Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Стабилизация фронта пламени в камерах сгорания прямоточного типа. Состояние и перспектива. Постановка задач исследования 14
1.1. Задачи стабилизации и анализ процесса 14
1.2. Механические стабилизаторы фронта пламени 23
1.3. Газодинамический способ стабилизации 31
1.4. Вихревые воспламенители и горелочные устройства, возможность их применения для целей стабилизации 43
Выводы по главе 49
Глава 2. Исследование характеристик рабочего процесса вихревых горелочных устройств 51
2.1. Описание конструкции горелочных устройств и экспериментального стенда для их исследования 52
2.2. Срывные и расходные характеристики опытных образцов 69
2.3. Характеристики факела на выходе из вихревого горе л очного устройства 71
Выводы по главе 82
Глава 3. Расчёт газодинамической стабилизации пламени при вдуве закрученной струи в сносящий поток
3.1. Расчёт траектории закрученной струи в сносящем потоке 83
3.2 . Система критериев моделирования высокофорсированного сжигания топлива и оценка параметров модели КС с газодинамической стабилизацией пламени 92
3.3. Расчёт характеристик прямоточной камеры сгорания с газодинамической стабилизацией фронта пламени путём поперечного вдува закрученных струй 103
Выводы по главе 120
Глава 4. Исследование стабилизации пламени закрученной высокоэнтальпийной струёй на модели прямоточной камеры сгорания 121
4.1. Описание установки и методов исследования. Анализ погрешностей измерения 121
4.2. Исследование полей температуры в зоне стабилизации пламени и гидравлического сопротивления модели КС 133
4.3. Исследование рабочих характеристик модели прямоточной КС со стабилизацией пламени на поперечно вдуваемой закрученной струе 142
Выводы по главе 148
Основные результаты и выводы 149
Список используемых источников
- Механические стабилизаторы фронта пламени
- Характеристики факела на выходе из вихревого горе л очного устройства
- Система критериев моделирования высокофорсированного сжигания топлива и оценка параметров модели КС с газодинамической стабилизацией пламени
- Исследование полей температуры в зоне стабилизации пламени и гидравлического сопротивления модели КС
Механические стабилизаторы фронта пламени
В камере сгорания воздушно-реактивного двигателя (ВРД) происходит высвобождение химической энергии топлива в результате протекания реакции горения. Независимо от типа камеры сгорания (КС) подвод тепла к рабочему телу можно считать квазистационарным поточным процессом. В ходе развития к авиационным ВРД предъявлялось два требования: увеличение мощности двигателя и снижение его габаритов и общей массы. Как следствие этого в двигателях нового поколения произошло увеличение степени сжатия в компрессоре и скорости движения воздуха по тракту двигателя. Если повышение давления воздуха положительно сказывается на протекании реакции горения, то повышение скорости течения в КС крайне нежелательно. Это связано в первую очередь с тем, что дефлаграционное горение протекает со скоростями порядка десяти метров в секунду /1,2, 5/. При этом скорость течения воздуха в основной камере сгорания двигателя составляет величину порядка 50 м/с, а в камерах промежуточного подогрева газов от 60 до 160 м/с в зависимости от типа камеры и режима работы. То есть, возникший фронт пламени будет сноситься потоком. Работа камеры сгорания возможна только в случае стационарного положения фронта пламени (за исключением камер сгорания пульсирующих ВРД). Таким образом, задача стабилизации заключена в обеспечении стационарного положения фронта пламени в объёме камеры сгорания при любых изменениях режима работы двигателя.
Эффективность работы стабилизатора пламени может быть оценена по ряду критериев. Каждый из критериев характеризует уровень решения проблем, связанных с эксплуатацией и характеристиками устойчивости работы стабили 15 затора, степенью его влияния на рабочий процесс камеры сгорания. По степени важности упомянутые критерии можно классифицировать следующим образом: 1) Диапазон стабилизации по скорости потока и коэффициенту избытка воздуха. Надёжность запуска КС с данным типом стабилизатора. 2) Ресурс устройства стабилизации. 3) Гидравлическое сопротивление устройства стабилизации. 4) Влияние стабилизатора на полноту сгорания, протяжённость зоны горения, однородность ролей физических параметров. Возможность управления этими факторами посредством изменения параметров самого стабилизатора во время работы КС. Склонность камеры с данным типом стабилизации к вибрационному горению. 5) Затраты энергии от внешних (бортовых) источников на поддержание работы стабилизатора. 6) Простота и относительная дешевизна конструкции. 7) Ремонтопригодность конструкций, обеспечивающих стабилизацию пламени.
Первый критерий оценивает соответствие устройства задаче стабилизации и влияние условий эксплуатации на надёжность стабилизации. Второй критерий рассматривает надёжность стабилизатора со стороны материалов, из которых изготовлено устройство, и всей конструкции в целом. Критерии 3 и 4 оценивают степень влияния стабилизатора на рабочий процесс камеры и, как следствие, на её конструкцию (жаровую трубу, антивибрационный экран, расположение форсунок и т.п.). Предпочтение отдано гидравлическим характеристикам, поскольку хорошая полнота сгорания топлива и малая протяжённость зоны горения могут быть легко достигнуты при больших потерях полного давления. Пятый критерий оценивает внешние (относительно КС) энергозатраты и необходимость дополнительного оборудования. При оценке стабилизатора предпочтение лучше отдавать качеству его работы, но в некоторых случаях затраты энергии могут быть неоправданно велики. Критерий 6 не столь актуален при современном уровне производства авиационной техники, но позволяет сравнивать стабилизаторы одного типа. Влияние критерия 7 сильно зависит от степени, с которой стабилизатор соответствует требованиям предыдущих пунктов, но живучесть и ремонтопригодность двигателя весьма важны и должны учитываться при выборе конструкции КС. Критерии 1, 4, 5 в большей мере определяются типом стабилизатора, то есть физикой механизма стабилизации. Оценка этих параметров должна быть выполнена до разработки конструкции КС. Остальные критерии определяются конструкцией стабилизатора, вспомогательных устройств и камеры в целом. При общей оценке КС с тем или иным видом стабилизации следует руководствоваться, прежде всего, первой группой критериев. Уровень конструктивного исполнения КС может быть существенно улучшен при любом типе стабилизатора.
При работе стабилизатора первых двух типов поступающая свежая смесь прогревается и воспламеняется при достижении определённой температуры, значение которой зависит от параметров смеси и скорости потока. Последний способ основан на том, что в некоторой области (зоне проскока пламени) скорость потока меньше скорости распространения фронта пламени в смеси данного состава. Каждый из способов стабилизации может быть реализован на практике различным образом. Также часто встречаются комбинации различных способов стабилизации пламени с целью повышения надёжности и расширения диапазона работы устройств с горением.
Подвод энергии извне может быть произведён с помощью непрерывного электрического разряда /5, 7/, пилотного пламени /1, 8, 9/, импульса лазерного излучения /10/, нагретого тела, помещённого в поток /5, 8/, плазмы 121. В этом случае внешний источник энергии должен обладать достаточной интенсивностью, чтобы за время контакта со свежей смесью успеть нагреть и воспламенить её.
Действие всех внешних по отношению к КС источников энергии может быть рассмотрено как тепловое. То есть при работе стабилизатора к свежей горючей смеси подводится энергия в форме тепла. При этом подвод энергии происходит на малом участке течения (в пограничном слое, слое смешения или зоне пробоя свечи). Таким образом, при постоянной мощности источника стабилизация (что в данном случае равнозначно воспламенению) ухудшается с ростом скорости потока и интенсивности турбулентности, снижении начальной температуры смеси, уменьшении площади контакта смеси со стабилизатором пламени /5/.
Влияние скорости, температуры и турбулентности потока объясняется увеличением количества тепла, которое отводится от стабилизатора за счёт конвективного теплообмена. Влияние турбулентности потока сказывается особенно сильно при достижении характерным размером стабилизатора некоторого критического значения. В частности, из анализа результатов расчёта воспламенения смеси пилотным пламенем, проведённого на основе микрообъёмной модели турбулентности следует, что размер пламени оказывает влияние, если он сопоставим с масштабом турбулентности. Тогда при дальнейшем уменьшении ширины пилотного пламени будет уменьшаться количество вносимого тепла, в то время как расход тепла на подогрев свежей смеси будет почти постоянен, поскольку он определяется мелкомасштабными пульсациями. Если же ширина струи достаточно велика, то решающее значение приобретает температура струи 151.
Характеристики факела на выходе из вихревого горе л очного устройства
Одним из препятствий на пути использования газодинамической стабилизации фронта пламени путём поперечного вдува факелов со стенки КС является низкая надёжность работы генератора стабилизирующего факела (воспламенителя).
Существующие конструкции воспламенителей представляют собой миниатюрные камеры сгорания. Воздух на вход в воспламенитель обычно забирается из основного потока КС, а истечение факела продуктов сгорания обеспечивается разницей между давлением торможения и статическим давлением в потоке. То есть истечение происходит со скоростью, сопоставимой со скоростью основного потока. Для обеспечения хорошей пробивной способности факела такой воспламенитель должен иметь достаточно большие геометрические размеры.
Стабилизация фронта пламени в воспламенителях обычно осуществляется либо закруткой потока, либо постоянным электрическим разрядом.
С ростом высоты полёта снижаются характеристики смесеобразования в воспламенителе, а следовательно уменьшается температура в факеле и сужается диапазон работы по а, осложняется запуск воспламенителя. Для повышения надёжности запуска применяют электроподогрев воздуха на входе в воспламенитель и подпитку кислородом /13/. Как показывает опыт, подпитка кислородом эффективна лишь до определённой высоты, а подогрев воздуха с высотой требует всё большей мощности. Так же при работе воспламенителя достаточно трудно обеспечить его эффективное охлаждение, что вынуждает использовать воспламенитель лишь кратковременно.
Решение перечисленных трудностей на достаточно высоком уровне возможно, если использовать в качестве воспламенителя вихревое горелочное устройство, разработанное в РГАТА /3, 33, 34/. Схема течения и один из вариантов конструкции вихревого горел очного устройства (ВГУ) представлены на рис. 14.
Сжатый воздух через штуцер 5 протекает через зазор между вихревой камерой 1 и корпусом 4 к завихрителю 2. После завихрителя интенсивно закрученный поток воздуха движется в периферийной зоне вихревой камеры 1 по направлению от сопла-диафрагмы 3 к перфорированной камере 8. Истекая в полость камеры 8 через отверстия, воздух смешивается с топливом, подаваемым через форсунку 6, и образует топливно-воздушную смесь, которая воспламеняется искрой свечи зажигания 7, установленной в крышке 9. Расширяющиеся продукты сгорания, двигаясь в приосевои зоне, покидают вихревую камеру 1 через сопло диафрагму 3 в виде закрученного высокоэнтальпийного потока. Низкие скорости в объёме перфорированной камеры 8 позволяют осуществлять стабилизацию горения, т.е. свеча 7 необходима лишь для запуска устройства.
Наличие в объёме камеры 8 локальных зон подогрева за счёт реализации в устройстве эффекта Ранка и регенерация тепла продуктов сгорания при движении воздуха в зазоре между вихревой камерой 1 и корпусом 4 позволяют существенно расширить диапазон устойчивой работы вихревой горелки. Так устойчивая работа устройства наблюдается в диапазоне значений коэффициента избытка воздуха 0,2 а 12 (топливо-керосин), температуре воздуха и топлива на входе t -50 С и давлении воздуха свыше 2 атм. Срывные характеристики вихревого горелочного устройства, заимствованные из работы /3/, приведены нарис. 15.
Путём подбора геометрии вихревого горелочного устройства можно влиять на параметры факела продуктов сгорания. Соответствующим подбором площадей завихрителя 2, отверстий перфорации камеры 8 и сопла-диафрагмы 3 можно повысить скорость истечения стабилизирующей струи до М 1 /3/ т.е. повысить пробивную способность факела. О скорости течения газа в факеле можно судить по наличию системы скачков уплотнения (рис. 16).
Поскольку в объём перфорированной камеры поступает лишь часть воздуха, то становятся возможными режимы работы, при которых догорание обогащенной горючим смеси происходит за пределами вихревой камеры. В этом случае факел продуктов сгорания содержит в себе активные центры реакции горения, способствующие воспламенению топливовоздушной смеси при меньших температурах/12/.
Благодаря закрутке потока в области перфорированной камеры достигается высокая интенсивность пульсаций скорости и давления, что благоприятно сказывается на процессе распыливания топлива. По этой причине при работе вихревых горелок не отмечается существенного изменения характеристик при замене форсунки 6 (рис. 14, поз. 6) с центробежной на прямоструйную 131.
Таким образом, вихревое горелочное устройство может быть использовано, как для воспламенения свежей топливовоздушной смеси, так и для распыливания топлива в объёме камеры сгорания. Дополнительный распыл топлива может быть необходим в том случае, если условия в КС не позволяют организовать горение смеси, но пилотное пламя в зоне рециркуляции необходимо поддерживать.
Выбор конструкции вихревого горел очного устройства во многом определяется габаритами камеры сгорания. Для высотного запуска необходимы большие значения эффектов подогрева в области форсунки, которые достигаются при длине вихревой камеры от 6 до 9 калибров. Однако большое удаление зоны горения от сопла-диафрагмы снижает процент воздуха, поступающий в перфокамеру и, следовательно, ведёт к падению среднемассовой температуры факела продуктов сгорания (рис. 17) /34/. В этом случае тепловая мощность факела становится явно недостаточной для запуска камеры. Решением в этом случае является применение эжекторного увеличителя мощности /3/. Его работа необходима лишь на режиме запуска, а на режиме стабилизации он может быть отключен.
Если габариты КС не позволяют разместить такой воспламенитель, то длина вихревой камеры может быть сокращена до 3 калибров и, возможно, менее. Температура продуктов сгорания в этом случае может быть увеличена до значения 1900 К. Однако высотный запуск может осложниться из-за неизбежного снижения эффектов подогрева.
Определённой проработки требует конструкция ВГУ. Так измерения температуры рабочего тела в области горения показывают, что в зависимости от режима могут достигаться значения от 800 до 1600 К (рис. 18). Такой уровень температур недопустим с точки зрения надёжности работы свечи зажигания и форсунки, установленных в сферической крышке. Опыт эксплуатации вихревого горелочного устройства показывает, что возможны режимы работы, при которых наблюдается кипение топлива в форсунке.
Система критериев моделирования высокофорсированного сжигания топлива и оценка параметров модели КС с газодинамической стабилизацией пламени
Для замыкания системы уравнений условие (24) необходимо дополнить функциональными связями параметров струи с криволинейной координатой ц, отсчитываемой вдоль траектории OS
Уравнение траектории струи (26) является одномерным дифференциальным уравнением второго порядка и может быть решено методом численного интегрирования Рунге-Кутта /48/.
Результаты численного интегрирования дифференциального уравнения движения представлены на рис. 38. По оси ординат отложена глубина проникновения струи в сносящий поток и величина её отклонения в горизонтальной плоскости (для случая вдува закрученной струи).
Значение коэффициента аэродинамической силы на основании рекомендаций /18/ принималось равным С » 2. Это обусловлено действием перепада давления между наветренной и подветренной сторонами струи.
Влияние силы Магнуса проявляется в уменьшении проникновения струи в поток в вертикальной плоскости IX (что также отмечается в работе /32/) и отклонении траектории в плоскости поверхности вдува ZX. Влияние силы Магнуса тем ощутимее, чем больше значение окружной составляющей скорости. Расчёт даёт удовлетворительное совпадение с экспериментальными результатами.
По мнению ряда исследователей /47, 49/, структура потока на поверхности вдува незакрученной струи, при условии малой кривизны траектории, близка к полю течения, которое получается при потенциальном обтекании кругового цилиндра радиуса г = dQ /2 со стоком интенсивности Q, расположенным в точке Z -г (рис. 39). Этот факт и результаты визуализации течения определяют возможность построения теоретической модели с использованием метода наложения комплексных потенциалов простейших потоков. Таким образом, потенциал может быть записан в виде
При этом из условия соответствия расчёта и экспериментальных данных принимают, что вблизи сопла струи интенсивность стока равна расходу невозмущённого сносящего потока через миделево сечение струи на единицу высоты /49/. То есть Q = v d0. Линии тока y = Im(w(z)) такого течения показаны на рис. 40. Применение этого подхода к описанию закрученной струи возможно, если к уже упомянутому потенциалу добавить вихрь интенсивности Г с центром в начале координат (рис. 39). Тогда потенциал примет вид
Расчётные линии тока для этого случая и результаты визуализации течения в области вдува каплями керосина показаны на рисунках 41 а и 41 б. Отметим, что на рис. 41 б влияние струи на поток сказывается сильнее (кривизна линий тока больше), чем это получается при расчёте. Представленная модель не учитывает расширение струи и искривление её траектории.
След закрученной струи можно рассмотреть как два вихря противоположных по знаку и разных по модулю интенсивностей Г, и Г2, лежащих друг от друга на расстоянии 2 h в набегающем потоке со скоростью V . Расчётная схема такого течения представлена на рис. 42. Комплексный потенциал такого потока имеет общий вид
То есть вихрь большей по модулю интенсивности Г2 быстрее сносится потоком и потому на экспериментальных полях скорости расположен ближе к поверхности вдува. Такое же положение вихрей отмечено другими исследователями /32/.
Система критериев моделирования высокофорсированного сжигания топлива и оценка параметров модели КС с газодинамической стабилизацией пламени
Современные камеры сгорания газотурбинных двигателей, как наземных, так и авиационных, должны отвечать требованиям надёжности, экономичности и экологической чистоты. Ужесточение экономических требований заставляет переходить на более дешёвые низкосортные топлива, но организация эффективного сжигания таких топлив в широком диапазоне изменения рабочих режимов камеры сгорания (КС) затруднена, что влечёт нарушение экологических требований. Таким образом, разработка высокоэффективной КС требует детального изучения всей гаммы процессов, происходящих в объёме жаровой трубы. Исследования полноразмерных камер крайне дороги, поэтому большое внимание уделяется разработке методов моделирования рабочего процесса КС. Применение этих методов позволяет перейти к малоразмерным моделям, допускающим детальное лабораторное исследование.
Для обеспечения полного подобия необходимо геометрическое и гидравлическое подобие, подобие в подаче, воспламенении топлива, кинетических условиях горения, условиях теплообмена со стенками камеры и т.д. Точное моделирование столь сложного процесса невозможно, поэтому при моделировании сохраняют подобие наиболее существенных в каждом конкретном случае факторов. В известной литературе /1,14, 41, 42/ выделены две задачи моделирования КС: - определение на модели процессов горения и движения газов, т.е. полноты выгорания топлива, полей состава и температур газа по основному объёму камеры сгорания, гидравлического сопротивления, стабилизации воспламенения и т.д.;
Исследование полей температуры в зоне стабилизации пламени и гидравлического сопротивления модели КС
Корпус канала 1 имеет поперечное сечение 150 х 100мм и согнут из жести толщиной 0,5мм. Длина канала 350мм. Вдув стабилизирующей струи производился через отверстие в нижней стенке канала 2 на расстоянии от входа в канал 140 мм. Окна 3 и 4 в боковой и верхней стенках канала позволяют осуществлять визуальное наблюдение за предполагаемой зоной стабилизации пламени. Смотровое окно 4 было изготовлено из кварца. Фланцы 5 выполнено для крепления канала на стенде. Работа установки в условиях горения кратковре 124 менна, поэтому экспериментальный канал, не был оснащён системой принудительного охлаждения. Установка позволяет проводить исследования при скоростях набегающего потока v 32 м/с. Эпюра скорости основного потока на входе в модельную камеру представлена на рис. 50. Среднее значение скорости в представленном распределении vpac = 32 м/с.
Поскольку расход основного потока при максимальной скорости составляет почти 0,6 кг/с, то для создания близкой к стехиометрии концентрации топлива потребовалась форсунка (рис. 51), расход которой был больше 10 г/с. Распределение скорости основного потока на входе в модель КС 8 4 y/d0 0 10 20 м/с 30 V z — координата высоты канала (отсчитывается от поверхности вдува); d,Q — 12 мм — диаметр вдуваемой стабилизирующей струи
При этом площадь затенения проходного сечения модельной камеры должна быть возможно меньшей. Предъявляемым требованиям удовлетворила пневматическая вихревая противоточная форсунка, разрабатываемая на кафедре физики РГАТА.
Форсунка имеет следующий принцип работы. Воздушный поток, подаваемый на штуцер 2, по зазору между корпусом 1 и камерой 4 подводится к закручивающему устройству 5. Попадая в камеру 4 в виде интенсивно закрученного вихря воздух обеспечивает распыливание жидкого топлива (керосина), подаваемого по штуцеру 1. Воздух, содержащий капли распыленного топлива покидает вихревую камеру смешения через сопло-диафрагму 8. Герметичность конструкции достигается тщательной притиркой торцевых поверхностей корпуса 1, камеры 4, завихрителя 5 и сопла 8. Интенсивность закрутки топлива на срезе сопла-диафрагмы меньше чем у центробежной форсунки из-за потерь в вихревой камере. Это приводит к сужению факела распыла форсунки до 40 , вместо значений больших 80 характерных для центробежных форсунок III. Фотография форсунки в работе и её расходная характеристика приведены на рисунках 52 и 53.
Для генерации закрученной струи использовались ВГУ, конструкция и характеристики которых приведены в гл. 2. Предпочтительными режимами работы вихревого горелочного устройства являлись те, при которых догорание происходило в открытом факеле. Таким режимам работы соответствуют значения коэффициента избытка воздуха а 3 (когда на срезе сопла появляется видимое свечение, рис. 26).
Для того, чтобы получить информацию о возможности воспламенения топливовоздушной смеси при контакте с закрученным факелом продуктов сгорания, было проведено измерение поля полных температур. По данным экспериментальных исследований /51, 52/ для воспламенения керосина при вдуве в горячий поток необходимо иметь температуру порядка 1200 К . Однако имеются данные /12/, согласно которым воспламенение топливовоздушной смеси возможно при температуре 800 К, что объясняется снижением энергии активации реакции горения из-за наличия в потоке активных центров. Определённый таким образом диапазон температур позволяет использовать для измерения термопару типа хромель-алюмель. Тем более, что термопара типа платина-платинародий, хотя и позволяет проводить измерения при больших температурах, имеет большую стоимость, менее стойка к действию агрессивных сред и при измерениях в зоне неполного сгорания (стабилизирующий факел) оказывает каталитическое действие на реакцию, что приводит к завышению показаний на несколько сотен градусов /36/.
Конструкция рабочей части термопары типа хромель-алюмель, используемой для измерений поля температуры в области вдува стабилизирующего факела, схематично представлена на рис. 22.
Отказ от защитного кожуха в конструкции датчика продиктован следующими факторами. Скорости потока вне светящегося факела не превышают 200 м/с, таким образом, отказ от камеры торможения даёт погрешность порядка 20 К.
