПа
£qtr
Apr
Рг
А (28)
А (29)
А (30)
1 + /0,025 (S/rfr)0’9Г1-	~
L vS/«r)z J (Sldr)2
£отп ~2 9г
Рп + ЬРп + д/>г - Дррсг
Расчет форсунки механического распыла
Наименование	Обозначение	Способ определения
Производительность при 100%-ной нагрузке, %*	Дт1оо	Задано
Вязкость топлива, м2/с	VT	*
Угол раскрытия факела, ... °	Рф	
Перепад давления топлива, МПа	Др	
Плотность топлива, кг/м8	Рт	>
Максимальный размер капли при 100%-ной на-	ЪЛ1ЯХ 1ОО	
грузке, м То же, при 20%-ной нагрузке, м	^тах20	>
Количество тангенциальных каналов, шт.	Пк	Принимается
Коэффициент	kr	Определяется по черт. 4 приложения 2
Масштаб форсунки, м2	м		Вт too	Ю“6
Максимальный размер капли при 100%-ной на-	**max loo	*т)/10,194Дррт. °,з У Ар й	Вт 100 °maxioo * п л о
грузке, м То же, при 20%-ной нагрузке, м	йГПЛХ 20	
Геометрическая характеристика форсунки	А	/рф Y \65/
Диаметр сопла, м		У М/ЛЧ-1.5
Диаметр камеры завихривания, м	Рэ	2rfc
Площадь тангенциальных каналов, м2		б/с1’2/^’8
		А
Ширина канала, м	ь	1/^ " пк
Полный диаметр камеры завихривания, м	Da	1,05£>з + *
1+]/ 0,025 (2,'4)0>9
°>785Г_
(2,4)2) ~
= 1,170
1,170	682=34 380
657+8,66+34,38—11,92 = 688,13
Результат
1000
13,0-10-®
80
900
400-10-®
2000-10-6
Таблица 7
0,85
1000	10“в=6,14-10“6
0,85/10,194-4,0-900
i/а 1Л.1П—6
0,3
= 372-10~6
377 10”®	1000
372,10	1000-0,2
f «LY —9 37
\65? ~l'il
, Г—‘-----в—7г..—г.т -	4,05-10 -3
V 6,14-10_6 /(2,37)2+ 1,5
2-4,05-10-5=8,1-10-3
(4.05J0-3)’-2 (8,1- 10-3)°-я	.
— 1Z,UO-1 и
±=1860-10"6
2,37
/1.^10-^!, 741.10-з
1,05-8,1 • 10-’+1,741 • 10-3= 10,2- IO-3
РТМ 108.022.11—83 Стр. 77
Таблица 8
Расчет пневматической форсунки (поверочный)
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения	Результат
Диаметр топливного сопла, м	Ч:.т	F (1)	Задано	5,3-10-3
Диаметр камеры завихривания топ- лива, м		F (2)		9,8-10"3
Площадь тангенциальных каналов топлива, м2		F (3)	>	16,1.10-6
Кинематическая вязкость топлива, м2/с	vT	F (13)	>	20,0- 10-е
Относительная шероховатость поверх- ности форсунки	Д	F (15)	>	5-10-3
Коэффициент влияния трения	kA	F (21)		5
Давление воздуха перед камерой, МПа	/>*	F (7)	>	0,657
Давление воздуха перед форсун- кой, МПа	Рт	F (8)	>	4,41
Плотность топлива, кг/м3	Рт	F (11)	>	980
Коэффициент угла раскрытия факела	f*0	F (18)	>	70
Коэффициент размера капли	къ	F (20)	>	400
Диаметр пневматического сопла, м	^с.р	F (4)	»	14,2*10-3
Диаметр камеры завихривания рас- пылителя» м	^з.р	F (5)	>	18-10-3
Площадь тангенциальных каналов пневматической части, м2	Fкр	F (6)	>	68, МО"6
Нормальная площадь распиливаю- щего агента, кг/м3	Рро	F (12)	>	0,804
Кинематическая вязкость распили- вающего агента, м2/с	^р	F (14)	>	15,8-10-*
Давление распиливающего аген- та, МПа	Рр	F (9)		1,020
Температура распыливающего аген- та, К	Тр	F (10)	>	503
Коэффициент влияния распыливаю- щего агента	ks	F (17)	>	1,0
Коэффициент вида распыливающего агента	Лр	F (16)	»	1,99
Скорость истечения топлива, м/с	WT	FR (1)	1/2(Рт-рв) Г	Рт	1/ 2(4,41~°’-6— 103=87,57 Г	УоО
Число Рейнольдса потока топлива	ReT	FR (2)	Wt^c.t Ъ	87,57-5,3-103 =23 21.10з 20,0-IQ-6
Коэффициент трения топливных ка- налов	*трт	FR (3)	0 ц/д-1	68	У’26	0 11 (&• 10~3 1	68	\0»25—7.Ю“*3
			0 11 V ReT+ 1000 )	0,11^-lU I 23,21.10^4-1000/
Стр. 78 РТМ 108,022.11—83
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	
Геометрическая характеристика топ- ливных каналов	Лт	FR (4)	
Эквивалентная геометрическая харак- теристика топливных каналов	•^э.т	FR (5)	
Коэффициент расхода		FR (6)	
Расход топлива, кг/ч	Вт	FR (7)	
Плотность распиливающего аген- та, кг/м8	Рр	FR (8)	
Приведенный расход распыливающего агента	<1п	FR (9)	
Скорость распыливающего агента, м/с	wp	FR (10)	
Число Рейнольдса потока распыли- вающего агента	Rep	FR (11)	
Коэффициент трения пневматических каналов	*трт	FR (12)	
Геометрическая характеристика пнев- матических каналов	Лр	FR (13)	
Эквивалентная геометрическая харак- теристика пневматических каналов	-^э.р	FR (14)	
Коэффициент расхода распыливаю- щего агента	Нр	FR (15)	
Расход распыливающего агента, кг/ч	Ор	FR (16)	
Относительный расход распыливаю- щего агента	'/р	FR (17)	
Суммарное число Рейнольдса	Re3	FR (18)	
Характерный размер капли, м	<>о	FR (19)	
Уг&л раскрытия топливного факе- ла, ... °	Зф	FR (20)	
Продолжение табл. <8
Способ определения
Результат
0,785D;l т rfc т
0.785.9,8-10"3.5,3.10“3 „
=2,534
К.Т
А тРт 7
О,.т
т
с.т
14-2,54. .
2826
27,83	1Л,
РрО--т*--Рр* Ю2
1 Р
5,3-^-
Рр - \рр / -
Wprfcp
^р
Л 68	\0,25
v + /?cP-Mooo;
0,785Z)3 prfCp
 к.р
р
О3,р
^ср
р
• • • * * э. р
2826wprf3ppp|Xp
Вт
ReT+MpRep
*.</. _и!’5
о С.Т* Т
Re»'5
Зг-г
э.т
16,1•10+6
--------------— = 1,875
14-5.32,7. Ю~3( -'-:10-  -1) 2,534
Хб.З.Ю-1 /
14-2,5-1,875 =0'176
2826 • 87,57 - 980 (5,3-10"3)2 • 0,176 = 1198
0,804	1,020-1№=4,364
ООю
_ q 0,657
5,3 1,020 .
0,657 \o.74 „ „„„
'	=0,868
1,020
1,99-0,868 1/	=262
г 4,364
262-14,2-10~3
15,8-IO"6
0,11(5.10~3
235,04-103
68	\о>25
235,04.1 №4-1000 ) ~
0,785-18-10“3-14.2-10—3
—2,916
68,Ы0“6
---------	-------=2,638
/ 1Я. 1Л~Л	\
14-5-0,03	| 2,946
\ 14,2-10~3	/
14-1,1.2,638	°’257
2826 • 262 (14,2 • 10-’)М,364 • 0,257 = 167
_Ш.=0 14
1198	'
23,21 • 10’+1,0.0,14.235,04.1O’=56- 10s
400.5,3.10~3-0,176'
(56-1О3)0'5
70^17875 = 86,31
-664.10-8
РТМ 108.022.11—83 Стр. 79
СтриЯО РТМ 108.022.11—83
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Длина пламенной трубы, м	^-пл	G (1)
Площадь подводящего патруб- ка, м2	F пода	G (2)
Площадь регистров на выхо- де, м2	Fp. ВЫХ	G (3)
Площадь смесителя, м2	^см	G (5)
Площадь кольцевого канала, м2	^к.к	G (6)
Площадь пламенной трубы, м2	^лл	G (7)
Суммарная площадь пламенной трубы, м2	%Fgi	G (61)
Втулочное отношение регистров	^ВТ	G (9)
Диаметр пламенной трубы, м	^ПЛ '	G (Ю)
Коэффициент смесителя	»4с.Ч	G (Н)
Угол наклона лопаток регист- ра, ...°	Зр	G (12)
Теоретический расход возду- ха, кг/кг	io	G (13)
Расход топлива, кг/с	вт	G (14)
Теплота сгорания топли- ва, кДж/кг	QS	G (16)
Плотность воздуха, кг/м3	Рв	G (19)
Плотность продуктов сгорания за камерой, кг/м3	?г	G (20)
Общая проходная площадь, м2	Fобщ	G (30)
Средняя скорость воздуха по трактам, м/с		G (31)
Коэффициент сопротивления ре- гистра на выходе	’•р. вых	G (32)
Расход воздуха на регистры (приближенный), кг/с	°;	G (33)
Расход воздуха на смеситель (приближенный), кг/с		G (35)
Номера зоны		М
Длина участка пламенной тру- бы, м	^n.U	G (21)
Площадь прохода воздуха в зоне, м2	Fgi	G (4)
Плотность газов в зоне, кг/м3	?gl	G (39)
Расход воздуха через стенку в зоне, кг/с	G'gi	G (34)
Коэффициент теплового сопро- тивления	*т	G (44)
Расход воздуха в кольцевом канале зоны, кг/с	G' К • к	G (40)
Коэффициент сопротивления охлаждения	"g	G (41)
Коэффициент сопротивления
смесителя по воздушной стороне
’см. в
G (42)
Расчет гидравлический
Способ определения
Из табл. 3 приложения 3
Задано
Из табл. 4 приложения 3
»
>
»
>
»
Принимается в пределах 6,0—6,6
Из табл. 3 приложения 3
Из табл. 2 приложения 3
»
»
р.вых 1 gl
Gb
?в^общ^к
СМ
(9,44-8n„)<O'M6V
4 р. ВЫХ
Fобщ
* см
в С _
Принимается в пределах 1—10
Из табл. 5
приложения 3
Ь=|1+1/о,О25(-|У’9Г1-О.785(4У ]-о-785(4УГ_
£ I »	\ ® / L \ ^ / J	\ ® / I
для перфорированного охлаждения
РТМ 108.022.11—83 Стр. 81
(поверочный)
Таблица 9
Результат
2,87
1,24
0,322
0,337
1,73
2,543
0,249
0,32
1,8
6,6
45
14,375
3,020
42 600
4,522
2,289
0,3224-0,249+0,337=0,908
213	__гг <чг
4,522-0,850.1	’
(9,44-8-0,32)(0,006 45^ = 1,954
2,3£ж=75-535
213 2155L— 79 054
2 3 0,908 ~У,и4
0,25
0,002
2,279
213	Q 469
21 0,908	’
/ 1,24 V/4,522 Л
\2,543/ \2,219 1)~
=0,2339
75,535+0,469^76,0
/	0,002 176,001 \
V 1,73 0,469 /
= 1,998
2	3	4
0,40	0,75	0,85
0,050	0,092	0,105
1,775	1,720	1,855
11,73	21,58	24,63
0,3678	0.3872	0,3417
87,73	97,12	100,17
1,584	1,656	1,722
5
0,62
0,337
2,247
79,0
0,2406
154,54
.1,396
0,337 / 213 0,337 4,522 W
1,73 \79,054 2,5<3 2,289/ J ’
11 Заказ 206
Стр. 82 РТМ 108.022.11—83
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Коэффициент сопротивления смесителя по газовой стороне	• ’см.г	G (45)	
Коэффициент сопротивления кольцевого канала	;к.к	G	(43)
Скорость воздуха в кольцевом канале, м/с	к	G	(46)
Потеря напора в кольцевом ка- нале, Па	^Рк.к	G	(47)
Скорость воздуха на выходе из регистра, м/с	W р. вык	G	(48)
Длина зоны от регистра, м		pVM	
Скорость газов в пламенной трубе, м/с	Wn.l	G	(49)
Потеря статического напора в пламенной трубе, Па	^сг. пл	G	(50)
Разность динамических напо- ров в кольцевом канале (у сече- ния), Па		G	(51)
Перепад полных напоров по длине- пламенной трубы, Па	^Рп. пл	G	(53)
Скорость воздуха в отверстиях охлаждения и смесителя, м/с;	wg	G	(54)
Расход воздуха в зонах, кг/с	Gsl	G	(55)
Относительная потеря статиче- эго напора, %	Зст	G	(58)
Относительная потеря полного напора, %	Зп	G	(59)
Коэффициент сопротивления камеры	*к	G	(60)
Расход воздуха на регистр, кг/с	ft G₽	G	(56)
Относительная	погрешность приближения	1GP	G	(57)
Избыток воздуха в зонах	ЛП£		
Суммарный избыток воздуха	e",		
РТМ 108.022.11—83 Стр. 83
Продолжение табл. 9
	Результат				
	/ 213 V/	0,337 у 4,522	213—79,054	0,337у 4,522		0 К 213, (0-337)г _ ’ 79,054 2,543-1,73	0,1514
	\79,054/ V	2,543 / 2,289	\ 79,054 Д 2,543/ 2,289			
	/	176,004 1,24 V 213	1,73/~	1,410	1,264	1,098	0,566
	=0,316				
	176.004 1,73-4,522.1 “ ’	11,2	14,0	17,1	27,2
	——-/,522(22,5)2=	399,904	560,149	725,931	946,742
	=934,019		75,535 0,322’4,522.1	’		
	0,25	0,25 + 0,40=0,65	0,65+0,75=1,40	1,40+0,85 = 2,25	2,25 + 0,62=2,87
	75,5354-3,020+0,469 _	20,1	25,7	29,0	37,8
	2,543.2,279-1				
	= 13,6				
	13 823,213	13 498,398	14 015,575	14 460,422	14 655,589
	(22,5)2 _ 2 279 -	(13,6)2 = 933,869	—74,939	— 124,865	—118,889	67,476
	13 823,213 + 933,869 =	13 423,459	13 890,710	14 341,533	14 723,065
	= 14 757,082				
	1/ 13 823,213-2 .. „ 1 1,988-4,522	’	61,4	61,2	60,9	68,1
	55,3-4,522-0,002-1=0,50	13,883	25,461	28,916	103,779
	13 823,213	4_ 0,657 U	’	2,055	2,133	2,201	2,231
	1* 757,082	4 0,657	’	2,043	2,114	2,183	2,241
	2-14757,082 (55,35)4,522	’	1,933	2,000	2,065	2,120
			213		R4-	
		75,535+0,50+13,883+25,461+28,916+		103,779 -	
			>4,84-75,535 64,84		
	64,84+248,07 14,375-3,020 ’ *	1,82	2,41	3,07	5,46
	64,844-0,1-248,07 14,375’3,020	1,55	1,58	1,65	1,89
Стр. 84 РТМ 108.022.11—83
Расчет
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Площадь пламенной трубы, м2	В ПЛ	Q (1)
Расход топлива на одну ка-	Вт	Q (2)
меру сгорания, кг/с		
Плотность топлива, кг/м3	Рт	Q (4)
Параметр испарения топлива	мт	Q (5)
Теоретический расход возду-	Т-о	Q (6)
ха, кг/кг		
Начальная скорость капли, м/с	^НО	Q (7)
Параметр полноты выгорания	Вг	Q (14)
Температурный диапазон раз-	^ро	Q (8)
гонки при = К		
Начальный размер капли (ча-	%	Q (9)
стицы), м		
Коксуемость топлива	Пк	Q (40)
Размер коксовой частицы, м		Q (36)
Коэффициент области горения	лг	——
Параметр горения частицы, м	мк	
Длина зон пламенной трубы, м	^ni	Q (10)
Температура в зоне горения, К		Q (11)
Плотность газов, кг/м3 Коэффициент избытка воздуха	Pgi ani	Q (12)
Коэффициент динамической вяз-	У"п1	R (1)
кости воздуха, Па		
Коэффициент теплопроводно-	^ni	R (2)
сти, Вт/мк		
Скорость газов, м/с	Wr	Q (20)
Время пребывания, с	тпр/ 1	Q (21)
Параметр	A	Q (22)
Из табл. 4 приложения 3
Из табл. 2 приложения 3
Из табл. 8
>
Из табл. 2 приложения 3
Из расчета форсунки и гидравлического (wT — агр.вых)
Принимается в пределах 3—6
Из табл. 8
Из табл. 7—8 приложения 3
Из табл. 8
Hq к
Принимается в пределах 0,4—1,1
Принимается в пределах 30—80
Из табл. 5 приложения 3
>
>
>
Из табл. 6 приложения 1
Из табл. 5 приложения 1
~Ь 1) Вт
Впл ?gi
Bni
wr
43,0-10 ~8-Хл< ^фг ~
№п1
Скорость частицы, м/с
Критерий Рейнольдса
Критерий Нуссельта
Параметр испарения, 1/К
vnl Q (23)
Re
Nil
R (7)
Q (24)
Q (25)
1) * “Пр О ЗА — 1
Vn
^ni
2 + 0,6 Re0,5
NU	|Q —S
РТМ 108.022.11—83 Стр. 85
выгорания
Результат
2,543
3,02
935
1650
14,375
87,6—52=35,6
4,7
290
0,782-10“3
0,05
0,288-10-’
0,8
47
Таблица 10
0,25
1036
2,279
1,755
42,22-10-6
6,974-Ю"2
(1,755-14,375 + 1)3,02
------2,543-2,279--------= 12’666
-ТТЙЕа- = °-020
12,666
43,0-IO" 8-6,974 • Ю"2 (1036-353)	.
= и,4о5
42,22-10~ 6
4,86 (2,279 - 42,22 X Л	г
X 10 -6 (35,6)0,5 X 3 0.485- 1
.	,\0,02 (3-0,485 — 1)
935 (0,782-10~3)1,5_
X 35,6 = 33,85
33,85-0,785-IO" 3-2,279	, 4ПО
——---------------7--------— 1 42о,
42,22-10-6
2+0,6-1428,9°'6=24,68
24,68-0,02- 16" 6	290	=
935 (0,782 • 10 -3)2	0,657°-5 ~
0,40	0,75	0,85	0,62
1360	1417	1312	1046
1,775	1,720	1,855	2,247
2,024	2,528	3,100	4,917
51,1^-10-6	54,69-10-6	49,99-10-6	43,46-10-6
8,466-10-2	8,686-10-2	8,246-10-2	।	7,018-10-2
20,365	25,781	29,171	37,886
0,020	0,029	0,027	0,016
0,716	0,727	0,680	0,481
17,069	6,787	3,418	2,660
429,69	142,37	67,98	68,07
18,057	11,242	6,947	6,950
0.209	0,224	0,200	0,153
Стр. 86 РТМ 108.022.11—83
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение
Коэффициент диффузии, м2/с	ад	Q (31)
Коэффициент скорости химиче- ской реакции, м2/с	^х	Q (32)
Суммарный коэффициент, м/с		Q (33)
Параметр выгорания частицы, м	Е к.х	Q (34)
Относительное испарение капли		Q (26)
Относительное выгорание ча-	Хщ	Q (35)
стицы		
Размер капли, мм	ч	Q (27)
Размер коксовой частицы, мм	**« к ю	Q (36)
Относительная полнота выго- рания по. испарению	Ttni	Q (28)
То же, по диффузии	T,KZ	Q (40)
Полнота выгорания по испаре-	TlCrn,	Q (29)
НИЮ	i	
То же, по диффузии	Тс? ,сгк*	Q (37)
Недожог по испарению, %	Яп	Q (38)
То же, по диффузии, %	Як	Q (39)
Способ определения
8,1 Nu----------------10 “8
— la ею
4,73 е Г*г • 103
ад^х
ад*Кх
*sxnpi
1 4- щ Г1 _ КГф/-273)£л]0-9
L м?
1.1 Г
1 + 1п 1 ni кх
AfK
Xnl
Xki 4-1
х2 -1
П1
T,crn(f-1) Р	Ц’ °
(I — т]сг \ 100
к	П1/
fl — v?cr \ too.
I	к. I
РТМ 108.022.И—83 Стр. 87
8,1-24,68
1036
2,279-0,789-10-з
X 10-8= 1,162
- 1500
4,73 е 1026 - Юз = 0,0047
1.162-0,005	0 005
1,162^-0,005
0,005-0,02
0,782-10-3	и’10
[(1036-273) X
X 0,247]°>9
1650
1,3 • 0 1280,8
=0,991
= 0,930
Продолжение табл. 10
Результат
1,755
47
0,93-0,782-10-3 =0,72-10’3
0,991 -0,782-10-3=0,775-10“3
0,93s -1
0,^3’4
3,02
= 0,476
1 —е ода,/4 ’ = 0,081
0,476
0,081
(1—0,476)100 = 52,4
(1—0,081)100 = 91,9
1,542	1,125	0,743	0,529
0,076	0,118	0,052	0,0041
0,072	0,106	0,049	0,005
1,981	4,61	2,468	0,162
0,917	0,804	0,923	0,963
0,915	0,724	0,788	0,960
0,667-10-3	0,536-1О*3	0,495-10-3	0,477-10-3
0,665-10-3	0,483-10-3	0,422-10-3	0,405-10-3
0,534	0,827	0,508	0,293
0,656	0,912	0,849	0,311
0,756	0,958	0,979	0,985
0,683	0,972	0,996	0,997
24,4	4,2	2,1	1,5
31,7	2,8	0,4	0,3
Стр. 88 РТМ 108.022.11—83
Наименование
Обозначение
Машинное
обозначение
Способ определения
Расчет температуры
Плотность воздуха, кг/м3
Расход топлива, кг/с
Расход воздуха на горелки, кг/с
Длина пламенной трубы, м
Диаметр пламенной трубы, м
Длина участка охлаждения, м
Эквивалентный диаметр отвер-
стий для охлаждения наружной
стенки, м
То же, внутренней стенки, м
Количество отверстий на стен-
ке пламенной трубы
Расстояние между стенками, м
Отношение углерода к водоро-
ду в топливе
Степень черноты внутренней по-
верхности пламенной трубы
То же, наружной поверхности
То же, и
Коэффициент опытный
Коэффициент опытный
Температура корпуса (экрана), К
До,ад Пощади одной зоны
Длина зон пламенной трубы, м
Весовая доля трехатомных газов
То же, водяных паров
Избыток воздуха
Расход охлаждающего возду-
ха, кг/с
Теоретическая температура фа-
кела, К
Эффективная температура фа-
кела, К
Плотность газов в зоне горения
(эффективная), кг/м3
Скорость газов в зонах пла-
менной трубы, м/с
Площадь системы охлаждения
наружной стенки, м2
То же, внутренней стенки, м2"
Приведенная степень черноты
стенки корпуса
Динамическая вязкость возду-
ха, Па-с
Коэффициент теплопроводности
воздуха
Коэффициент ослабления лучей
трехатомными газами
Коэффициент ослабления лучей
сажистыми частицами
?в
Вг
Gp
^-пл
^пл
<*охлн
^охла
ЛОХ.1
S
С;Н
£СГ
£Г
£а
Св
Сн
Гк
А£пл
rRO3
гН,0
«i
Тф.а
4э
»пл
^в
£пр
1ХВ
^'В
Кг
А (19)
А (14)
А (13)
А (1)
А (2)
А (10)
А (3)
А (4)
А (5)
DS
А (15)
А (16)
А (17)
А (18)
А (8)
А (7)
Q (21)
А (20)
А (21)
А (24)
А (25)
А (27)
А (26)
А (23)
А,(22)
А (28)
А (29)
а (б)
Q (ю)
О (В
(2 (2)
Из табл. 2 приложения 3
»
Из табл. 9 приложения 3
Задано
»
»
»
>
>
>
»
»
Гв+30
Из табл. 5 приложения .3
»
»
»
»
>
0,785<^х1 л0ХЛт4
н
0.785<, лОхл«<
8
1
Из табл. 6 приложения I
Из табл. 5 приложения 1
/f,(6,32rH:o + lS.Wr,0,)0„ l\
X (6,32rHjO 4-15,5/?ROj)Pb
РТМ 108.022.11—83 Стр. 89
металла
Результат
4,522
3,02
64,84
2,87
1,8
0,025
0,004
0,0053
19825
0,012
0,6
0,85
0,70		
0,01	0,20	0,95 0,025 0,040 553 0,374
0,25	0,40	0,75
0,049	0,088	0,110
0,031	0,045	0,053
1,49	1,55	1,58
0,53	13,88	15,46
1262	1878	2307
1038	1449	1685
2,279	1,775	1,720
J3.6	20,1	25,7
0,0020	0,050	0,092
0,0035	0,088	0,162
0,679	0,679	0,679
0,222	0,162	27,85-10”6 4,27-Ю"2 0,085
2,875	1,975	1,165
0,425
0,85
0,111
0,053
1,65
28,92
2172
1723
1,855
29,0
0,105
0,184
0,679
0,115
0,600
Заказ 206
Таблица 11
0
0,62
0,103
0,049
1,89
103,78
2197
1704
2,247
37,8
О
О
0,679
0,106
0,302
Стр. 90 РТМ 108.022.11—83
Наименование	Обозначение	Машинное обозначение	Способ определения
Степень черноты факела	гФ	Q(4)	1 _ е-о.9(кг + л-с) опл
			*	* т 	т 104-15(1 т,/. \ ^*a	Ф’э
			Т
Коэффициент неравномерности излучения	Кэ	<5 (5)	1 ф.э
			9+ (4.э'Л,)0Д
Скорость воздуха на входе в	^ОХЛн	0 (7)	Ggi
			FДНрВ^К
систему охлаждения, м/с			
Число Рейнольдса наружное	Re„	О (8)	^Н^ОХЛнРв :*в
Коэффициент теплоотдачи с на-	«н	А (27)	С„-4 Re°-8
ружной стороны			
Скорость воздуха на выходе из	^ОХЛд	& (11)	Ggi
			
системы охлаждения, м/с			
Толщина пограничного слоя, м	°п	О (12)	„ _ по/	М-и	\0»2 0,37х^8 	—	] " \ “'0ХЛв?в )
Коэффициент опытный	л	Й (13)	Хп
			4“ ЗО^охлн
Температура охлаждающего воздуха с внутренней стороны, К		Й (14)	4э-(7ф.э-гв)(1-45)2 щ,пл (^‘пл а’охла) (1 А/)
Скорость воздуха в пристенной области, м/с		Й (15) /(1)	
			
Динамическая вязкость воздуха	^6		Из табл. 6 приложения 1
в пристенной зоне, Па-с			
Коэффициент теплопроводно-		^(2)	Из табл. 5 приложения 1
сти воздуха в пристенной зо» не, Вт/(м-К)			
Плотность воздуха в пристен-		Й (16)	3600рв
	ReBH		Т'о хл
ной зоне, кг/м3 Число Рейнольдса с внутренней		Q (17)	
			
стороны			X.
Коэффициент теплоотдачи с	аан	& (18)	г ° Рр0’8 г кевн
внутренней стороны, Вт/(м2-К)		(19)	
Коэффициент	А		А = ао (гСГгф + гПр)
Коэффициент	В	й (20)	В = авк 4- ап; Зо = 5,70-10» Вт/ (Мг-К‘)
Коэффициент	С	& (22)	С = аО£СГ£ф^Сэ^ф.э 4"	+ аВН?5 4" ап^*в
Температура стенки (расчет-	т П.то	Т (2)	Из уравнения
ная), К	и		
То же (опытная), К	Т П-Топ	Т (2)	Д71Т + ВГП.Т=С
РТМ 108,022.11—83 Стр, 91
Продолжение табл. 11
Результат
0,994	0,969	0,868	0,686	0,484
1,184	1,102	1,017	0,991	0,989
51,875	51,875	51,875	51,875	27,2
101 075	101 075	101 075	101 075	52 997
1435,562	1435,562	1435,562	1435,562	856,500
31,59	34,88	34,75	34,76	68,10
0,878-10"8	0,862-10-8	0,862-10-8	0,862- IO"8	0,758-10-»
0,154	0,156	0,156	0,156	0,167
590	645	676	681	679
29,2	32,9	33,6	33,99	64,1
39,53-10-“	42,26-10-®	42,50-10-’	42,75-10-’	42,67-10-’
6,30-1 О*2	6,80-10-2	6,86-10-2	6,89-10-2	6,87-10-2
3,846	3,29	3,23.	3,21	3,22
69 005	62748	62 881	63 374	118213
468,21	468,37	473,30	478,35	785,39
8,7	8,6	8,1	7,2	6,2
1904	1904	1909	1914	1642
1,13-10’	1,34-10®	1,468-10’	1,42-10®	1,505-10’
585	700	770	740	910
730	730	610	620	820
РТМ 108.022.11—83 Стр. 129
Таблица 19
Массив BN (I)
т к 273.	ТАБЛИЦА УДЕЛЬНЫХ ТЕПЛОЕМКОСТЕЙ			(КДЖ/КГ К) С. йв. 0.9148	1.0036
	Ссол 0.8148	1.8594	C&L 1.0392		
373.	0.8658	1.8728	1.0404	0.9232	1.0061
473.	0.9102	1.8937	1.0434	0,9353	1.0115
573.	0.9487	1.9192	1.0488	0,9471	1.0191
673.	0.9826	1.9477	1.0567	0,9651	1,0283
773.	1.0128	1.9778	1,0660	0.9795	1.0387
873.	1.0396	2.0092	1,0760	0.9927	1.0496
973.	1.0639	2.0419	1.0869	1.0048	1.0605
1073.	1.0852	2.0754	1,0974	1.0157	1.0710
1173.	1.1045	2.1097	1.1078	1.0258	1.0815
1273.	1.1225	2.1436	1.1179	1.0350	1.0907
1373.	1.1384	2.1771	1.1271	1.0434	1.0999
1473,	1.1530	2.2106	1.1359е	1.0509	1,1082
1573.	1.1660	2.2429	1.1447	1.0580	1.И66
1673.	1.1782	2.2743	1.1526	1,0647	1.1242
1773.	1.1895	2.3048	1.1602	1.0714	1.1313
1873.	1.1995	2.3346	1.1673	1.0773	1.1380
1973.	1.2091	2.3630	1.1736	1.0831	1.1443
2073,	1.2179	2.3907	1.1798	1,0886	1.1501
2173.	1.2259	2.4166	1.1857	1.0940	1,1560
2273.	1.2334	2.4422	1.1911	1.0990	1.1610
2373.	1.2405	2.4664	1.1966	1.1041	1t1664
2473.	1.2468	2.4895	1.2012	1,1087	1,1710
2573,	1.2531	2.5121	1.2058	1,1137	1.1757
2673.	1.2586	2.5334	1.2104	1.1183	1.1803
2773.	1,2636	2.5544	1.2142	1.1229	1,1840
. 130 РТМ 108.022.11—83
СОДЕРЖАНИЕ
1.	Общие положения .	.................................................1
2.	Классификация и характеристики камер сгорания ........	2
3.	Требования к топливам и топливным системам........................... 4
4.	Компоновки, материалы и технология изготовления камер сгорания ...	8
5.	Основные положения выбора и проектирования элементов камер сгорания .	. 10
6.	Тепловой расчет камер сгорания...................................... 23
7.	Конструктивный расчет ..............................................-26
8.	Расчет топливораздающих устройств.................................   30
9.	Гидравлический расчет................................................34
10.	Расчет выгорания топлива........................................    38
11.	Расчет температурного режима пламенной трубы......................  42
12.	Неустойчивость горения............................................  49
13.	Оценка вредных выбросов...........................................  51
14.	Расчет камер сгорания на ЭВМ .	....	.	.	.	.	.	.	.	.52
Приложение 1..........................................................  57
Приложение 2.	 61
Приложение 3.........................................................   64
Приложение 4......................................... . -...............93