Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Стабилизация фронта пламени в камерах сгорания поточного типа. состояние и переспектива. постановка задач исследования 14
1.1 Задачи стабилизации и оценочные критерии для стабилизаторов 14
1.2 Анализ процесса стабилизации 17
1.3 Механические стабилизаторы фронта пламени 26
1.4 Газодинамический способ стабилизации 35
1.5 Вихревые воспламенители и горелочные устройства, возможность их применения для целей стабилизации 47
Выводы по главе 53
ГЛАВА 2. Численное моделирование аэродинамики закрученного потока в вихревых воспламенителях 55
2.1 Постановка задачи. Численный алгоритм решения 57
2.2 Аэродинамическая структура течения в камере в вихревой горелке ..58
Вывод по главе 67
ГЛАВА 3. Экспериментальное исследование характеристик рабочего процесса вихревых воспламенителей 69
3.1 Расчет малоразмерного воспламенителя 61
3.2 Описание конструкции воспламенителей 69
3.3 Методика экспериментального исследования воспламенителей и описание стенда для её реализации 73
3.4 Анализ результатов опытов 82
Выводы по главе 89
ГЛАВА 4. Численное моделирование взаимодействия вьісокознтальітййньгх закрученных струй, вдуваемых со стенки кс в сносящий поток 91
4.1. Постановка задачи, расчетная область и граничные условия 92
4.2 Результаты численного моделирования взаимодействия высокоэнтальпийных струй вдуваемых со стенки КС в сносящий поток 94
Выводы по главе 99
ГЛАВА 5. Экспериментальное исследование стабилиза ции пламени закрученными высокоэнтальгтийными струями 101
5.1 Система критериев моделирования высокофорсировоного сжигания топлива и оценка параметров модели камер сгорания с газодинамической стабилизацией пламени 101
5.2 Описание установки и методов исследования. Анализ погрешности измерения 104
5.3 Исследование полей температуры в зоне стабилизации пламени 115
5.4 Исследование рабочих характеристик модели прямоточной КС со стабилизацией пламени на поперечно вдуваемых закрученных струях 121
Выводы по главе 126
Заключение 128
Список использованных источников
- Механические стабилизаторы фронта пламени
- Аэродинамическая структура течения в камере в вихревой горелке
- Методика экспериментального исследования воспламенителей и описание стенда для её реализации
- Описание установки и методов исследования. Анализ погрешности измерения
Введение к работе
Преобразование химической энергии в тепловую, механическую и другие виды энергии путем сжигания разнообразных топлив является основным направлением в современной энергетике. Поэтому интерес к этой проблеме остается высоким как с точки зрения повышения эффективности различных энергетических и силовых установок, так и с позиций охраны окружающей среды от влияния вредных выбросов. Не менее важное значение эта проблема имеет в газотурбинных двигателях, являющихся основной силовой установкой в авиации, а также при их наземном применении в различных областях промышленности. За последние десять лет существенно повысились экономичность газотурбинного двигателя (ГТД) и их экологические характеристики, определяемые совершенством отдельных узлов и, в частности, камерой сгорания[1-9].
Рабочий процесс камеры сгорания (кроме пульсирующих ГТД) протекает при постоянном давлении, а образование топливовоздушнои смеси и её сжигание происходит при движении рабочего тела через объём камеры. Стационарное положение фронта пламени в камере обеспечивается непрерывным поджиганием свежей смеси за счёт теплоты продуктов сгорания (рециркуляция тепла) или за счёт действия стабилизатора пламени другого типа. Организация рабочего процесса камеры сгорания (КС) и её характеристики существенно отличаются от других топливосжигающих устройств, применяемых в технике. Тепловые нагрузки её рабочего объёма достигают уровня 4 -н 6,5 МДж/[м3 ч Па J [7], тогда как в топках стационарных котельных установок они, как правило, в 100 раз меньше. Таким образом, при разработке камеры важен выбор конструктивных материалов и мер тепловой защиты корпуса камеры и стенок жаровой трубы.
При работе двигателя давление, температура и расход воздуха на входе в КС изменяются в широком диапазоне. При этом процесс горения не должен прекращаться. В связи с этим возникает проблема надёжности стабилизации пламени в камере, обеспечения быстрого и надёжного запуска камеры в случае погасания пламени.
Важными требованиями, предъявляемыми к камерам сгорания ГТД любого класса, являются высокая полнота сгорания, низкий уровень гидравлических потерь, обеспечение заданных профилей параметров потока на выходе камеры.
Основные камеры сгорания двигателя в приемлемой степени удовлетворяют этим требованиям. Применение фронтового устройства и стабилизации пламени за счёт закрутки потока позволяют поддерживать состав горючей смеси в первичной зоне постоянным в широком диапазоне режимов работы. Высокая температура продуктов сгорания и интенсивное перемешивание их с вторичным воздухом обеспечивают завершение процесса горения на выходе из жаровой трубы и высокую равномерность поля температуры. Для современных КС полнота сгорания составляет г)г 0,99на расчётном режиме и может снижаться до гг=0,95на нерасчётных режимах.
Коэффициент гидравлического сопротивления основной камеры может достигать 10 и более (большие значения характерны для авиационных двигателей). Причём основной вклад составляют потери на удар потока в диффузоре и местные потери на преодоление фронтового устройства [7,8].
Значительно менее проработанными являются конструкции камер сгорания промежуточного подогрева газов. Дополнительный подвод тепла к рабочему телу осуществляется в них за счёт сжигания дополнительного топлива, что позволяет значительно повысить мощность газотурбинной установки (ГТУ). Наиболее проработанным видом камеры промежуточного подогрева является форсажная камера сгорания авиационного ГТД, в которой процесс горения протекает при пониженном содержании кислорода.
Требования к однородности поля температуры для форсажных камер не являются определяющими. Значительные трудности представляют обеспечение хорошей полноты сгорания, надёжности запуска и низкого уровня гидравлических потерь. Проблема запуска камеры может быть решена различными способами. Наибольшее распространение получили применение генератора первичного очага пламени (воспламенителя) и система «огневая дорожка». Суть системы «огневая дорожка» состоит в том, что запуск камеры происходит от продуктов сгорания, получаемых за счёт воспламенения форсажного топлива в последней ступени турбины.
Для стабилизации фронта пламени в камерах промежуточного подогрева обычно применяют стабилизаторы пламени в виде плохообтекаемых тел. Такое решение продиктовано в первую очередь простотой конструкции. Однако применение такого типа стабилизации приводит к низкой полноте сгорания (гг «0,85) и относительно высокому значению коэффициента гидравлических потерь (около 4) [7]. На современном этапе развития указанные значения этих параметров недопустимы.
Первоочередным требованием к проектируемой камере сгорания является обеспечение её устойчивой работы во всём диапазоне режимов двигателя. То, в какой мере камера удовлетворит этому требованию, зависит от условий смесеподготовки, горения и стабилизации пламени [1- 7,10]. Задача обеспечения хорошего смешения топлива с воздухом в настоящее время решена на высоком техническом уровне. Применение того или иного стабилизатора позволяет изменять условия смесеобразования, диапазон устойчивости горения, уровень гидравлических потерь и эмиссию вредных примесей [11 - 20],.
Значительные преимущества дают газодинамические стабилизаторы пламени. Принцип их действия основан на том, что в результате взаимодействия основного потока рабочего тела со струями газа, вдуваемыми в объём жаровой трубы, образуются зоны обратных течений. После запуска камеры высокотемпературные продукты сгорания вовлекаются в зону обратных токов, где смешиваются со свежей горючей смесью, нагревают и воспламеняют её. Газодинамические стабилизаторы обеспечивают высокую интенсивность процессов смешения в камере и позволяют снизить уровень гидравлических потерь. Их дополнительным преимуществом является возможность управления положением и размерами зоны рециркуляции за счёт изменения параметров вдуваемых струй. Для форсажной камеры это означает, что на бесфорсажном режиме стабилизирующие струи могут быть отключены. Тогда гидравлическое сопротивление камеры достигнет минимально возможного значения.
В случае применения газодинамической стабилизации в КС промежуточного подогрева их конструкция может быть существенно упрощена. Это достигается за счёт отказа от устройств воспламенения в том случае, когда температуры стабилизирующих струй будет достаточно для воспламенения горючей смеси.
Видится перспективным проектировать и изгатовливать для генерации стабилизирующих струй вихревые горелки воспламенители по методикам, разработанным в РГАТА [21]. В этом случае стабилизирующая струя будет представлять собой высокэнтальпийный закрученный факел продуктов сгорания. Высокая скорость истечения и закрутка потока интенсифицируют процессы смешения в области вдува и обеспечивают достаточную пробивную способность струи, что позволит создавать зону стабилизации на большом удалении от стенки КС. Достигаемые значения температуры факела составляют величину около 1900 К, что делает возможным использовать стабилизирующую струю в качестве начального очага горения при запуске камеры. Качественная подготовка смеси и реализация в устройстве эффекта вихревого энергоразделения позволяют существенно расширить границы высотного запуска КС. Истечение факела продуктов сгорания происходит со скоростью больше критической, что делает работу горелки - воспламенителя независимой от условий в камере.
Известные способы газодинамической стабилизации пламени используют вдув стабилизирующей струи навстречу основному потоку рабочего тела [8]. В этом случае в зоне горения находятся вспомогательные конструкции, которые подвергаются действию высоких температур. Использование струй с высокой пробивной способностью позволяет разместить генератор струи на стенке камеры и тем самым увеличить ресурс работы.
Принципиальным для разработки газодинамического стабилизатора нового типа является процесс взаимодействия закрученной струи продуктов сгорания с основным потоком в камере. Его оптимизация требует отработки конструкции вихревого воспламенителя применительно к целям стабилизации пламени. Анализ влияния геометрических и режимных параметров вихревого воспламенителя на процесс стабилизации и гидравлическое сопротивление КС.
Обобщая вышеизложенное можно сделать заключение о необходимости углублённого изучения процесса поперечного вдува закрученных высокоэнтальпийных струй в сносящий поток; исследования рабочего процесса вихревого горелочного устройства и влияния его режимных и геометрических параметров на характеристики факела продуктов сгорания; исследования влияния режима работы и параметров ВГУ на стабилизацию пламени, гидравлические, пусковые и срывные характеристики прямоточной КС.
Это определяет актуальность темы работы и позволяет сформулировать цель и ряд задач, решение которых обеспечивает её достижение.
Цель работы
Численно и экспериментально подтвердить возможность газодинамической стабилизации фронта пламени в потоке топливовоздушной смеси при поперечном вдуве системы высокоэнтальпийных закрученных струй продуктов сгорания.
Направление исследований
Для достижения поставленной цели необходимо решить ряд задач: 1. Изучить процесс поперечного вдува закрученной высокоэнтельпийной струи в сносящий поток.
2. Спроектировать и изготовить вихревые горелки, генерирующие стабилизирующие струи продуктов сгорания.
3. Численно и экспериментально исследовать рабочий процесс вихревой горелки и влияние её режимных и геометрических параметров на характеристики факела продуктов сгорания.
4. Численно исследовать аэродинамику взаимодействия систем высокоэнтальпийных закрученных струй со сносящим потоком и определить наиболее эффективные режимы для проведения физического эксперимента.
5. Экспериментально определить пусковые и срывные характеристики прямоточной камеры сгорания со стабилизацией поперечным вдувом систем высокоэнтальпийных закрученных струй.
6. Экспериментально исследовать влияние режима работы и параметров вихревого воспламенителя на стабилизацию пламени и характеристики прямоточной КС.
Методы исследований
Для решения поставленных задач использованы: основополагающие закономерности термогазодинамики, физики процессов горения, теории подобия и размерностей, требования к постановке теплофизических опытных исследований, методы численного моделирования турбулентных течений.
Достоверность и обоснованность полученных результатов
Достоверность полученных результатов обеспечивается корректным применением уравнений термогазодинамики, положений теории подобия и размерностей, постановкой экспериментальных исследований с применением метрологически аттестованного оборудования. Подтверждается совпадением расчетных и опытных данных с результатами исследований других авторов.
На защиту выносятся:
- результаты численного и экспериментального исследования рабочего процесса вихревого воспламенителя и влияние режимных и геометрических параметров горелки - воспламенителя на характеристики факела продуктов сгорания;
- результаты численного и экспериментального исследования процесса газодинамической стабилизации поперечным вдувом систем высокоэнтальпийных закрученных струй на модели прямоточной камер сгорания.
Научная новизна
Теоретически и экспериментально обоснован метод запуска поточной камеры сгорания и стабилизации фронта пламени в ней поперечным вдувом системы высокоэнтальпийных закрученных струй, разработана и изготовлена конструкция вихревой горелки для их реализации, новизна которой подтверждена патентом.
Практическая ценность Практически на модели КС опытном путем доказана возможность запуска и стабилизации фронта пламени на системе поперечно вдуваемых высокоэнталь-пийнных закрученных струях.
Механические стабилизаторы фронта пламени
Среди всех устройств, применяемых для стабилизации пламени в потоке газа, плохообтекаемые тела, несомненно, имеют наибольшее значение. Подавляющее большинство имеющихся экспериментальных данных по устойчивости горения получено со стабилизаторами в виде таких тел[8]. Их действие основано на конвективном переносе тепла продуктов сгорания к свежей смеси в зоне обратных токов (ЗОТ). Зона стабилизации может быть создана либо при обтекании тел с резким изменением геометрии, либо при большой кривизне стенки канала (уступ, каверна, лунка).
Для стабилизации пламени в прямоточных КС без фронтовых устройств обычно используют неудобообтекаемые тела в форме V- образного профиля, цилиндра, пластины, конуса и др. В этом случае отрывная зона локализована с подветренной стороны тела [13] (рис. 1.3). Внутри зоны заключены два вихря, вращающихся в противоположные стороны. В качестве границы зоны можно рассматривать линию, ограничивающую область, в которой рециркулирует постоянная масса газа (линия постоянной массы) [13]. Течение внутри зоны является нестационарным. При малых числах Рейнольдса происходит периодический отрыв крупных вихрей, сопровождающийся мгновенным уменьшением размеров зоны. При больших числах Рейнольдса отрывы всей зоны происходят реже и картина течения приобретает квазистационарный характер. Границы зоны всё время совершают колебания около некоторого среднего положения. Исследования течения в зоне обратных токов показали, что протяженность зоны по потоку примерно в два раза превышает поперечный размер стабилизатора [8,13]. Зона рециркуляции за плохообтекаемыми телами образуется не только при дозвуковых, но и при сверхзвуковых скоростях обтекающего потока. Скорости внутри зоны получаются при этом меньше скорости звука [7].
Геометрия срывной зоны в дозвуковом потоке, что имеет место в КС газотурбинных двигателей, меняется при наличии горения. В результате выделения тепла в зоне давление увеличивается до Ар = -(0,1 н- 0,2) р v2 /2 (без горения Ар = -(1,0 -н 1,2) р v2/2) [9]. Размеры зоны также увеличиваются. В частности длина зоны за V-образным стабилизатором возрастает примерно в три раза [7,13].
Эффективность работы стабилизатора обычно оценивается по области устойчивой работы, которая ограничена кривыми бедного и богатого срыва пламени (рис. 1.4). На срывные характеристики стабилизатора оказывают влияние скорость основного потока, форма и размер стабилизатора, давление и температура потока, интенсивность турбулентности, качество подготовки топливовоздушной смеси, род топлива.
Как показали исследования [13] максимальные скорости потока, при которых происходит срыв пламени со стабилизатора заданного размера и геометрической формы, соответствуют области, близкой к стехиометрическому
составу смеси. По мере обеднения или обогащения смеси скорость срыва пламени уменьшается. Крайние значения коэффициента избытка воздуха, при которых возможно устойчивое горение за плохообтекаемым телом при стремящейся к нулю скорости потока, соответствуют концентрационным пределам воспламенения горячих смесей в стационарных условиях (неподвижной смеси).
Исследования [23] показали, что механизм стабилизации пламени значительно изменяется при малых числах Рейнольдса. Скорость на которой возможна стабилизации пламени скачкообразно падает при снижении числа Рейнольдса, а максимальная скорость, при которой наблюдается стабилизация пламени, заметно отодвигается от стехиометрического состава топливовоздушной смеси.
Относительный размер стабилизатора в КС характеризуется степенью затенения, рассчитываемой как отношение площади сечения стабилизатора в миделе к площади проходного сечения камеры.
Аэродинамическая структура течения в камере в вихревой горелке
Расчетные исследования аэродинамики вихревой горелки проведены на характерных режимах, соответствующих реальным условиям работы вихревых горелок и воспламенителей. Геометрическая 3D модель горелки выполнена в системе Unigraphics NX, дискретизация расчетной области в пакете ANSYS ICEM CFD. Полученная сеточная модель является многоблочной (каждый блок имеет регулярную структуру и состоит из гексагональных элементов), со сгущением в зоне входных профилированных каналов закручивающего устройства и областях больших градиентов термогазодинамических параметров потока. Размерность сетки от 0,75млн до 1,2 млн. элементов, включая участок среды в которую происходит истечение, необходимый для адекватного задания граничных условий на выходе. Построение расчетной сетки в пограничном слое осуществлялись по закону =1. Сеточная модель расчетной области представлена на рис. 2.1.
Численное моделирование термогазодинамики трехмерного течения вязкого газа выполнено с использованием нестационарной системы осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса (URANS). Проведенные ранее расчеты [43,44,44] показывают, что при использовании системы URANS, наиболее высокую точность решения и сходимость задачи обеспечивает применяемая структурированная многоблочная сетка.
Моделирование турбулентности осуществлялось с помощью незкорейнольдсовой k-ю модели турбулентности, с детальным разрешением пограничного слоя. Граничные условия задавались в виде условий адиабатности и прилипания, в качестве начальных задавалось полное давление и температура на входе в горелку, а также статическое давление на выходе (в среде, в которую происходит истечение).
Моделирование процессов тепломассобмена в турбулентных потоках с крупномасштабными отрывными зонами является одной из малоизученных проблем численного исследования процессов вынужденной конвекции. Результаты расчетов с использованием RANS очень чувствительны к выбору замыкающей полуэмпирической модели турбулентности, а иногда просто не способны отразить характерные особенности, присущие термоконвективным течениям [45,46]. Опыт трехмерных расчетов газодинамически сложных турбулентных течений на основе ряда моделей RANS показал, что свойственная этими моделями генерация высокого уровня турбулентной вязкости препятствует развитию крупномасштабных трехмерных пульсаций, которые в действительности определяют структуру осредненного движения [41] и сложных тепломассобменных процессов, интегральными проявлением реализации которых является наблюдаемый в эксперименте [21,40,44,47]
эффект энергоразделения по полной энтальпии у периферийного и приосевого вихрей. Для трех вариантов конструктивных схем течение имеет аналогичный характер. Приведены данные для второго варианта конструктивных схем воспламенителя. На рис. 2.3 - 2.4 показано распределение безразмерной полной скорости течения по радиусу вихревой камеры, отнесенной к величине скорости на геометрической оси горелки в характерных сечениях (в сечении соплового ввода, и в сечении L/Dk=6) на различном расстоянии от сечения ввода потока.
Как и в ранее исследованных конструкциях вихревых труб [21,40], воспламенителей [21,46,48] и горелок [2,48], в объеме вихревой камеры четко различаются два вихря - периферийный и приосевой, перемещающиеся в противоположных направлениях вдоль оси[43]. Первый от соплового ввода к торцевой части горелки, второй - в обратном направлении. Распределение параметров осредненного потока существенно неравномерно, как по сечению, так и по длине камеры.
Распределение тангенциальной и осевой компонент скоростей качественно подобны для различных сечений, однако количественно вдоль трубы претерпевают изменения. Видно, что интенсивность закрутки периферийного потока вдоль камеры снижается и формируется возвратное приосевое течение. На рисунке 2.5 - 2.6 показаны профили безразмерной осевой и тангенциальной скоростей.
По мере продвижения к выходному сечению отверстия сопла-диафрагмы приосевые массы газа, в процессе турбулентного энергомассобмена с периферийным вихрем, приобретают окружную составляющую скорости, ослабляя его интенсивность.
Методика экспериментального исследования воспламенителей и описание стенда для её реализации
Основной задачей экспериментального исследования воспламенителей является определение срывных характеристик воспламенителей и характеристик пламени на выходе из воспламенителей для того чтобы выбрать наиболее оптимальные режимы работ воспламенителей при их использовании в качестве генераторов стабилизирующих струй в основном потоке. Высокая скорость движения воздуха под крышкой позволяет использовать любые типы форсунок. Наиболее предпочтительными являются центробежные форсунки, однако, это условие не всегда выполнимо. Так уменьшенный воспламенитель работает на расходах топлива порядка одного грамма в секунду и меньше, при которых работа форсунки неудовлетворительна, а изготовление форсунок меньшего размера затруднено. Поэтому исследования вихревой горелки проводились при снятии внутренней оболочки (рис. 2.1 поз. 5,6,7,8) и используя пропан как топливо. Диаметр струйной форсунки при этом составил 0,001м.
Для исследований характеристик воспламенителя применялся экспериментальный стенд, схема которого показана на рис. 2.14. Сжатый воздух из компрессора 1, приходя через ресивер 2 поступал в магистраль и подводился на вход воспламенителя 4. При достижении необходимого давления воздуха включался кран баллона пропана 5 и блок питания свечи зажигания 7. После запуска, который фиксировался визуально по появлению факела, свеча зажигания отключалась и работа воспламенителя происходила на режиме автостабилизации. После установления режима работы фиксировались показания расходомеров 3,6, манометров 8 и термопар 9, необходимые для определения расхода воздуха и расхода топлива. Факел на выходе воспламенителя траверсиловался датчиками полной температуры 10 (рис. 3, 4). Одновременно происходила фоторегистрация факела при помощи фотоаппарата 11. Краны 12 необходимы для регулировки работы воспламенителя. Используемые датчики закреплялись в координатном устройстве с 6 степенями свободы (на схеме не показано). Температура продуктов сгорания измеряется приемником полной температуры 10. Температура воздуха на входе в горелку измеряется перед расходомерам 3 и температура топлива измеряется перед расходомерам топлива 6.
В ходе эксперимента измеряются следующие параметры: - давление воздуха на входе в вихревую горелку; - температура воздуха на входе в вихревую горелку; - значение показания ротаметра для измерения расхода воздуха; - давление топлива на входе в вихревую горелку; - температура топлива на входе в вихревую горелку; - значение показания ротаметра для измерения расхода топлива; - температура продуктов сгорания в различных точках потока; - видимая длина факела на выходе из вихревой горелки;
Стенд для исследования характеристик ВГУ (а) и фотография измерительных приборов(б) 1 - компрессор; 2 - ресивер; 3 - расходомер воздуха 4 - вихревое горелочное устройство; 5 - баллон с пропаном; 6 - расходомер топлива; 7 - блок питания; 8 - манометр; 9 - термопары; 10 - приёмник полного давления (полной температуры); 11 - фотоаппарат; 12-краны
По результатам измерений вычислялись; - расход воздуха через горелку; - расход топлива; - значение коэффициента избытка воздуха; - среднемассовая температура факела продуктов сгорания; - мощность воспламенителя. Конструкция рабочей части датчика полной температуры (рис. 2.14. поз. 10) показана на рис. 2.3. Датчик выполнен неохлаждаемым с открытой рабочей частью. Применение открытого спая связано с необходимостью уменьшения диаметра рабочей части. 7 2 3 Рис. 3.2. Схема конструкции датчика полной температуры потока 1 — рабочий спай; 2 — термоэлектродные провода; 3 — керамическая втулка; 4 — корпус (державка)
Однако при определении температуры в этом случае требуется учёт всех видов погрешностей, возникающих при измерении температуры потока [59, 60]. В экспериментах использовались термопары типа платина-платинородий. Для измерения температур воздуха и топлива на входе в вихревую горелку использовались термопары типа хромель-копель.
Погрешность измерения параметров воздуха на входе в воспламенители
Для измерения избыточного давления воздуха на входе в воспламенитель применялся лабораторный пружинный манометр с диапазоном от 0 до 0,6 МПа и классом точности 0,5. Таким образом, наибольшая относительная погрешность при измерении давления составляет 6 %.
Температура воздуха на входе в воспламенитель измерялась хромель-копелевой термопарой в защитном кожухе, установленной в трубопровод радиально. В качестве вторичного измерительного прибора использовался потенциометр постоянного тока типа ПП-63. Перевод показаний термопары проводился по стандартным градуировочньїм таблицам ГОСТ 3044 -77 [60].
Поскольку температура сжатого воздуха превышала температуру окружающей среды не более чем на 10-П5Л", а скорость течения воздуха по магистрали в месте измерений не велика (М « 0,3), то влиянием сжимаемости воздуха и теплопроводности защитного кожуха на результаты измерений можно пренебречь.
Описание установки и методов исследования. Анализ погрешности измерения
Для осуществления "горячих" продувок модели прямоточной камеры сгорания, оценка параметров которой приведена выше, был разработан экспериментальный стенд (рис. 5.1).Воздух от радиального вентилятора среднего давления 1, проходя по воздуховоду, формировал на входе в модель прямоточной КС 3 основной (сносящий) поток с равномерным профилем скорости. Высокоэнтальпйные закрученные стабилизирующие струи генерировались вихревыми воспламенителями 4, питаемыми воздухом от компрессоров 6 и топливом от топливного баллона 12. Крепление вихревого горелочного устройства позволяло изменять угол вдува стабилизирующих струй. Расход воздуха, идущего на стабилизацию, измерялся расходомером 11. Количество топлива, необходимое для работы вихревых воспламенителей измерялся расходомером 13. Запуск воспламенителей 4 осуществлялся от искры свечи зажигания, подключённой к блоку питания 14 (БП).
Стенд для исследования модели КС с горением 1 — воздуходувка; 3 — исследуемая камера сгорания; 4 — вихревой воспламенитель; 5 — топливная форсунка; 6 — топливный насос; 7 — топливный фильтр; 8 — компрессор форсунки; 9— диафрагма; 10 — компрессор вихревого воспламенителя; 11— расходомер воздуха; 12-— баллон бутана; 13 — расходомер топлива; )4— блок питания свечи зажигания; 15 — приёмник полной температуры, закреплённый в координатном устройстве (на схеме не показано); 16 — потенциометр типа ПП-63; 17 — пруженный манометр; 18 — термопара; 19 — регулировочные краны
В экспериментах по стабилизации пламени в основной поток выше по течению от места вдува вводилось дополнительное топливо через форсунку 5 питаемым воздухом от компрессоров 8 и топливом от топливного насоса 6. Расход воздуха, идущего на форсунку, измерялся расходомером перепада давления 9. Количество топлива, необходимое для работы вихревого горелочного устройства, определялось объёмным методом и вычислялось по времени убывания уровня в баке.
Приёмник полного напора(не показан на рисунке), установленный на входе в модель камеры 3, служит для контроля параметров основного потока во время проведения эксперимента. Температура основного потока принималась равной температуре воздуха в лаборатории.
Датчик полной температуры потока 15 использовался для измерения поля полной температуры в области вдува высокоэнтальпийного закрученного стабилизирующего факела. Положение датчика в пространстве фиксировалось координатным устройством с шестью степенями свободы. Показания датчика снимались потенциометром постоянного тока типа ПП-63 (рис. 48, поз. 16).
Свободный спай термопары 15 термостатировался при температуре t = 0 С. Регулировка работы стенда осуществлялась кранами 19.
Конструктивная схема канала для исследования стабилизации пламени при поперечном вдуве закрученного факела представлена на рис. 5.2. Корпус канала имеет поперечное сечение 150 х 100 мм2 и согнут из жести толщиной 0,005м. Длина канала 0,3м. Вдув стабилизирующей струи производился через отверстие в нижней и верхней стенках канала на расстоянии от входа в канал 0,125м. Для визуального наблюдения за предполагаемой зоной стабилизации пламени предусмотрены окна в боковой и верхней стенках канала. Смотровое окно было изготовлено из кварца. Для крепления канала на стенде смонтированы фланцы.
Работа установки в условиях горения кратко временна, поэтому экспериментальный канал, не был оснащён системой принудительного охлаждения. Установка позволяет проводить исследования при скоростях набегающего потока v 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. 5.3), расход которой был больше 10г/с. При этом площадь затенения проходного сечения модельной камеры должна быть возможно меньшей. Предъявляемым требованиям удовлетворила пневматическая форсунка, разрабатываемая на кафедре физики РГАТА.
Форсунка (рис. 5.3) имеет следующий принцип работы. Воздушный поток, подаваемый на штуцер 1, по зазору корпуса 2 попадает в камеру 5. Проходя через 15 отверстий сверленные на сопло- диафрагме 3 смешается наружно с подаваемым топливам обеспечивая при этом распыливание его(керосина). Топливо подается по штуцеру 4. Фотография форсунки в работе и её расходная характеристика приведены на рисунках 5.4 и 5.5.
Для генерации закрученной струи использовались вихревые воспламенители, конструкции и характеристики которых приведены в гл. 3. Предпочтительными режимами работы вихревого воспламенителя являлись те, при которых догорание происходило в открытом факеле. Таким режимам работы соответствуют значения коэффициента избытка воздуха а 2,5,когда на срезе сопла появляется видимое свечение.
Для того чтобы получить информацию о возможности воспламенения топливовоздушнои смеси при контакте с закрученным факелом продуктов сгорания, было проведено измерение поля полных температур. По данным экспериментальных исследований [76,77] для воспламенения керосина при вдуве в горячий поток необходимо иметь температуру порядка 1200 К . Однако имеются данные [16], согласно которым воспламенение топливовоздушнои смеси возможно при температуре 800 К, что объясняется снижением энергии активации реакции горения из-за наличия в потоке активных центров.
