Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Разработка методики расчета коаксиального теплообменника для наземных испытаний камер сгорания ПВРД 18
1.1 Общие сведения о теплообмене 18
1.2 Особенности теплообмена и гидродинамики при течении теплоносителя в канале 22
1.3 Общий вид критериальных уравнений для конвективного теплообмена в каналах 25
1.4 Описание методики расчета теплообменного процесса 28
1.5 Описание программы для расчета коаксиальных теплообменников 31
1.6 Расчет теплового потока в элементе 34
1.7 Описание конструкции теплообменника 39
1.8 Описание проведенных экспериментов 43
1.9 Сравнение результатов экспериментов и расчетов 45
1.10 Применение коаксиальных теплообменников для испытания камер сгорания ПВРД 48
Глава 2 Физические механизмы стабилизация горения на плоских струях 51
2.1 Взаимодействие поперечных струй со сносящим дозвуковым потоком 51
2.2 Начальный участок плоской турбулентной струи в поперечном потоке 59
2.3 Влияние начальной температуры на горение в потоке однородной смеси 68
2.4 Стабилизация пламени в потоке системами струй 74
2.5 Моделирование горения углеводородного топлива в сверхзвуковых потоках в каналах сложной формы 78
2.6 Стабилизация пламени на струях двухфазной горючей смеси...86
2.7 Интенсификация горения смесей в потоке 91
Глава 3 Экспериментальное исследование стабилизации горения на плоских струях 99
3.1 Описание теплообменника 99
3.2 Описание подогревателя 102
3.3 Описание модельной камеры сгорания 107
3.4 Методика экспериментального исследования глубины проникновения испаренного керосина в основной поток
3.5 Результаты экспериментального исследования глубины проникновения испаренного керосина в основной поток 115
3.6 Подтверждение адекватности численного расчета течения внутри камеры сгорания 119
3.7 Определение параметров модельной камеры сгорания 127
3.8 Выбор размеров топливоподающей щели 134
3.9 Проведение экспериментов 135
3.10 Результаты проведенных экспериментов 143
Заключение 147
Список использованной литературы 148
- Общий вид критериальных уравнений для конвективного теплообмена в каналах
- Сравнение результатов экспериментов и расчетов
- Моделирование горения углеводородного топлива в сверхзвуковых потоках в каналах сложной формы
- Методика экспериментального исследования глубины проникновения испаренного керосина в основной поток
Введение к работе
Актуальность темы. Основной тенденцией развития авиационной и ракетной техники является наращивание скорости полета летательных аппаратов. В соответствии с этим идет процесс исследований и разработок силовых установок - двигателей.
Для атмосферных летательных аппаратов наилучшими удельными характеристиками, в диапазоне чисел Маха полета от 2-5 и выше, обладает широкодиапазонный прямоточный воздушно-реактивный двигатель - ШДПВРД.
Ключевой проблемой, решение которой открывает путь к использованию ШДПВРД в ракетно-космической и авиационной технике, является реализация эффективного рабочего процесса в камере сгорания. Для ее решения необходимо обеспечить эффективный процесс смесеобразования и стабилизацию горения на всех режимах работы двигателя. Используемые в настоящее время способы стабилизации -плохо обтекаемые тела, внезапное расширение канала и т.д., эффективны на малых сверхзвуковых скоростях полета, когда скорость в камере сгорания дозвуковая, но не дают удовлетворительных результатов на больших сверхзвуковых скоростях полета, когда необходимость в стабилизации горения не требуется и механические стабилизаторы лишь вызывают дополнительные гидравлические потери.
Рассматривая вопросы смесеобразования применительно к высокоскоростным двигателям, таким как, например, ШДПВРД, следует отметить, что в настоящее время накоплен обширный материал по взаимодействию высокоскоростных струй (как спутных, так и поперечных) со сверхзвуковым потоком. С другой стороны менее освещены вопросы по исследованию взаимодействия разогретых высоконапорных струй с дозвуковым потоком, что может быть использовано при организации смесеобразования и стабилизации горения в камере сгорания ШДПВРД, работающей в дозвуковом режиме.
В связи с вышесказанным, представляет интерес исследование стабилизации горения на плоских струях газообразного топлива. Требуется более глубокое исследование процессов смесеобразования и горения, с привлечением новых средств измерений, в том числе лазерно-оптических, в комплексе с испытаниями и доводкой камер сгорания, а также разработка на этой основе инженерных методик расчета последовательных стадий процессов. Необходимо определить оптимальное соотношение расходов компонентов в основном потоке и в стабилизирующей струе для наиболее эффективной стабилизации. Возможность регулировки скорости и состава стабилизирующей струи дает возможность оптимизировать горение в камере сгорания,
работающей в дозвуковом режиме, или полностью отключать стабилизатор на сверхзвуковом режиме.
Цель работы:
Исследовать стабилизацию горения на струях нагретого газообразного горючего в камерах сгорания ПВРД.
Задачи работы:
разработка методики расчета коаксиального теплообменника для наземных испытаний камер сгорания ПВРД;
разработка методики расчета глубины проникновения струй топлива в поток и длины начального участка;
разработка экспериментального стенда и вспомогательного оборудования для исследования стабилизации горения на струях нагретого газообразного горючего;
проведение экспериментов по исследованию стабилизации горения на струях нагретого газообразного горючего;
накопление экспериментального материала для расширения представления об исследуемом явлении и верификации численных методов.
Научная новизна:
впервые показана возможность и эффективность стабилизации горения на струях нагретого газообразного горючего втекающих в поток под углом 135;
произведено обобщение пределов стабилизации пламени на струях нагретого газообразного горючего, полученных в широком диапазоне режимных параметров.
Научная и практическая ценность:
спроектированный для проведения экспериментов коаксиальный
теплообменник, работающий совместно с малоразмерной камерой сгорания
и позволяющий нагревать топливо до высокой температуры имеет простую
и технологичную конструкцию, позволяет отказаться от использования
электрической сети высокой мощности на стенде и может использоваться
для подогрева различных компонентов при исследованиях камер сгорания и
различных конструкционных материалов;
разработанная методика расчета глубины проникновения струй топлива в поток и длины начального участка позволяет оценить необходимую длину камеры сгорания для обеспечения высокой полноты сгорания;
стенд, спроектированный в процессе работы, обеспечивает проведение экспериментов в широком диапазоне параметров и может использоваться для проведения экспериментов с разными модельными камерами ПВРД;
накопленный экспериментальный материал расширяет представление о механизмах стабилизации горения на струях нагретого газообразного горючего, что позволяет проектировать эффективные камеры сгорания для широкодиапазонных ПВРД.
Достоверность результатов диссертационной работы подтверждается многократной повторяемостью результатов. Для повышения точности и достоверности измерений были применены современные методы и устройства сбора, накопления и обработки экспериментальных данных, многократные калибровки датчиков и измерительной аппаратуры.
На защиту выносятся:
результаты экспериментальных исследований параметров коаксиального теплообменника для подогрева горючего, подаваемого в модельную камеру сгорания;
результаты экспериментальных исследований стабилизации горения на струях нагретого газообразного горючего;
Апробация работы и публикации. По материалам диссертации опубликованы 3 научные работы в рецензируемых журналах, входящих в перечень ВАК.
Личный вклад автора. Основные результаты диссертации получены лично автором, либо при его непосредственном участии в качестве ведущего исполнителя на всех этапах исследований, а именно: при постановке конкретных задач, разработке основных систем установки, проведении всех экспериментов, в обработке, анализе и обобщении полученных данных, подготовке печатных работ по результатам исследований. Совместные результаты представлены с согласия соавторов.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, обзора литературы, трех глав, заключения и списка литературы из 81 наименования. Общий объем диссертационной работы составляет 153 страниц, включая 36 рисунков.
Общий вид критериальных уравнений для конвективного теплообмена в каналах
Вопросы теплообмена в каналах весьма актуальны для энергетических установок и теплообменных устройств летательных аппаратов. Чтобы рассчитать разнообразные теплообменные устройства, применяемые в авиационной технике, необходимы данные по теплообмену и гидродинамике в каналах различной формы с различными условиями входа при различных законах подвода или отвода тепла для жидких и газообразных теплоносителей с переменными теплофизическими свойствами.
Понятие конвективного теплообмена охватывает процесс теплообмена, обусловленный совместным действием конвективного и молекулярного переноса тепла при перемещении макрочастиц жидкости или газа в пространстве из области с одной температурой в область с другой. Конвекция возможна только при движении среды; перенос тепла конвекцией связан с переносом вещества. Под молекулярным переносом (теплопроводностью) понимается процесс переноса тепла посредством теплового движения микрочастиц в среде с неоднородным распределением температуры. Перенос тепла конвекцией всегда сопровождается теплопроводностью, так как при движении жидкости или газа неизбежно соприкосновение отдельных частиц, имеющих различные температуры.
Обычно в инженерных расчетах определяют конвективный теплообмен между потоком жидкости или газа и поверхностью твердого тела, называемый конвективной теплоотдачей или просто теплоотдачей.
При практических расчетах теплоотдачи используют закон Ньютона-Рихмана: Q=a-(Twf)-F Вт. (1.1) Согласно этому закону тепловой поток Q (количество тепла, проходящее в единицу времени через произвольную поверхность от жидкости к стенке или от стенки к жидкости) пропорционален поверхности теплообмена F и разности температур поверхности тела Tw и окружающей тело жидкой или газообразной среды Tf. Разность температур AT=TWf называется температурным напором. Коэффициент пропорциональности а, учитывающий конкретные условия теплообмена, называется коэффициентом теплоотдачи.
В общем случае коэффициент теплоотдачи переменен по поверхности и его можно определить как Таким образом, коэффициент теплоотдачи есть плотность теплового потока q (тепловой поток, отнесенный к единице площади поверхности) на поверхности тела, отнесенная к разности температур поверхности тела и окружающей среды. Теплоотдача является достаточно сложным процессом. В наиболее общем случае коэффициент теплоотдачи является функцией формы и размеров тела, режима течения, скорости и температуры жидкости, физических параметров жидкости (коэффициента теплопроводности X, теплоемкости Ср, плотности р, температуропроводности а, коэффициента динамической вязкости ц, температурного коэффициента объемного расширения (3) и других величин.
Процесс конвективного теплообмена зависит от природы возникновения движения жидкости. Различают вынужденную и естественную (свободную) конвекцию.
В первом случае жидкость или газ движутся за счет внешних поверхностных сил, приложенных на границе системы, или однородного поля массовых сил, приложенных к жидкости внутри системы, или за счет кинетической энергии, сообщенной жидкости или газу вне системы. Во втором случае движение жидкости обусловливается действием неоднородного поля массовых сил, приложенных к частицам жидкости внутри системы и обусловленных внешними полями (гравитационным, магнитным, электрическим). Например, свободное гравитационное движение обусловливается действием гравитационного поля в системе с неоднородным распределением плотности жидкости. Неоднородность плотности жидкости вызвана неоднородным распределением температуры.
Вынужденное движение в общем случае может сопровождаться свободным движением. Относительное влияние последнего тем больше, чем больше разница температур отдельных частиц жидкости и чем меньше скорость вынужденного движения. При больших скоростях вынужденного движения влияние свободной конвекции становится пренебрежимо малым.
Главная трудность в использовании основного закона теплоотдачи -уравнения (1.1) - заключается в определении коэффициента теплоотдачи. Практически изучение процесса теплоотдачи сводится к определению зависимости коэффициента теплоотдачи от различных факторов.
Существенное влияние на процесс конвективного теплообмена оказывает характер движения жидкости, так как им определяется механизм переноса тепла. При ламинарном режиме течения частицы жидкости перемещаются, не перемешиваясь, и перенос тепла по нормали к направлению движения осуществляется путем теплопроводности. При турбулентном режиме течения частицы жидкости движутся неупорядоченно, хаотически, направление и величина скорости отдельных частиц непрерывно меняются, а перенос тепла по нормали к направлению осредненного движения осуществляется как за счет теплопроводности, так и за счет пульсаций (конвекции), при этом пульсационный перенос может во много раз превышать передачу тепла теплопроводностью.
Форма и размеры поверхности теплообмена существенно влияют на теплоотдачу. В технике имеется большое многообразие поверхностей теплообмена. Даже из тел простейшей формы, например, плиты и трубы, можно составить множество теплоотдающих поверхностей. Например, плита может быть с одной или двумя теплоотдающими поверхностями, может располагаться вертикально, горизонтально или наклонно. Из труб можно собрать различные теплоотдающие пучки. Обтекание труб снаружи может быть продольным, поперечным и т.д. Каждая такая поверхность создает специфические условия движения и теплоотдачи.
Сравнение результатов экспериментов и расчетов
Более простые зависимости для струй получены в работах [10, 11], где экспериментально исследовалось течение со струями в каналах квадратного сечения. Здесь рассматривалась также задача о взаимодействии с потоком ряда струй и влияние их взаимного расположения - частота отверстий выдува. В работах показано, что между параметрами, характеризующими распространение струй в сносящем потоке, может быть установлено приближенное подобие, если за характерный размер выбрать глубину проникновения струи, определяемую по формуле:
Представляют вполне определенный интерес работы, проводимые в ЦАГИ Пензиным В. Н.. Хотя все эти работы относятся к изучению взаимодействия струй со сносящим сверхзвуковым потоком (см., например, [13... 15]), однако исследователем получены интересные результаты о влиянии вдуваемых струй и их параметров на пределы запирания основного потока, когда в области вдува реализуется дозвуковое течение [8, 15]. Этот режим интересен тем, что в реальности он может быть распространен на случай работы газовоздушного тракта двигателя, когда торможение сверхзвукового потока до дозвуковых скоростей при разгоне летательного аппарата осуществляется уже не в горле воздухозаборного устройства, а на газогенераторных струях камеры сгорания. В этом случае как раз и необходимо знание процессов взаимодействия вдуваемых струй газа с основным потоком камеры сгорания.
На рис.2 представлены также схемы течения в канале при вдуве струй: а - режим образования псевдоскачка перед струями; в - режим развитого псевдоскачка. Из Рис. 2.2 видно, что давление перед струями изменяется в широком диапазоне и при определенных расходах вдува может достигать значения давления за прямым скачком. (В случае же вдува в свободный поток эта величина не превышает максимального давления в зоне отрыва пограничного слоя). Для характеристики течения со струйным взаимодействием в работе Характерные распределения относительного статического давления вдоль трубы Для приближенной оценки длины зоны повышенного давления в трубе в работе [13] предлагается эмпирическая зависимость, которая наиболее совпадает с экспериментом при р л/г 1,05 : последовательность режимов такова: при увеличении /З-УІТ ОТ 1 до 1,05 реализуется вначале безотрывное течение, а затем отрывное, соответствующее вдуву в свободный поток. В диапазоне /3-4т =1,05...1,15 величина ъ увеличивается и существенно начинает превышать соответствующую область для случая свободного потока. Это режимы образования псевдоскачка и они возможны только при наличии ограничивающих поток стенок. Наконец при течение перед сечением вдува дозвуковое. Здесь следует отметить, что результаты получены при температуре вдуваемых струй до 750К. Для более высоких температур необходимы дополнительные исследованияРешение задачи о начальном участке плоской турбулентной струи, развивающейся в поперечном потоке, интегральным методом рассмотрено в [16]. Система уравнений пограничного слоя струи, записанная в криволинейных координатах, связанных с осью струи, замыкается с помощью формулы Прандтля для касательных напряжений, в которой кривизна не учитывается. При больших скоростях сносящего потока это решение не обеспечивает хорошего согласования с экспериментальными данными.
На рис. 2.3 показана полученная в эксперименте, описанном в [16], ширина зон смешения для отношения скоростей струи и потока щ/Ут=9,35; 4,83; 3,23. Штриховые линии - ширина зоны смешения обычной затопленной струи (VaD= 0). Из рисунка видно, что передняя к потоку зона смешения шире, чем задняя, причем разница между ними увеличивается с ростом скорости сносящего потока. Струя в передней зоне смешения как бы эжектирует в себя дополнительную массу по сравнению с эжекциеи в зону смешения обычной затопленной струи и в заднюю к сносящему потоку зону смешения. Это связано, видимо, с влиянием на интенсивность перемешивания кривизны струи, которая в начальном участке может быть довольно велика. Известно (см., например, [17]), что в потоке, текущем вдоль криволинейной выпуклой стенки, в котором скорость с удалением от стенки убывает, перемешивание происходит более интенсивно, так как быстрые частицы под воздействием центробежных сил отбрасываются вдоль радиуса от центра кривизны интенсивнее, чем медленные, и, следовательно, толщина зоны перемешивания должна быть больше, чем при отсутствии центробежных сил. Наличие центробежной силы связано с искривлением струи, при этом центробежная сила тем больше, чем больше нормальная к оси составляющая скорости сносящего потока. Рост скорости сносящего потока при заданной начальной скорости струи приводит к росту кривизны струи, нормальной к ее оси составляющей скорости сносящего потока и центробежной силы. Это в свою очередь должно привести к росту дополнительной массы, присоединившейся к струе в передней ее части. С удалением от источника струи ее ось искривляется, угол между осью и сносящим потоком уменьшается и, следовательно, нормальная составляющая скорости потока уменьшается и в пределе стремится к нулю. Поэтому при расчете основного участка дополнительную эжекцию можно не учитывать. В развитии же начального участка дополнительная эжекция в переднюю к потоку зону смешения струи должна играть важную роль.
Моделирование горения углеводородного топлива в сверхзвуковых потоках в каналах сложной формы
Исследование пределов стабилизации пламени на струях при изменении других параметров показало, что, например, увеличение температуры потока и струи; а также уменьшение степени "загрязнения" потока и струи продуктами сгорания расширяет пределы стабилизации пламени [52, 53].
Механизм стабилизации пламени на струях исследовался путем изучения динамики физико-химической структуры области воспламенения и развития горения на отдельных установившихся режимах, имеющих различный запас устойчивости (различную степень приближения к срывному пределу по изменяющемуся параметру). Замерялись поля давлений, температур, скоростей, составов смеси, коэффициентов полноты сгорания. Производилась скоростная киносъемка срыва пламени.
При бльших числах Rew (Rew ReKp) течение в зоне взаимодействия струй с потоком с наложением химической реакции носит квазистационарный характер. На установившихся режимах в каждой точке поля среднестатистические значения давления, температуры, состава, полноты сгорания остаются постоянными.
Энергия, подводимая со струей, расходуется на образование циркуляционного течения и на генерацию турбулентности. На это же, очевидно, расходуется и некоторая часть энергии основного потока, но меньшая, чем при стабилизации на плохообтекаемых телах.
Условно течение в зоне циркуляции можно замкнуть и представить в виде вихря. В действительности некоторая часть газов зоны циркуляции за счет турбулентного обмена на границах постоянно замещается свежей смесью. Таким образом, в прямых токах зоны циркуляции происходит перемешивание холодной горючей смеси и нагретых продуктов сгорания из зоны обратных токов. Поэтому температура газа в прямых токах вначале падает, а затем повышается вследствие воспламенения смеси и выделения тепла. Если начало повышения температуры принять за начало воспламенения, то можно построить в прямых токах линию воспламенения.
Баланс тепла по среднемассовым температурам в прямых токах до воспламенения показывает, что так же, как для плохообтекаемых тел [54], существует постоянное соотношение между количеством газа, поступающим в прямые токи из зоны обратных токов, и количеством свежей смеси из зоны смешения. Другими словами, количество свежего газа, поступающего в зону циркуляции, пропорционально количеству циркулирующего в ней газа.
Можно показать, что при геометрическом подобии зон на различных режимах время пребывания газа в зоне циркуляции пропорционально среднему времени движения по прямым токам [55, 56].
Численным интегрированием полей было установлено, что среднее время движения газа по прямым токам (и пропорциональное ему среднее время движения по обратным токам) прямо пропорционально линейному размеру зоны циркуляции - длине или диаметру (высоте) и обратно пропорционально скорости смеси в невозмущенном потоке [57].
На режимах, далеких от срыва, линия воспламенения расположена левее центра вихря. Вследствие крайне высокой степени турбулентности в прямых токах развивается интенсивное горение, смесь успевает сгореть до выхода из них. Нагретые до высоких температур газы воспламеняют смесь внешнего потока - образуется распространяющееся пламя. Зона обратных токов заполнена газами, продуктами полного сгорания смеси.
При переходе к срыву путем понижения температуры газов в зоне обратных токов (обеднением смеси) или увеличением скорости потока линия воспламенения перемещается к центру вихря. При достижении срыва уменьшением размеров зоны циркуляции (уменьшением, например, ?v) центр вихря приближается к линии воспламенения. И в том, и в другом случае горение в прямых токах не заканчивается и частично переносится в зону обратных токов. Распространяющееся пламя смещается вдоль границы зоны обратных токов к концу зоны циркуляции, а на факеле появляется сужение. При попадании значительного количества несгоревшей, а также невоспламенившейся смеси в зону обратных токов из-за снижения температуры газа в ней наступает спонтанный срыв пламени. При перемещении зоны горения (интенсивного выделения тепла) в конец зоны циркуляции распространение пламени в сносящий поток прекращается еще до момента полного срыва пламени в зоне циркуляции.
Можно считать, что механизм стабилизации пламени на струйных экранах, состав смеси которых одинаков с составом смеси набегающего потока, принципиально такой же, как и на плохообтекаемых телах [48, 58, 60].
Неравенство составов смеси в струе и потоке вносит в механизм стабилизации ряд особенностей. При диффузионном смешении струи с потоком образуется смесь местного состава, определяющая температуру газов, поджигающих свежую смесь. Для расчета местных значений &т], вводится коэффициент смешения mi, равный отношению весовых количеств смеси из потока и из струи, поступающих в зону смешения.
Методика экспериментального исследования глубины проникновения испаренного керосина в основной поток
Перед проведением экспериментов с горением необходимо определить параметры щели, которые бы обеспечивали достаточную глубину проникновения струи топлива в основной поток в диапазоне ER камеры сгорания от 0,4 до 1. Это позволяет сделать график, полученный в результате проведенных экспериментов по изучению глубины проникновения струи топлива в основной поток. Критерием эффективной работы струйного стабилизатора примем его минимальный размер в 15мм. Максимальный размер по возможности не должен превышать половины поперечного размера камеры сгорания, т.е. 55мм [71].
Пользуясь зависимостью глубины проникновения струи испаренного керосина в основной поток камеры сгорания от соотношения скоростных напоров струи и основного потока, можно принять ширину щели для подачи топлива равной 1,5мм при длине 30мм. Такие размеры обеспечат минимальную глубину проникновения при расходе 20гр/с (ER=0,4) равную примерно 34мм, а при расходе 50гр/с (ER=1) глубину примерно равную 55мм. То есть в диапазоне ER=0,4...1 такая щель обеспечит размеры газодинамического стабилизатора 34...55мм, что хорошо согласуется с принятыми критериями эффективной работы струйного стабилизатора.
Угол вдува стабилизирующей струи в основной поток модельной камеры сгорания выбираем 135 на основании экспериментов, проведенных в работе [74].
Перед проведением экспериментов полезно рассмотреть аналогичные эксперименты по стабилизации пламени на поперечной струе, проведенные в лаборатории горения американского университета Буффало (University at Buffalo) в штате Нью-Йорк.
На Рис. 3.15 показана схема экспериментальной прямоточной модели, а на Рис. 3.16 распределение скоростей и линий тока вдоль проточной части канала. Перед камерой сгорания установлен диффузор для создания в камере таких же начальных параметров потока, как в реальном двигателе. В экспериментах в качестве стабилизирующей струи была использована смесь топлива и воздуха. Стабилизирующая струя вдувалась в основной поток под углом 90. Исследования проводились как без горения в потоке после
В результате проведенных экспериментов установлено, что струйная стабилизация пламени в камерах сгорания выгодно отличается от стабилизации на плохообтекаемых телах повышенной турбулизацией потока и возможностью простого управления параметрами струйного стабилизатора для оптимизации устойчивости рабочего процесса. Также струйный стабилизатор обеспечивает более высокую скорость тепловыделения по сравнению с механическим стабилизатором, что позволит уменьшить длину камеры сгорания.
С целью снижения общей сложности и уменьшения количества контролируемых параметров эксперименты проводились без оценки эффективности рабочего процесса в модельной камере сгорания. Исследовалась только принципиальная возможность работы камеры сгорания со стабилизацией горения на струе подогретого топлива и устойчивость рабочего процесса.
Воздух для модельной камеры сгорания поступает от воздушной системы стенда. Проходит через подогреватель в котором нагревается до необходимой температуры. Далее через сопло и диффузор поступает в модельную камеру сгорания. Сопло совместно с диффузором позволяют смоделировать необходимое давление и скорость на входе в модельную камеру сгорания. Таким образом, подогреватель совместно с соплом и диффузором позволяют смоделировать полетные параметры основного потока в камере сгорания.
Топливо для модельной камеры сгорания поступает из наддуваемого топливного бака, нагревается в теплообменнике и в газообразном виде поступает в топливоподающую щель камеры сгорания. Таким образом, моделируется охлаждение конструкции камеры сгорания летательного аппарата топливом. До выхода на номинальный режим работы всех систем стенда в качестве нагреваемого компонента в теплообменник вместо керосина подается воздух. Такой прием позволяет значительно повысить безопасность проведения эксперимента, снижая вероятность самопроизвольного возгорания нагретого керосина в выхлопной системе стенда. Переключение нагреваемого компонента с воздуха на керосин и обратно производится двумя пневматическими клапанами, работающими в противофазе. Это позволяет переключить нагреваемый компонент в теплообменнике практически без задержек и избежать его разрушения. Для исключения попадания воздуха в топливную магистраль на подводящих трубках теплообменника установлены обратные клапаны.
Поступая в камеру сгорания под углом 135 к основному потоку, топливо смешивается с основным потоком. Во время смешения непосредственно за местом подачи топлива создается зона обратных токов, которая позволяет эффективно поддерживать горение без использования механических стабилизаторов.
Смесь воздуха с топливом в камере сгорания воспламеняется поджигающим устройством, которое выключается сразу после начала самостоятельной работы камеры.
Некоторая часть газов зоны циркуляции за счет турбулентного обмена на границах постоянно обновляется, замещаясь тем же количеством свежей горючей смеси.
В зоне, расположенной вблизи передней границы зоны обратных токов, вследствие диффузионного смешения струи с горючей смесью и продуктами сгорания образуется смесь местного состава. За счет тепла и активных химических центров газов - продуктов сгорания зоны обратных токов (а также тепла, вносимого струей и набегающим потоком) - эта смесь нагревается и воспламеняется. В области высокой турбулентности между зоной обратных токов и внешним потоком (а, следовательно, в прямом токе зоны циркуляции) развивается интенсивное горение. Часть продуктов сгорания смеси местного состава циркуляционным течением переносится в зону обратных токов, чтобы поджигать новые порции свежей горючей смеси. Другая часть продуктов сгорания воспламеняет свежую смесь во внешнем потоке.
На режимах устойчивого горения зона обратных токов заполнена продуктами полного сгорания смеси.
Во время работы модельной камеры сгорания производятся измерения статического давления на верхней стенке по длине камеры. По его скачкообразному росту можно установить наличие горения внутри камеры. Также производится видеосъемка выхода из камеры сгорания, что позволяет визуально подтвердить наличие горения. Расходы газообразных компонентов измеряются с помощью мерных шайб различного диаметра. Расходы жидких компонентов измеряются с помощью расходомеров турбинного типа.
Похожие диссертации на Стабилизация горения на струях нагретого газообразного горючего в камерах сгорания ПВРД
