Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор литературы 12
1.1. Воспламенение углеводородов 12
1.2. Общие сведения о детонации 15
1.3. Переход горения в детонацию 16
1.4. Инициирование детонации 24
Глава 2. Описание экспериментальной установки 36
2.1. Экспериментальный стенд 36
2.1.1. Детонационная труба 37
2.1.2. Система электродов и источник питания 39
2.2. Приготовление и подача реагентов 42
2.3. Система регистрации распространения фронта реакции 44
Глава 3. Методика проведения экспериментов и обработки результатов 46
3.1. Проведение эксперимента 46
3.2. Определение режима горения и скорости распространения фронта реакции 47
3.3. Определение времени выхода 55
3.4. Определение энергетических характеристик разряда 56
3.5. Методика исследования пространственной конфигурации разряда 60
3.5.1. Визуальное наблюдение разряда 60
3.5.2. Определение пространственной конфигурации разряда с помощью токового зонда 61
Глава 4. Экспериментальные результаты 64
4.1. Эксперименты на иропан-бутановой смеси 64
4.1.1. Сравнение эффективности различных способов инициирования 64
4.1.2. Влияние соотношения компонентов в горючей смеси 69
4.1.3. Влияние соотношения энергий искры и коронного разряда 74
4.1.4. Влияние конфигурации электродов 76
4.2. Эксперименты на метане 83
Глава 5. Моделирование влияния плазмы коронного разряда на инициирование детонации 86
5.1. Математическая модель 87
5.2. Результаты расчетов 94
5.2.1. Инициирование детонации в отсутствии горячих пятен 94
5.2.2. Влияние количества горячих пятен на инициирование детонации 95
5.2.3. Влияние расстояния между горячими пятнами на инициирование детонации 97
Заключение 99
Список литературы
- Переход горения в детонацию
- Приготовление и подача реагентов
- Определение режима горения и скорости распространения фронта реакции
- Сравнение эффективности различных способов инициирования
Введение к работе
Среди вопросов, связанных с горением углеводородных топлив, переход горения в детонацию в настоящее время представляется одним из наиболее интересных. Исследования процессов быстрого горения и детонации относится традиционно к области взрывоопасности газов и паров горючих веществ. Знание механизмов возникновения детонации весьма важно для предотвращения катастрофических последствий, связанных с переходом горения в детонацию. Однако существует ряд технических приложений, использующих детонационный режим горения. В таких приложениях на первый план выходит проблема стимулирования детонации, а не её предотвращение.
Одним из приложений, использующих быстрое горение, является создание новых типов двигателей. Существует и разрабатывается ряд двигателей, функционирование и эффективность которых сильно зависит от времени протекания реакции в камере сгорания: компрессионный двигатель, сверхзвуковой прямоточный воздушно-реактивный двигатель, пульсирующий детонационный двигатель и др. [1-4]. Все эти двигатели характеризуются принципиально более высоким КПД по сравнению с традиционными схемами, но для практической реализации требуют существенно более высоких скоростей сгорания топлива.
При разработке практически используемых в настоящее время схем двигателей вопрос интенсификации процесса горения был всесторонне изучен. Существует множество работ посвященных увеличению скорости горения топлив путём определения оптимальных условий, соотношения реагентов, турбулизации потока, добавки примесей, использованию стабилизаторов горения и т.п. Резкого увеличения скорости сгорания можно добиться при переходе к детонационному режиму горения. В настоящее время исследования детонации в газах от общего рассмотрения возможности и условий преобразования химической энергии топливо-воздушных смесей в детонационной волне переходят к разработкам двигателей на основе использования детонационных процессов. Одним из наиболее перспективных и достаточно простых для реализации устройств является пульсирующий детонационный двигатель (ПДД). Он представляет собой трубу, заглушённую с одного конца. Труба заполняется горючей смесью, затем со стороны заглушённого конца инициируется детонационная волна. Продукты реакции, выходящие со стороны открытого конца создают тягу. Повторение детонационных циклов с высокой частотой (порядка 100 Гц) может обеспечить практически равномерную тягу двигателя. Очевидно, что для практического применения двигателей необходимо, чтобы детонация в
ПДД развивалась достаточно быстро на небольшой длине камеры сгорания [5].
Согласно расчётным характеристикам пульсирующие детонационные двигатели подходят как для дозвукового, так и для сверхзвукового полёта. В частности для скоростей порядка 3-4М. Турбореактивные двигатели в диапазоне скоростей выше 2-ЗМ становятся слишком дороги. Прямоточным воздушно-реактивным двигателям требуются твердотопливные ракетные ускорители для первоначального разгона, что значительно усложняет систему и увеличивает размеры двигательной установки.
Практически изохорический процесс рабочего цикла ПДД обладает большей термодинамической эффективностью, чем изобарные циклы (Брайтона) [6, 7], используемые в турбинных и прямоточных воздушно-реактивных двигателях. Также преимуществами ПДД являются простота, легкость управления мощностью, уменьшенное потребление топлива и способность действовать как при нулевой скорости набегающего воздушного потока так и на высоких сверхзвуковых скоростях.
Для использования детонации в ПДД и получения описанных выше преимуществ необходимо решить значительное количество фундаментальных и инженерных проблем. Прямое инициирование детонации в топливо-воздушных смесях требует импульсных
источников энергии, мощность которых неприемлемо высока для практических устройств. Слабые источники энергии способны инициировать только пламя в смеси, распространяющееся с низкими дозвуковыми скоростями. Так, для инициирования горения в стехиометрическои пропано-воздушнои смеси при некоторых условиях достаточно искры мощностью 1 мДж, а для прямого инициирования детонации в такой же смеси необходима энергия порядка 100 кДж [8].
В принципе пламя может ускоряться при распространении по каналам до скоростей, при которых возникают ударные волны достаточно высокой амплитуды, чтобы, в конечном счете, возникла детонация. Процесс перехода горения в детонацию в топливо-воздушных смесях требует даже в самых благоприятных условиях, способствующих возникновению турбулентности, расстояний, которые недопустимо велики для практического применения. В связи с этим основные усилия исследователей были сосредоточены на разработке подходов к сокращению преддетонационных расстояний, суть которых сводилась к интенсификации турбулентности в ходе распространения пламени (за счет препятствий, организации струйного истечения) или фокусировке ударных волн. В других подходах использовалось повышение реакционной способности смеси либо добавкой небольших количеств легко реагирующих веществ, либо предварительной обработкой смеси с целью получения в ней достаточно высокой
концентрации промежуточных продуктов, которые способствуют уменьшению времени индукции воспламенения, более быстрому развитию цепной реакции и возникновению детонационного режима горения.
Различные подходы к инициированию детонации:
1) Поджиг смеси находящейся в условиях, близких к
самовозгоранию при прохождении ударной волны. Во фронте ударной
волны происходит скачок температуры и давления и как следствие за
фронтом ударной волны возникает фронт горения. При их совмещении
развивается детонация. К недостаткам данного метода можно отнести
необходимость предобработки топлива для достижения условий,
близких к самовозгоранию, сложность стабильного поддержания смеси
в данных условиях, а также необходимость получения первичной
ударной волны, что может вызвать дополнительное усложнение
установки;
2) Переход горения в детонацию. Основа подхода в получении
детонации путем саморазгона фронта горения в детонационной камере.
Энергия, требующаяся для инициации горения в этом случае,
относительно не велика. К недостаткам следует отнести существенное
время (и расстояние), требующееся для ускорения фронта горения. Для
уменьшения данного времени используются различные сочетания
начальных условий в камере сгорания (предобработка горючей смеси, изменения в геометрии камеры, усложненная система поджига).
В данной работе рассматривался наиболее перспективный на сегодняшний день подход - переход горения в детонацию. Проводились исследования влияния на инициацию детонации комбинированного метода зажигания: сочетание последовательных коронного и искрового разряда, служащих для предобработки и поджига горючей смеси в малой части объема камеры сгорания. Предобработка всего объема не проводилась, так как, несмотря на хорошие экспериментальные результаты, полученные, например, в [9, 10] при атмосферном давлении (при котором проводились эксперименты) предобработка всего объёма требует слишком большой энергии.
Цели диссертационной работы:
Создание экспериментального стенда для исследования влияния импульсного коронного разряда на процесс развития детонации в газовых смесях; сравнение эффективности двух способов инициирования реакции: с помощью искрового инициирования и с помощью комбинированного (искра совместно с импульсным коронным разрядом) инициирования.
Измерение зависимостей скорости распространения фронта реакции горения пропан-бутана и метана от соотношения топливо/кислород/азот, от конфигурации электродной системы и от величин энерговкладов коронного и искрового разрядов.
Численное моделирование процесса формирования детонационной волны в присутствии импульсного коронного разряда для выяснения механизма воздействия разряда на процесс развития детонации.
В процессе работы были поставлены и решены следующие задачи:
Разработана и создана система коронирующих электродов с варьируемой геометрией для установки ее в детонационную трубу.
Разработана система регистрации распространения фронта реакции на основе оптических датчиков, датчиков давления и цифровых многоканальных запоминающих осциллографов.
3. Разработана модель процесса развития детонации под воздействием коронного разряда.
Переход горения в детонацию
Для прямой инициации детонации необходимо за малое время вложить энергию в количестве, достаточном для генерации ударной волны, как минимум близкой по амплитуде ударной волне, распространяющейся со скоростью детонации, и по длительности пика давления сравнимой или большей, чем время индукции химической реакции в горючей смеси. Так, например, для цилиндрической геометрии энергию, необходимую для прямого инициирования детонации можно оценить по формуле: ( і К = j " 2яг ре + р— dr, (1-2) где гсг - критический радиус, определяющий размер зоны позади фронта волны, обладающей достаточной для поддержания распространения этой волны энергией, е - внутренняя энергия газа внутри этой зоны, р -плотность, и - скорость. Исходя из доступных данных по данному вопросу [31], энергии прямой детонации оказываются чрезвычайно велики, порядка десятков килограмм в тротиловом эквиваленте для свободного облака метана. Очевидно, что прямая инициация не может служить подходящим методом получения детонации, несмотря даже на то, что инициация в замкнутом объеме очевидно потребует меньшей энергии.
Анализируя инициирование детонации в результате локального выделения энергии можно говорить о двух различных сценариях. Первый реализуется при возникновении в газе достаточно сильной ударной волны, за которой в результате повышения температуры и давления инициируются химические реакции, энерговыделение которых поддерживает детонационную волну. Такой механизм подробно рассмотрен в работах [32-36].
Второй сценарий реализуется в случае, когда ударная волна, не обладая достаточной интенсивностью, затухает быстрее, чем успевает активировать химические реакции, но нагрев в центре выделения энергия достаточен для активации реакции. В таком случае, из центра начинает распространятся волна нормального горения, в котором реакция в последующих слоях активируется не за счет ударного сжатия, а за счет нагрева реагентов от уже сгоревших слоев газа. Эта волна горения приводит к ускорению и турбулизации газа перед фронтом волны, что в свою очередь ведет к повышению скорости турбулентного пламени. Волны сжатия перед фронтом приводят к образованию одной или нескольких ударных волн. Такой механизм получил название перехода горения в детонацию.
Работы [37-39] для водородо-воздушных смесей и [40-42] для смесей углеводородов с воздухом показали, что существует множество сценариев перехода горения в детонацию. Конкретные механизмы зависят от структуры ускоряющегося пламени.
Теоретический анализ, проведенный в работах [43-45] показал, что увеличение неравномерности распределения температуры в окрестностях локальных экзотермических центров («горячих точек») перед фронтом пламени может быть достаточным для развития из отдельно взятого центра как волны детонации, так и волны нормального горения экспериментальных данных показал, что самовоспламенение в одной или нескольких «горячих точках» перед ускоряющимся пламенем с последующим развитием детонации или горения является причиной существования множественных сценариев перехода горения в детонацию. Общей чертой всех сценариев является существование локальных экзотермических центров.
В работе [47] исследован переход горения в детонацию при взаимодействии ламинарного пламени с отраженной ударной волной. Эти исследования так же показали, что переход к детонации в горячих точках происходит по градиентному механизму, в то время как взаимодействие ударной волны и волны горения, равно как и локальные неоднородности потока, создают условия для возникновения «горячих точек».
В работах [40, 41, 46, 48] приведены шлирен-фотографии, иллюстрирующие множественность сценариев перехода горения в детонацию.
Ускорение перехода горения в детонацию возможно так же с помощью использования всякого рода турбулизаторов потока: спирали Щелкина [49, 50], пластины с отверстиями, перекрывающие сечение [51], форкамеры большого диаметра в секции зажигания [42].
Приготовление и подача реагентов
Учитывая уже обсуждавшуюся выше опасность повреждения чувствительных элементов ударной трубы детонационной волной, распространяющейся в замкнутом объёме, от схемы с закрытыми торцами трубы пришлось отказаться. Вместо установки жесткого фланца перед началом эксперимента выходной торец трубы закрывался полиэтиленовой плёнкой, герметично прижимавшейся к трубе при помощи специального кольцевого зажима, снабжённого резиновым уплотняющим кольцом. Плёнка обеспечивала необходимую герметизацию рабочего объёма трубы, не создавая при этом заметного сопротивления выходящей ударной волне и не вызывая таким образом распространения внутрь трубы отражённой ударной волны. После этого труба заполнялась рабочей смесью (см. раздел 2.1.4).
Далее производился разряд. Возникающий импульс тока через трансформаторную развязку подавался также в качестве сигнала запуска на осциллографы, работающие в однократном запоминающем режиме. Это необходимо для того, чтобы синхронизовать по времени моменты запуска на обоих осциллографах. Таким образом, на полученных осциллограммах (см. также раздел 3.2) импульс разряда соответствует началу отсчёта времени.
На входы осциллографов поступали показания датчиков, фиксировавших излучение света или давление в плоскости, расположенной перпендикулярно центральной оси трубы напротив соответствующих диагностических вводов.
Для обеспечения безопасности во время проведения экспериментов, на время выстрела из экспериментального зала удалялся весь обслуживающий персонал, а запуск установки проходил дистанционно.
В экспериментах основными определяемыми величинами являлись скорость распространения фронта реакции и время выхода реакции. Под временем выхода в данной работе понимается время, прошедшее с момента подачи напряжения на электроды до прихода сигнала на датчик, расположенный на расстояние 205 мм от начала трубы (подробнее см. раздел 3.3). Обе эти величины можно получить из сигналов, полученных с оптических датчиков и датчиков давления.
Эксперименты проводились в смесях СпН +— n + —\0,+xN,, где (р\ А) (р - коэффициент избытка топлива. В экспериментах варьировались значения коэффициент избытка топлива и величинах добавки к смеси азота, что позволяло получить . принципиально разные режимы распространения пламени. Па рис. 3.1 показаны характерные сигналы с оптических датчиков для различных режимов.
Зная месторасположение датчиков на основании полученных сигналов можно построить x диаграмму распространения фронта реакции. Примеры таких диаграмм для различных режимов распространения приведены на рис.3.3. Из x диаграмм можно понять, в каком режиме распространялась волна горения - в виде пламени или в режиме детонации, а так же приблизительное место формирования детонационной волны (характерный изгиб на кривых 3, 4).
Мгновенную скорость распространения фронта реакции в какой-либо точке трубы можно определить из x диаграммы (см. рис. 3.3) по наклону кривой. По-другому скорость можно определить и непосредственно по сигналу с датчиков, зная их расположение. Зная расстояние между двумя близкорасположенными датчиками и определив из осциллограммы время между прохождением фронта перед первым и вторым, можно рассчитать скорость на участке между этими датчиками. Учитывая, что расстояние между датчиками невелико и полагая, что на небольшом участке скорость меняется незначительно, такой способ измерения скорости представляется корректным.
По сигналам с датчиков давления так же можно оценить скорость распространения фронта реакции. В работе [7] приведена формула: где р? - максимальное давление во фронте детонации, рг начальное давление, у/ -постоянная адиабаты для горючей смеси, у? - постоянная адиабаты для продуктов реакции, А-// - число Маха для продуктов реакции относительно несгоревшего газа.
Для исходной смеси постоянную адиабаты берем равной 1.2. Для продуктов реакции постоянная адиабаты была выбрана равной 1.3. Такая оценка является справедливой, поскольку выражение для скорости детонации Чепмена-Жуге при известном перепаде давлений имеет слабую зависимость от показателя адиабаты для продуктов реакции, а сам показатель адиабаты в таких смесях редко бывает выше 1.5 - 1.7. Преобразуем формулу (3.1) для удобства расчета скорости:
Подставив отношение давлений, полученное из осциллограммы давления и показатели адиабаты можно получить скорость распространения фронта реакции. Полученная таким образом скорость находится в хорошем соответствии с величинами, вычисленными на основании x диаграмм.
Хотя в данной работе измерялись скорости на различных участках детонационной трубы, все зависимости (см. главу 4) построены для средней скорости распространения фронта реакции по трубе, представляющей наибольший практический интерес.
Определение режима горения и скорости распространения фронта реакции
Учитывая уже обсуждавшуюся выше опасность повреждения чувствительных элементов ударной трубы детонационной волной, распространяющейся в замкнутом объёме, от схемы с закрытыми торцами трубы пришлось отказаться. Вместо установки жесткого фланца перед началом эксперимента выходной торец трубы закрывался полиэтиленовой плёнкой, герметично прижимавшейся к трубе при помощи специального кольцевого зажима, снабжённого резиновым уплотняющим кольцом. Плёнка обеспечивала необходимую герметизацию рабочего объёма трубы, не создавая при этом заметного сопротивления выходящей ударной волне и не вызывая таким образом распространения внутрь трубы отражённой ударной волны. После этого труба заполнялась рабочей смесью (см. раздел 2.1.4).
Далее производился разряд. Возникающий импульс тока через трансформаторную развязку подавался также в качестве сигнала запуска на осциллографы, работающие в однократном запоминающем режиме. Это необходимо для того, чтобы синхронизовать по времени моменты запуска на обоих осциллографах. Таким образом, на полученных осциллограммах (см. также раздел 3.2) импульс разряда соответствует началу отсчёта времени.
На входы осциллографов поступали показания датчиков, фиксировавших излучение света или давление в плоскости, расположенной перпендикулярно центральной оси трубы напротив соответствующих диагностических вводов.
Для обеспечения безопасности во время проведения экспериментов, на время выстрела из экспериментального зала удалялся весь обслуживающий персонал, а запуск установки проходил дистанционно.
В экспериментах основными определяемыми величинами являлись скорость распространения фронта реакции и время выхода реакции. Под временем выхода в данной работе понимается время, прошедшее с момента подачи напряжения на электроды до прихода сигнала на датчик, расположенный на расстояние 205 мм от начала трубы (подробнее см. раздел 3.3). Обе эти величины можно получить из сигналов, полученных с оптических датчиков и датчиков давления.
Эксперименты проводились в смесях СпН +— n + —\0,+xN,, где (р\ А) (р - коэффициент избытка топлива. В экспериментах варьировались значения коэффициент избытка топлива и величинах добавки к смеси азота, что позволяло получить . принципиально разные режимы распространения пламени. Па рис. 3.1 показаны характерные сигналы с оптических датчиков для различных режимов.
Зная месторасположение датчиков на основании полученных сигналов можно построить x диаграмму распространения фронта реакции. Примеры таких диаграмм для различных режимов распространения приведены на рис.3.3. Из x диаграмм можно понять, в каком режиме распространялась волна горения - в виде пламени или в режиме детонации, а так же приблизительное место формирования детонационной волны (характерный изгиб на кривых 3, 4).
Мгновенную скорость распространения фронта реакции в какой-либо точке трубы можно определить из x диаграммы (см. рис. 3.3) по наклону кривой. По-другому скорость можно определить и непосредственно по сигналу с датчиков, зная их расположение. Зная расстояние между двумя близкорасположенными датчиками и определив из осциллограммы время между прохождением фронта перед первым и вторым, можно рассчитать скорость на участке между этими датчиками. Учитывая, что расстояние между датчиками невелико и полагая, что на небольшом участке скорость меняется незначительно, такой способ измерения скорости представляется корректным.
По сигналам с датчиков давления так же можно оценить скорость распространения фронта реакции. В работе [7] приведена формула: где р? - максимальное давление во фронте детонации, рг начальное давление, у/ -постоянная адиабаты для горючей смеси, у? - постоянная адиабаты для продуктов реакции, А-// - число Маха для продуктов реакции относительно несгоревшего газа.
Для исходной смеси постоянную адиабаты берем равной 1.2. Для продуктов реакции постоянная адиабаты была выбрана равной 1.3. Такая оценка является справедливой, поскольку выражение для скорости детонации Чепмена-Жуге при известном перепаде давлений имеет слабую зависимость от показателя адиабаты для продуктов реакции, а сам показатель адиабаты в таких смесях редко бывает выше 1.5 - 1.7. Преобразуем формулу (3.1) для удобства расчета скорости:
Подставив отношение давлений, полученное из осциллограммы давления и показатели адиабаты можно получить скорость распространения фронта реакции. Полученная таким образом скорость находится в хорошем соответствии с величинами, вычисленными на основании x диаграмм.
Хотя в данной работе измерялись скорости на различных участках детонационной трубы, все зависимости (см. главу 4) построены для средней скорости распространения фронта реакции по трубе, представляющей наибольший практический интерес.
Из графиков видно, что предельная концентрация азота, при которой фронт реакции распространяется с детонационными скоростями, составляет 50%, для смесей, близких к стехиометрическим, и 40% для богатых и бедных смесей ( р= 1.5 и ц = 0.7 соответственно).
При концентрациях азота ниже предельной, фронт распространяется с детонационными скоростями, причем при значениях (р, близких к 1.1, скорость распространения близка к теоретически рассчитываемой скорости детонации Чепмена-Жуге для данной смеси.
Для смесей, далеких от стехиометрических, скорость распространения немного ниже. Это соответствует переходному режиму. В этом случае очаги воспламенения в детонационной трубе являются источниками поперечных волн сжатия. Как показывают многочисленные исследования, при определенных условиях такие поперечные волны приводят к локальному самовоспламенению смеси вблизи от ведущего фронта, т.е. свечение может появляться практически сразу за ведущим фронтом, что приводит к быстрому нарастанию фронта свечения (см. рис. 3.1.6), но при этом реакция охватывает все сечение трубы значительно позднее и не вся энергия идет на поддержку ударной волны в данный момент времени
Сравнение эффективности различных способов инициирования
Ввиду сложности детального моделирования расчеты были проведены в рамках упрощённой модели. Упрощённая модель описывала инициирование детонации за ударной волной заданной амплитуды, на пути которой располагались небольшие области нагретого газа - горячие пятна, моделирующие области очагов затухающего пламени, образующиеся на месте стримеров коронного разряда.
Для оценки воздействия стримеров коронного разряда на объём горючей смеси перед прохождением по нему фронта реакции горения были использованы данные [30] по искровому воспламенению горючих смесей. В отличие от разряда в нейтральных газах, как искровой разряд, так и стример коронного разряда инициируют экзотермические химические реакции в горючей смеси, которые приводят к дополнительному выделению энергии. Согласно [30] при энергии искрового инициатора меньше некоторой пороговой величины возникает очаг затухающего пламени, который не приводит к воспламенению всей смеси. Основываясь на данных [30] и том факте, что в экспериментах данной работы коронных разряд без искрового инициатора не приводил к воспламенению всей смеси, можно провести оценку параметров таких очагов затухающего пламени.
На основе известной суммарной энергии, вложенной в коронный разряд, и приблизительно измеренного количества стримеров, можно сделать оценку величины энергии одного стримера. Как было показано выше, количество стримеров можно грубо оценить как 20N, где N -количество коронирующих шайб. Полагая, что энергия, вложенная в коронный разряд Екороны = 0.25 Дж имеем
Для оценки берем N= 50, что соответствует количеству шайб при шести электродах, длиной 150 мм и расстоянием между шайбами 15 мм, тогда 0 25 по формуле (5.1) имеем Е =—:— = 0.25 мДж. Данная величина близка к характерной минимальной энергии искрового воспламенения пропано-воздушной смеси (Emjn 0.3 мДж [30]).
Согласно опубликованным работам по искровому воспламенению [30] при подпороговой энергии инициирования за характерные времена процесса распространения волны горения по разрядной секции ( 0.5 мс) формируются очаги затухающего пламени с характерным размером 1-2 мм. В упрощённой модели диаметр горячего пятна принимался равным 1мм.
Оценочная энергия, выделяемая при сгорании топлива в таком очаге, составляет 1-3 мДж, т.е. примерно на порядок больше пороговой энергии искрового воспламенения. Затем это тепло рассеивается в окружающей смеси не вызывая её воспламенение. Полагалось, что выделение энергии коронного разряда и очага затухающего пламени приводит к повышению начальной температуры газа в горячем пятне (цилиндрический канал длиной 1см и диаметром 1мм)на300К.
Все термодинамические расчеты проводились на программном обеспечении Chemical WorkBench [83], кинетические - NASA СЕА [84], моделирование распространения ударной волны и развития детонации -CFD++ [85].
При моделировании принималось, что система имеет двухмерную геометрию, как показано на рис. 5.1, где 1, 2, 3 - границы расчетной области 5, 4 - горячие пятна. Длина расчетной области 15 см (для возможности отслеживания инициирования детонации при больших временах задержки воспламенения), ширина - 1 мм. Размер вычислительной ячейки 1.25-10" см, а вся расчетная область содержит 12000x80 ячеек.
В расчетной области решалась система двумерных уравнений Эйлера и уравнения химической кинетики, описывающие экзотермическое протекание реакции горения в смеси пропан-кислород-азот, свойства которой близки к свойствам смеси пропан-бутан/кислород/азот, использовавшейся в экспериментах
